蔡 緒 明

(中石化石油工程機(jī)械有限公司沙市鋼管分公司)

0 引 言

由于優(yōu)異的管型質(zhì)量和突出的成本優(yōu)勢(shì)，油氣管道工程用小口徑薄壁鋼管越來(lái)越多地選用高頻焊管。但薄壁高頻焊管在成型過(guò)程中鋼帶邊緣受力和變形狀態(tài)很難控制，成型工藝參數(shù)稍有偏差就可能導(dǎo)致鋼帶邊緣出現(xiàn)波浪，影響焊接質(zhì)量，甚至導(dǎo)致無(wú)法正常合縫和焊接。實(shí)際生產(chǎn)中多通過(guò)鋼管試制來(lái)制定和優(yōu)化生產(chǎn)工藝，既耽誤了生產(chǎn)進(jìn)度，又造成了材料浪費(fèi)。目前有研究報(bào)道通過(guò)建模對(duì)傳統(tǒng)的粗成型-精成型排輥成型機(jī)組的成型過(guò)程進(jìn)行仿真分析來(lái)代替鋼管試制[1-3]，并取得了積極進(jìn)展。中石化石油機(jī)械沙市鋼管分公司高頻焊管機(jī)組由美國(guó)ABBEY公司引進(jìn)，其先進(jìn)的粗成型-TBS(過(guò)渡梁)成型-精成型工藝與通常的排輥成型技術(shù)差別較大，機(jī)架間距、數(shù)量和成型方式都不一樣，文獻(xiàn)中的仿真軟件技術(shù)對(duì)該公司的借鑒意義不大。

筆者基于美國(guó)ABBEY高頻焊管機(jī)組對(duì)成型過(guò)程進(jìn)行建模，通過(guò)分析不同軋輥的位置變化對(duì)鋼帶邊緣變形量的影響，計(jì)算鋼帶邊緣變形最佳時(shí)的工藝參數(shù)用于實(shí)際鋼管生產(chǎn)，并通過(guò)DL245M ?406.4 mm×6.0 mm高頻焊管的批量生產(chǎn)驗(yàn)證，取得了較好的效果。

1 模型創(chuàng)建和處理

ABBEY高頻焊管機(jī)組的成型一般包括粗成型、TBS成型和精成型3個(gè)階段。鋼帶在每個(gè)階段都會(huì)產(chǎn)生較大的塑性變形，同時(shí)與各道次的上下輥和彎邊輥發(fā)生滾動(dòng)摩擦接觸。

1.1 幾何建模

采用ANSYS 幾何建模編輯工具SCDM，按照提供的二維圖進(jìn)行三維幾何建模。本文采用?219.1、?406.4和?610.0 mm共3種輥型建立高頻焊管成型仿真模型，用D406.4典型輥型進(jìn)行全流程仿真分析，成型輥組整體裝配示意圖見(jiàn)1。

1.2 材料選擇

材料選用常用的L290鋼帶，規(guī)格為1 276 mm×6.0 mm(對(duì)應(yīng)鋼管規(guī)格為?406.4 mm×6.0 mm)，采用柔性體進(jìn)行模擬?？紤]到鋼帶在成型壓制過(guò)程中塑性變形較大，選用雙線性等向強(qiáng)化材料模型來(lái)設(shè)置鋼帶的材料屬性：屈服強(qiáng)度290 MPa，切線模量為8.60 GPa[4-5]。

圖1 成型輥組整體裝配示意圖Fig.1 Assembly diagram of the shape-forming roller set

1.3 有限元模型創(chuàng)建

輥組采用高強(qiáng)結(jié)構(gòu)鋼，在分析中視為剛性體，不考慮其彈性變形，采用實(shí)體建模[6-9]；鋼帶為連續(xù)帶狀體，在成型壓制過(guò)程中厚度方向的變形量遠(yuǎn)小于其他方向，故采用殼體建模[10-12]。將鋼帶建成一個(gè)面體，選取24 m長(zhǎng)的鋼帶來(lái)模擬，讓鋼帶穿過(guò)各成型階段。因鋼帶經(jīng)過(guò)各壓輥的過(guò)程中呈對(duì)稱(chēng)性形變，分析模型選用的模型量以減少仿真分析的計(jì)算量。

1.4 接觸聯(lián)接定義

鋼帶與主動(dòng)輥之間采用有摩擦接觸[13]的方式創(chuàng)建接觸對(duì)，設(shè)置相應(yīng)的摩擦因數(shù)為0.2，假設(shè)動(dòng)摩擦因數(shù)和靜摩擦因數(shù)相等。鋼帶與從動(dòng)輥之間采用無(wú)摩擦接觸的方式創(chuàng)建接觸對(duì)。通過(guò)預(yù)定義接觸對(duì)，鋼帶在運(yùn)行過(guò)程中與各輥組接觸，接觸部位取決于鋼帶的受力和變形狀態(tài)。

2 整體分析與結(jié)論

2.1 D406.4規(guī)格薄壁管成型過(guò)程仿真

以粗成型下輥為基準(zhǔn)進(jìn)行定位，粗成型上輥位置決定輥縫大小。鋼帶厚6.0 mm，設(shè)定粗成型1#和2#輥組輥縫為6.2 mm，3#和4#輥組輥縫為6.4 mm。成型分析中設(shè)定鋼帶的前進(jìn)速度為18 m/min，為了避免堆鋼，驅(qū)動(dòng)輥轉(zhuǎn)速沿著鋼帶前進(jìn)方向逐漸加快，其線速度如表1 所示。

表1 各驅(qū)動(dòng)輥組線速度Table 1 Linear velocities of driving roller sets

圖2為整個(gè)成型段的鋼帶等效塑性應(yīng)變分布。圖3為精成型段的鋼帶(管坯)的變形局部云圖?？梢?jiàn)最大等效塑性變形主要分布在鋼帶邊緣，鋼帶從粗成型開(kāi)始變形到精成型后成為管坯的過(guò)程中，鋼帶邊緣的最大等效塑性變形值一直在升高，最大值達(dá)15.54%。在鋼帶端部(管坯截面)截取9個(gè)單元進(jìn)行等效塑性應(yīng)變和等效應(yīng)力分析，如圖4所示。圖5和圖6分別為等效塑性應(yīng)變和等效應(yīng)力的時(shí)間歷程。由圖5和圖6可知，各單元的等效塑性應(yīng)變?cè)诓煌尚偷来巫兓什煌?，其中A(921428)單元在鋼管底部，塑性應(yīng)變?cè)诘谝怀尚偷来?1#輥組)等效塑性應(yīng)變變化最快，后趨于穩(wěn)定，對(duì)鋼帶邊緣塑性應(yīng)變影響大的是后面精成型道次。各單元的等效應(yīng)力呈震蕩態(tài)勢(shì)，最大應(yīng)力分布隨著帶鋼和成型輥的接觸而變化，部分接觸部位的等效應(yīng)力超過(guò)鋼帶屈服極限，D(864116)單元壓力峰值甚至超過(guò)1 000 MPa。

圖2 整段鋼管等效塑性應(yīng)變分布Fig.2 Effective plastic strain distribution of the whole steel pipe

圖3 鋼管過(guò)精成型段變形局部云圖Fig.3 Local deformation nephogram of steel pipe passing the fine shape-forming stage

圖4 鋼帶端部(管坯截面)9個(gè)單元分布圖Fig.4 Distribution of 9 elements at the end of steel strip(pipe cross-section)

圖5 鋼帶端部各單元在不同成型階段的等效塑性應(yīng)變時(shí)間歷程Fig.5 Variation of effective plastic strain with time for elements at the end of steel strip in different shape-forming stages

圖6 鋼帶端部各單元在不同成型階段的等效應(yīng)力時(shí)間歷程Fig.6 Variation of effective stress with time for elements at the end of steel strip in different shape-forming stages

在設(shè)定件下，仿真模擬顯示成型后的鋼帶邊緣(圖3管縫處)出現(xiàn)了周期性波浪變形，從圖5的I(770984)單元曲線可以計(jì)算出鋼帶邊緣波浪主要出現(xiàn)在粗成型段過(guò)彎邊輥區(qū)域。經(jīng)過(guò)TBS成型輥和精成型輥后，波浪雖有所減小，但仍然會(huì)影響焊接質(zhì)量[14]。仿真模擬的計(jì)算結(jié)果與相同工藝條件下的實(shí)際生產(chǎn)出現(xiàn)的波浪基本一致，證明仿真分析方法可行。

2.2 不同規(guī)格管徑薄壁管成型過(guò)程仿真模擬

按照2.1方法建立?219.1和?610.0 mm鋼管的仿真模型[15-16]，進(jìn)行整體模擬仿真。仿真模擬計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7和圖8。由圖7和圖8可知，鋼管成型過(guò)程均出現(xiàn)邊緣波浪，且產(chǎn)生部位同樣集中在粗成型過(guò)彎邊輥處。

圖7 管徑?219.1 mm過(guò)精成型后鋼帶等效塑性應(yīng)變分布Fig.7 Effective plastic strain distribution of steel strip of ?219.1 mm pipe after fine shape-forming

圖8 管徑?610.0 mm過(guò)精成型后鋼帶等效塑性應(yīng)變分布Fig.8 Effective plastic strain distribution of steel strip of ?610.0 mm pipe after fine shape-forming

3 成型工藝參數(shù)影響研究

設(shè)定條件下的仿真模擬計(jì)算結(jié)果顯示，鋼帶在粗成型過(guò)彎邊輥處出現(xiàn)邊緣波浪，將嚴(yán)重影響高頻焊接質(zhì)量。采用簡(jiǎn)化模型對(duì)直徑影響邊緣波浪形成的下山量和彎邊高度進(jìn)行仿真模擬分析，簡(jiǎn)化分析模型如圖9所示，包含1#輥組、1.5#彎邊輥組、2#輥組、鋼帶、托板、壓板，鋼管規(guī)格為?219.1 mm×6.4 mm、?406.4 mm×6.2 mm和?610.0 mm×7.0 mm，計(jì)算采用鋼帶長(zhǎng)度8 000 mm。

圖9 參數(shù)研究簡(jiǎn)化分析模型Fig.9 Simplified analysis model of parameters

3.1 下山量

下山量由2#輥組底輥與1#輥組底輥的高度差來(lái)表征。除下山量外，其他工藝參數(shù)在在仿真模擬過(guò)程中保持不變，成型速度采用18 m/min。仿真模擬時(shí)將2#輥組的底輥高度相對(duì)1#輥組分別下移20、60、100、140和200 mm，進(jìn)行3種規(guī)格鋼管的成型仿真模擬，計(jì)算出的鋼帶邊緣徑向變形曲線如圖10所示。

圖10 不同下山量的鋼帶邊緣徑向位移曲線Fig.10 Radial displacement of steel strip edge under different downhill amounts

由圖10可知，所有規(guī)格鋼管的鋼帶邊緣徑向位移沿長(zhǎng)度方向都有明顯的變化，但其隨下山量的變化趨勢(shì)差異較大。對(duì)彎邊輥(1.5#輥)至2#輥組的鋼帶(對(duì)應(yīng)于3 800～5 500 mm)邊緣的徑向位移進(jìn)行線性擬合，擬合曲線見(jiàn)圖11，線性擬合度如表2所示。

表2 不同下山量鋼帶邊緣線性擬合度Table 2 Linear fitting degree of steel strip edge under different downhill amounts

圖11 不同下山量的鋼帶邊緣徑向位移線性擬合Fig.11 Linear fitting of radial displacement of steel strip edge under different downhill amounts

由表2可知，鋼帶邊緣徑向位移的線性擬合度隨著下山量的增加而下降，鋼帶邊緣波浪呈增大趨勢(shì)。不同規(guī)格鋼管的線性擬合度相差較大，對(duì)于?406.4和?610 mm鋼管，可以通過(guò)降低下山量來(lái)減小鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)；但對(duì)于?219.1 mm鋼管，減小下山量對(duì)消除鋼帶邊緣波浪的作用有限。

3.2 彎邊高度對(duì)邊浪影響研究

除彎邊輥高度外，其他工藝參數(shù)在仿真模擬過(guò)程中保持不變，仿真模擬時(shí)將彎邊輥高度相對(duì)輥花圖定位的初始位置分別上移40、80、120 mm和下移40、80、120 mm，進(jìn)行進(jìn)行3種規(guī)格鋼管的成型仿真模擬，計(jì)算出的鋼帶邊緣徑向變形曲線如圖12所示。

圖12 不同彎邊輥高度的鋼帶邊緣徑向位移曲線Fig.12 Radial displacement of steel strip edge under different edge-bending roller heights

由圖12可知，所有規(guī)格鋼管的鋼帶邊緣徑向位移沿長(zhǎng)度方向都有明顯的變化，但其隨彎邊輥高度的變化趨勢(shì)差異較大。對(duì)彎邊輥(1.5#輥)至2#輥組的鋼帶(對(duì)應(yīng)于3 800～5 500 mm)邊緣的徑向位移進(jìn)行線性擬合，擬合曲線見(jiàn)圖13，線性擬合度如表3所示。

表3 不同彎邊輥高度鋼帶邊緣線性擬合度Table 3 Linear fitting degree of steel strip edge under different edge-bending roller heights

圖13 不同彎邊輥高度的鋼帶邊緣徑向位移線性擬合Fig.13 Linear fitting of radial displacement of steel strip edge under different edge-bending roller heights

由表3可知，鋼帶邊緣徑向位移的線性擬合度隨著彎邊輥下移量的增加而提高，當(dāng)下移量為80～120 mm時(shí)，3種規(guī)格鋼管的線性擬合度均超過(guò)0.95，鋼帶邊緣趨近平直。但不同規(guī)格鋼管的線性擬合度隨彎邊輥高度的變化趨勢(shì)明顯不同：?610.0 mm鋼管上移、下移彎邊輥高度均可見(jiàn)證鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)，而?406.4 mm鋼管宜通過(guò)下移彎邊輥高度來(lái)減小鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)；而?219.1 mm鋼管只能通過(guò)下移彎邊輥高度來(lái)消除鋼帶邊緣波浪。

考慮到彎邊輥下移對(duì)降低鋼帶邊緣波浪的積極影響，將彎邊輥高度繼續(xù)下移160 mm和下移200 mm，采用以上同樣的模型和邊界條件進(jìn)行線性擬合，線性擬合度如表4所示。由表4可知，繼續(xù)增大彎邊輥下移量將使線性擬合度下降，不利于降低鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)。

表4 不同彎邊輥高度鋼帶邊緣線性擬合度Table 4 Linear fitting degree of steel strip edge under different edge-bending roller heights

4 應(yīng)用實(shí)例

4.1 技術(shù)思路

建立設(shè)備三維數(shù)字模型，形成相應(yīng)模型庫(kù)。根據(jù)軋制管型要求選定配套輥型，將模型進(jìn)行組裝。組裝時(shí)按照輥花圖進(jìn)行初始定位，得到各輥的初始位置，包括輥的高度、角度等。然后將整體三維模型進(jìn)行離散，導(dǎo)入LSDYNA軟件中進(jìn)行成型過(guò)程的仿真。計(jì)算完成查看鋼管成型質(zhì)量，重點(diǎn)關(guān)注邊緣波浪的大小。通過(guò)多種成型工藝參數(shù)的匹配方案的仿真計(jì)算，確定最佳的成型工藝參數(shù)，通過(guò)批量生產(chǎn)進(jìn)行最終驗(yàn)證。

4.2 實(shí)例驗(yàn)證

2022年5月，在L245M ?406.0 mm×6.2 mm鋼管生產(chǎn)時(shí)，利用建模軟件對(duì)確定的材料參數(shù)和成型工藝參數(shù)的匹配方案仿真計(jì)算，獲得最佳的工藝參數(shù)后，在模型中確定各軋輥的空間位置。通過(guò)軟件直接測(cè)量模型中各軋輥的相對(duì)距離，以粗成型1#輥組下輥為基準(zhǔn)，后續(xù)輥組下山量如圖14所示。彎邊下輥空間位置數(shù)據(jù)采用類(lèi)似方法測(cè)出。

圖14 成型機(jī)架輥組下山量Fig.14 Downhill amount of the roller set of the shape-forming machine

根據(jù)仿真計(jì)算出的最佳成型工藝參數(shù)進(jìn)行設(shè)備調(diào)型并組織生產(chǎn)，共生產(chǎn)鋼管436 t，既節(jié)省了2天的鋼管試制時(shí)間，且綜合材耗僅1.063，較平均材耗下降了2%，取得了良好的經(jīng)濟(jì)效益。

5 結(jié) 論

(1)LSDYNA軟件適用于高頻焊管的粗成型-TBS成型-精成型過(guò)程的仿真分析。

(2)鋼帶邊緣波浪主要出現(xiàn)在高頻焊管的粗成型段過(guò)彎邊輥區(qū)域。

(3)鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)隨著下山量的增加而升高，但對(duì)于?219.1 mm鋼管，通過(guò)減小下山量來(lái)降低鋼帶邊緣波浪的作用有限；鋼帶邊緣波浪的發(fā)生趨勢(shì)隨著彎邊輥下移量的增加而減小，當(dāng)下移量為80～120 mm時(shí)，鋼帶邊緣趨近平直。