D0I:10.13374/1.issnl00103.2007.03.015 第29卷第3期 北京科技大学学报 Vol.29 No.3 2007年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing Mar.2007 全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 赵志毅)洪慧平) 谢建新)康永林)余勇)潘峰) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)宝山钢铁股份有限公司钢管分公司，上海201900 摘要应用三维热力耦合弹塑性有限元模拟仿真及其接触分析技术，建立了全浮动芯棒连轧管过程有限元模型及其摩擦、 传热和接触等重要边界条件.针对八机架椭圆一圆型孔系全浮动芯棒连轧管过程，实现了全三维热力耦合弹塑性有限元模拟 仿真·获得了连轧管过程的应力场、应变场、温度场及轧制力学参数的变化特点·揭示了钢管连轧过程中浮动芯棒速度变化 及荒管外径和壁厚分布变化的规律 关键词无缝钢管：连轧管；连轧管机：孔型设计：有限元法 分类号TG335 现代浮动芯棒连轧管机(MM,mandrel mill)因 元模拟仿真软件，以152.5mm×5.75mm为典型 其生产率高、钢管质量好、可轧长管且能承受较大变 轧制规格，针对八机架全浮动芯棒连轧管过程实现 形量以及生产成本较低等优点而成为目前生产小口 了全三维热力耦合弹塑性有限元模拟仿真，揭示出 径（小于139.7mm)高质量无缝钢管最为经济和重 连轧管过程金属复杂三维塑性变形特点，获得了连 要的方法，世界许多国家及我国宝钢都在使用浮动 轧管应力场、应变场、温度场和钢管外径和壁厚不均 芯棒连轧管工艺，全浮动芯棒连轧管过程由于涉及 匀变化规律以及浮动芯棒运动速度变化的特点，为 自由芯棒速度变化，使其各道次金属三维流动及不 优化连轧管工艺、提高钢管质量提供了科学的理论 均匀塑性变形更具复杂性，连轧工艺控制方案制定 依据. 的合理与否，直接影响到轧后钢管的尺寸精度和表 1全浮动芯棒连轧管工艺及孔型特点 面质量，因此对全浮动芯棒连轧管工艺过程涉及的 复杂三维金属流动机理进行理论解析，揭示其热力 管坯首先经过环形加热炉、狄塞尔式穿孔机和 耦合三维塑性变形规律，优化连轧工艺控制方案，提 六机架三辊式空减机形成进连轧机所需的减径空心 高钢管质量，具有重要的理论意义和实际应用价值， 坯，将空减坯套在自由浮动的长芯棒上，在荒管连 与传统上的经验试凑（错）法(trial and error 轧过程中采用不同系列椭圆一圆孔型系统轧制相关 method)相比，以有限元法(FEM)为重要内容的现 规格荒管，连轧管过程是将毛坯管套在长芯棒上， 代计算机辅助工程(CAE)技术能够显著地提高工艺 经过相邻机架（八机架）辊缝互错90°的连轧机轧成 设计质量并降低成本，在处理多阶段、多因素条件荒管，同一种外径都是在同一套孔型系统里生产， 下几何、材料和接触非线性的金属复杂三维塑性变 而不同壁厚是通过不同直径的芯棒来获得的，为提 形问题时，有限元模拟仿真能够有效地计算应力场、 高芯棒使用寿命、改善钢管内表面质量、降低轧制负 应变场和温度场并模拟完整的塑性成形工艺过 荷等，芯棒表面需进行润滑，因此其摩擦因数明显小 程].由于计算机能力限制，在对金属复杂三维 于荒管和轧辊的接触摩擦因数， 塑性变形进行理论解析和数值模拟时人们曾对模拟 钢管材质为20#钢，其高温流动应力是应变量、 对象进行了许多简化处理，例如Cavaliere等在对芯 应变速率和温度的函数，选择152.5系列椭圆一圆 棒轧管模拟过程中假设高温流变应力为常数且不考 连轧孔型系统，轧制规格为152.5mm×5.75mm. 虑机架间张力作用] 在连轧机入口处空减坯初始尺寸为179.0mm× 本文应用MSC.Marc2005三维热力耦合有限 15.5mm,初始温度为1050℃.芯棒136.5mm,温 度为80℃.其他连轧工艺参数如表1所示. 收稿日期：2005-12-14修回日期：2006-02-05 作者简介：赵志毅(1962-)，男，副教授，博士研究生
全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 赵志毅1） 洪慧平1） 谢建新1） 康永林1） 余 勇2） 潘 峰2） 1） 北京科技大学材料科学与工程学院北京100083 2） 宝山钢铁股份有限公司钢管分公司上海201900 摘 要 应用三维热力耦合弹塑性有限元模拟仿真及其接触分析技术建立了全浮动芯棒连轧管过程有限元模型及其摩擦、 传热和接触等重要边界条件．针对八机架椭圆－圆型孔系全浮动芯棒连轧管过程实现了全三维热力耦合弹塑性有限元模拟 仿真．获得了连轧管过程的应力场、应变场、温度场及轧制力学参数的变化特点．揭示了钢管连轧过程中浮动芯棒速度变化 及荒管外径和壁厚分布变化的规律． 关键词 无缝钢管；连轧管；连轧管机；孔型设计；有限元法 分类号 TG335 收稿日期：20051214 修回日期：20060205 作者简介：赵志毅（1962－）男副教授博士研究生 现代浮动芯棒连轧管机（MMmandrel mill）因 其生产率高、钢管质量好、可轧长管且能承受较大变 形量以及生产成本较低等优点而成为目前生产小口 径（小于●139∙7mm）高质量无缝钢管最为经济和重 要的方法世界许多国家及我国宝钢都在使用浮动 芯棒连轧管工艺．全浮动芯棒连轧管过程由于涉及 自由芯棒速度变化使其各道次金属三维流动及不 均匀塑性变形更具复杂性连轧工艺控制方案制定 的合理与否直接影响到轧后钢管的尺寸精度和表 面质量．因此对全浮动芯棒连轧管工艺过程涉及的 复杂三维金属流动机理进行理论解析揭示其热力 耦合三维塑性变形规律优化连轧工艺控制方案提 高钢管质量具有重要的理论意义和实际应用价值． 与传统上的经验试凑（错） 法（trial and error method）相比以有限元法（FEM）为重要内容的现 代计算机辅助工程（CAE）技术能够显著地提高工艺 设计质量并降低成本．在处理多阶段、多因素条件 下几何、材料和接触非线性的金属复杂三维塑性变 形问题时有限元模拟仿真能够有效地计算应力场、 应变场和温度场并模拟完整的塑性成形工艺过 程［1－2］．由于计算机能力限制在对金属复杂三维 塑性变形进行理论解析和数值模拟时人们曾对模拟 对象进行了许多简化处理例如 Cavaliere 等在对芯 棒轧管模拟过程中假设高温流变应力为常数且不考 虑机架间张力作用［3］． 本文应用 MSC．Marc2005三维热力耦合有限 元模拟仿真软件以●152∙5mm×5∙75mm 为典型 轧制规格针对八机架全浮动芯棒连轧管过程实现 了全三维热力耦合弹塑性有限元模拟仿真揭示出 连轧管过程金属复杂三维塑性变形特点获得了连 轧管应力场、应变场、温度场和钢管外径和壁厚不均 匀变化规律以及浮动芯棒运动速度变化的特点为 优化连轧管工艺、提高钢管质量提供了科学的理论 依据． 1 全浮动芯棒连轧管工艺及孔型特点 管坯首先经过环形加热炉、狄塞尔式穿孔机和 六机架三辊式空减机形成进连轧机所需的减径空心 坯．将空减坯套在自由浮动的长芯棒上在荒管连 轧过程中采用不同系列椭圆－圆孔型系统轧制相关 规格荒管．连轧管过程是将毛坯管套在长芯棒上 经过相邻机架（八机架）辊缝互错90°的连轧机轧成 荒管．同一种外径都是在同一套孔型系统里生产 而不同壁厚是通过不同直径的芯棒来获得的．为提 高芯棒使用寿命、改善钢管内表面质量、降低轧制负 荷等芯棒表面需进行润滑因此其摩擦因数明显小 于荒管和轧辊的接触摩擦因数． 钢管材质为20＃钢其高温流动应力是应变量、 应变速率和温度的函数．选择152∙5系列椭圆－圆 连轧孔型系统轧制规格为●152∙5mm×5∙75mm． 在连轧机入口处空减坯初始尺寸为●179∙0mm × 15∙5mm初始温度为1050℃．芯棒●136∙5mm温 度为80℃．其他连轧工艺参数如表1所示． 第29卷 第3期 2007年 3月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．3 Mar．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．03．015
,316 北京科技大学学报 第29卷 表1中152mm×5.75mm轧制规格连轧管工艺控制参数 点，选择更新的Lagrange算法、Prandtl-Reuss流动 Table 1 Process parameters for eight-stand mandrel rolling of 152 方程以及Von Mises屈服准则模拟连轧管过程热力 mm×5.75 mm tubes 耦合弹塑性大变形问题，有限元模型如图1所示， 轧辊直 孔型槽 辊缝值/ 轧辊转速/ 机架号 径/mm 高/mm mm (r'min) 1nc3300 1 523.40 71.10 9.96 119.47 2 531.20 70.80 9.75 179.77 516.30 69.80 9.56 214.03 577.90 69.80 9.59 203.29 505.80 70.50 7.31 263.94 599.80 70.50 7.57 238.85 552.00 70.50 9.00 267.13 523.40 74.50 6.00 277.60 、Rolling direction 2连轧管过程有限元模型及相关边界 Tube 条件 2.1热力耦合有限元法基本方程 Mandrel 对于体积V、密度P、边界S的连续介质，热力 图1152.5mm×5.75mm规格连轧管过程有限元模型 耦合能量守恒方程为： Fig.1 FEM model for eight-stand hot mandrel rolling of 152.5 〉dV= HdS (1) mmX5.75mm tubes 式中，是应力，v:是速度场，U是给定内能，Q是 传热条件包括荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒 给定体积热流，H是边界S上的单位面积的热流强 之间的接触传热及荒管自由表面与环境的对流传热 度，x是坐标 和辐射传热，荒管与周围环境对流和辐射换热的边 2.2摩擦边界条件 界条件可写为： 接触问题中常采用滑动库仑摩擦模型、剪切摩 q--X an =c(t-to∞) 擦模型和粘滑摩擦模型，其中修正的滑动库仑摩 式中，t为荒管表面温度，t∞为环境温度，a为换热 擦模型为： 系数，换热系数α可写成对流换热系数h与等效辐 2 4,≤一o元arctan t (2) 射换热系数h,之和.a取为0.17kWm-2.℃-1. 荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触热传导 式中，，为切向（摩擦）应力；·。为等效剪应力；μ为 一般用接触热传导系数来处理两个固体之间的接触 库仑摩擦因数；t为相对滑动速度方向的切向单位 传热问题，接触热传导系数不仅与界面的表面状况 失量，即一六：”，为相对滑动速度r为发生 有关，而且取决于接触压力的大小，接触传热边界 滑动时接触体之间的临界相对速度 条件可表示为： 2.3连轧管过程有限元模型及边界条件 q=he(t一ta) 考虑模型对称性，建立1/4对称性有限元模型， 式中，h。为接触热传导系数，ta和t为接触体表面 将荒管定义为弹塑性变形接触体，各道次轧辊和芯 温度.荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触 棒均定义为刚性接触体。建立摩擦边界条件时，选 传热系数he取为20kWm2.℃-1，功热转换系数 择修正的滑动库仑摩擦模型，荒管和轧辊之间摩擦 取0.9. 因数为4=0.3；因芯棒表面润滑剂作用，荒管和 3模拟仿真结果分析和讨论 芯棒之间摩擦因数为4，m=0.07.荒管材料泊松比 为0.3，密度为7.83×10-3gmm3.为节约计算 3.1连轧管过程荒管外径与壁厚不均匀变形 时间，第1号机架与第2号机架间距取200mm,第 152.5mm×5.75mm轧制规格连轧管过程各 7号机架与第8号机架间距取100mm,其余各机架 阶段荒管头部、中部和尾部发生的不均匀塑性变形 间距均取150mm,轧件初始长度取800mm,选择八 和网格畸变情况如图2所示，随增量步增加，由于 节点六面体等参单元，共用1440个单元，3079个节 各道次孔型和芯棒与荒管接触的非同时性和孔型变
表1 ●152mm×5∙75mm 轧制规格连轧管工艺控制参数 Table1 Process parameters for eight-stand mandrel rolling of ●152 mm×5∙75mm tubes 机架号 轧辊直 径／mm 孔型槽 高／mm 辊缝值／ mm 轧辊转速／ （r·min －1） 1 523∙40 71∙10 9∙96 119∙47 2 531∙20 70∙80 9∙75 179∙77 3 516∙30 69∙80 9∙56 214∙03 4 577∙90 69∙80 9∙59 203∙29 5 505∙80 70∙50 7∙31 263∙94 6 599∙80 70∙50 7∙57 238∙85 7 552∙00 70∙50 9∙00 267∙13 8 523∙40 74∙50 6∙00 277∙60 2 连轧管过程有限元模型及相关边界 条件 2∙1 热力耦合有限元法基本方程［4］ 对于体积 V 、密度 ρ、边界 S 的连续介质热力 耦合能量守恒方程为： ∫V ρ Q－ d U d t ＋σij ∂vi ∂xj d V ＝∫S Hd S （1） 式中σij是应力vi 是速度场U 是给定内能Q 是 给定体积热流H 是边界 S 上的单位面积的热流强 度xj 是坐标． 2∙2 摩擦边界条件［4］ 接触问题中常采用滑动库仑摩擦模型、剪切摩 擦模型和粘－滑摩擦模型．其中修正的滑动库仑摩 擦模型为： σf r≤－μσn 2 π arctan vr rvcnst t （2） 式中σf r为切向（摩擦）应力；σn 为等效剪应力；μ为 库仑摩擦因数；t 为相对滑动速度方向的切向单位 矢量即 t＝ vr ｜v v｜ ；vr 为相对滑动速度；rvcnst为发生 滑动时接触体之间的临界相对速度． 2∙3 连轧管过程有限元模型及边界条件 考虑模型对称性建立1／4对称性有限元模型 将荒管定义为弹塑性变形接触体各道次轧辊和芯 棒均定义为刚性接触体．建立摩擦边界条件时选 择修正的滑动库仑摩擦模型荒管和轧辊之间摩擦 因数为 μtr＝0∙3；因芯棒表面润滑剂作用荒管和 芯棒之间摩擦因数为 μtm＝0∙07．荒管材料泊松比 为0∙3密度为7∙83×10－3 g·mm －3．为节约计算 时间第1号机架与第2号机架间距取200mm第 7号机架与第8号机架间距取100mm其余各机架 间距均取150mm轧件初始长度取800mm选择八 节点六面体等参单元共用1440个单元3079个节 点．选择更新的 Lagrange 算法、Prandtl－Reuss 流动 方程以及 Von Mises 屈服准则模拟连轧管过程热力 耦合弹塑性大变形问题．有限元模型如图1所示． 图1 ●152∙5mm×5∙75mm 规格连轧管过程有限元模型 Fig．1 FEM model for eight-stand hot mandrel rolling of ●152∙5 mm×5∙75mm tubes 传热条件包括荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒 之间的接触传热及荒管自由表面与环境的对流传热 和辐射传热．荒管与周围环境对流和辐射换热的边 界条件可写为： q＝－λ ∂t ∂n ＝α（ t－t∞）． 式中t 为荒管表面温度t∞为环境温度α为换热 系数．换热系数 α可写成对流换热系数 h 与等效辐 射换热系数 hr 之和．α取为0∙17kW·m －2·℃－1． 荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触热传导 一般用接触热传导系数来处理两个固体之间的接触 传热问题．接触热传导系数不仅与界面的表面状况 有关而且取决于接触压力的大小．接触传热边界 条件可表示为： q＝hc（ t－td）． 式中hc 为接触热传导系数td 和 t 为接触体表面 温度．荒管与轧辊之间以及荒管与芯棒之间的接触 传热系数 hc 取为20kW·m －2·℃－1功热转换系数 取0∙9［5］． 3 模拟仿真结果分析和讨论 3∙1 连轧管过程荒管外径与壁厚不均匀变形 ●152∙5mm×5∙75mm 轧制规格连轧管过程各 阶段荒管头部、中部和尾部发生的不均匀塑性变形 和网格畸变情况如图2所示．随增量步增加由于 各道次孔型和芯棒与荒管接触的非同时性和孔型变 ·316· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第3期 赵志毅等：全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 ,317 形的不均匀性，使得荒管横断面各处金属沿轧制方 部和尾部轧后不均匀塑性变形最为严重，其尾部已 向（即Z轴方向）流动速度显著不同，尤其是荒管头 呈现燕尾形几何缺陷， 1550 5 nc4950 图2152.5mm×5.75mm规格连轧管过程荒管形状变化 Fig.2 Changes in geometry during hot mandrel rolling of 152.5mmX5.75mm tubes 从图3(a)中可见，连轧管机组减壁量主要在前 金属有横向流动 4架，占总减壁量的60%以上，第5,6机架采用较小 从图3(b)中可见，连轧管机组减径量主要在前 的减壁量，使壁厚均匀、形状圆整，第7,8架不再减 4架，占总减径量的60%以上，第5,6机架采用较小 壁并且孔型设计成使轧件和芯棒产生间隙，为脱棒 的减径量，第7,8架减径量很小，使荒管形状圆整 创造条件，在第1至第5道次沿X方向壁厚总体呈 在第1,3道次沿X方向（即孔型辊缝方向）荒管外 减小趋势，在第6至第8道次沿X方向壁厚变化不 径依次增加，在第2,4道次沿X方向（为相应道次 大；另外，在第1至第5道次沿Y方向壁厚总体呈 孔型槽底法线方向)外径减小：在第1,3道次沿Y 减小趋势，在第6至第8道次Y方向壁厚变化趋于 方向（即孔型槽底法线方向）外径减小，在第2,6道 一致、在第6道次沿X方向壁厚有少量增加，说明 次沿Y方向（即孔型辊缝方向）外径有所增加，这是 16 由于相邻机架垂直布置，分别从X和Y方向交替施 -Y轴 加塑性变形所致，同时随轧制道次增加，X和Y方 12 -X轴 10 向钢管外径变化幅度逐渐减小；在第6道次以后，沿 X和Y方向钢管外径变化很小且趋于一致 3.2连轧管过程轧制力的变化情况 图4(a)和(b)为连轧管各道次轧制力模拟值和 345 道次 轧制力实测值随增量步的变化曲线，可见在稳定连 (a) 轧阶段，轧制力模拟值总体上依轧制道次增加而呈 190 ◆Y轴 递减趋势并且在第7,8道次趋于零，但在第4道次 180 一X轴 轧制力稍高于第3道次轧制力，在稳定的连轧阶段 各道次轧制力模拟值与实测值吻合较好 160 3.3连轧管过程浮动芯棒速度变化 150 图5为152.5mm×5.75mm规格连轧管过程 140 0 23456 全浮动芯棒速度随增量步变化规律。可见，全浮动 道次 芯棒的运动速度开始大于零的时刻稍滯后于第1道 ) 次轧制力开始大于零的时刻，这是因为进连轧机时 图3152.5mm×5.75mm规格连轧管过程各道次壁厚(a)和 空减坯与芯棒之间存在5.75mm的原始间隙，在荒 外径(b)的变化 管头部穿过各机架的非稳定轧制阶段，芯棒速度呈 Fig.3 Changes in wall thickness (a)and outer diameter (b)for 加速上升趋势；在荒管的稳定连轧阶段（约为 mandrel rolling of 152.5mmX5.75mm tubes 2000~3000增量步之间)，芯棒速度变化不大（平
形的不均匀性使得荒管横断面各处金属沿轧制方 向（即 Z 轴方向）流动速度显著不同尤其是荒管头 部和尾部轧后不均匀塑性变形最为严重其尾部已 呈现燕尾形几何缺陷． 图2 ●152∙5mm×5∙75mm 规格连轧管过程荒管形状变化 Fig．2 Changes in geometry during hot mandrel rolling of ●152∙5mm×5∙75mm tubes 图3 ●152∙5mm×5∙75mm 规格连轧管过程各道次壁厚（a）和 外径（b）的变化 Fig．3 Changes in wall thickness （a） and outer diameter （b） for mandrel rolling of ●152∙5mm×5∙75mm tubes 从图3（a）中可见连轧管机组减壁量主要在前 4架占总减壁量的60％以上第56机架采用较小 的减壁量使壁厚均匀、形状圆整第78架不再减 壁并且孔型设计成使轧件和芯棒产生间隙为脱棒 创造条件．在第1至第5道次沿 X 方向壁厚总体呈 减小趋势在第6至第8道次沿 X 方向壁厚变化不 大；另外在第1至第5道次沿 Y 方向壁厚总体呈 减小趋势在第6至第8道次 Y 方向壁厚变化趋于 一致．在第6道次沿 X 方向壁厚有少量增加说明 金属有横向流动． 从图3（b）中可见连轧管机组减径量主要在前 4架占总减径量的60％以上第56机架采用较小 的减径量第78架减径量很小使荒管形状圆整． 在第13道次沿 X 方向（即孔型辊缝方向）荒管外 径依次增加在第24道次沿 X 方向（为相应道次 孔型槽底法线方向）外径减小；在第13道次沿 Y 方向（即孔型槽底法线方向）外径减小在第26道 次沿 Y 方向（即孔型辊缝方向）外径有所增加这是 由于相邻机架垂直布置分别从 X 和 Y 方向交替施 加塑性变形所致同时随轧制道次增加X 和 Y 方 向钢管外径变化幅度逐渐减小；在第6道次以后沿 X 和 Y 方向钢管外径变化很小且趋于一致． 3∙2 连轧管过程轧制力的变化情况 图4（a）和（b）为连轧管各道次轧制力模拟值和 轧制力实测值随增量步的变化曲线．可见在稳定连 轧阶段轧制力模拟值总体上依轧制道次增加而呈 递减趋势并且在第78道次趋于零但在第4道次 轧制力稍高于第3道次轧制力．在稳定的连轧阶段 各道次轧制力模拟值与实测值吻合较好． 3∙3 连轧管过程浮动芯棒速度变化 图5为●152∙5mm×5∙75mm 规格连轧管过程 全浮动芯棒速度随增量步变化规律．可见全浮动 芯棒的运动速度开始大于零的时刻稍滞后于第1道 次轧制力开始大于零的时刻．这是因为进连轧机时 空减坯与芯棒之间存在5∙75mm 的原始间隙．在荒 管头部穿过各机架的非稳定轧制阶段芯棒速度呈 加速 上 升 趋 势；在 荒 管 的 稳 定 连 轧 阶 段 （约 为 2000～3000增量步之间）芯棒速度变化不大（平 第3期 赵志毅等： 全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 ·317·
,318 北京科技大学学报 第29卷 2500 5987.48ms-1. ◆一 道次1 2000 Ns 。道次2 女道次3 4结论 道次4 1500 www 道次5 道汝6 (1)全浮动芯棒连轧管过程因各机架轧辊孔型 000 道次7 一道次8 和芯棒与荒管接触的非同时性及孔型变形的不均匀 500 性，使得荒管横断面各点金属纵向流速显著不同，头 00.090.180.270.360450.540.630.72 部、尾部不均匀变形最为严重，轧后荒管呈燕尾形. 时间s (2)连轧管外径和壁厚变化特点是：在初始轧 (a) 300 制道次，沿孔型辊缝方向外径显著增加，沿孔型槽底 二遭胶}淡二胶名 法线方向外径明显减小，壁厚总体呈减小趋势，减 200 壁量和减径量主要在前4架，分别占总减壁量和总 减径量的60%以上，第5,6机的减壁量和减径量较 100 小，使壁厚均匀、形状圆整，第7,8架不再减壁且使 轧件和芯棒产生一定间隙，为脱棒创造条件 0321.5 03:23.5 0325.6 0327.5 (③)全浮动芯棒速度变化规律是：在荒管头部 03:22.6 0324.6 03:26.6 328.6 时刻 依次穿过各机架孔型的非稳定轧制阶段，芯棒速度 (b) 呈加速上升趋势：当荒管处于稳定连轧阶段，芯棒速 度变化不大，处于速度较为稳定的运动阶段；当荒管 图4152.5mm×5.75mm连轧管过程轧制力模拟值(a)和轧 制力实测值(b) 尾部脱离各机架的非稳定轧制阶段，芯棒速度又继 Fig.4 Simulated rolling force (a)and tested rolling force (b)for 续加速上升，直至其最大值 continuous mandrel rolling of 152.5 mmX5.75mm tubes 参考文献 均为3436.55mms),处于速度较为稳定的运动 [1]Li G.Jinn JT,Wu WT.Recent development and applications of 阶段；在荒管尾部脱离各机架的非稳定轧制阶段， three dimension finite element modeling in bulk forming process- 芯棒速度又呈加速上升趋势；其最大速度为 es.J Mater Process Technol.2001,113.40 7000 [2]Galantucci L M,Tricarico L.Thermal mechanical simulation of a 元6000 rolling process with an FEM approach.J Mater Process Technol. 三5000 1999.92/93.494 号4000 数3000 [3]Cavaliere M A,Goldschmit M B.Dvorkin E N.Finite element 2000 analysis of steel rolling processes.Comput Struct,2001.79: 拉1000 2075 00.090.180.270.360.450.540.630.72 [4]MSC.MARC2005,User Manual.MSC Software Corporation. 时间s 2005 图5152.5mm×5.75mm规格连轧管过程芯棒速度变化曲线 [5]Hong H P,Kang Y L,Feng C T.Three-dimensional thermo me- Fig.5 Changes in mandrel velocity for hot mandrel rolling of chanical coupled FEM simulation for hot continuous rolling of φ152.5mm×5.75 mm tubes large-diameter mandrel bar.J Mater Sci Technol.2003.19(Sup- p):228
图4 ●152∙5mm×5∙75mm 连轧管过程轧制力模拟值（a）和轧 制力实测值（b） Fig．4 Simulated rolling force （a） and tested rolling force （b） for continuous mandrel rolling of ●152∙5mm×5∙75mm tubes 均为3436∙55mm·s －1）处于速度较为稳定的运动 阶段；在荒管尾部脱离各机架的非稳定轧制阶段 芯 棒 速 度 又 呈 加 速 上 升 趋 势 ；其 最 大 速 度 为 图5 ●152∙5mm×5∙75mm 规格连轧管过程芯棒速度变化曲线 Fig．5 Changes in mandrel velocity for hot mandrel rolling of ●152∙5mm×5∙75mm tubes 5987∙48m·s －1． 4 结论 （1） 全浮动芯棒连轧管过程因各机架轧辊孔型 和芯棒与荒管接触的非同时性及孔型变形的不均匀 性使得荒管横断面各点金属纵向流速显著不同头 部、尾部不均匀变形最为严重轧后荒管呈燕尾形． （2） 连轧管外径和壁厚变化特点是：在初始轧 制道次沿孔型辊缝方向外径显著增加沿孔型槽底 法线方向外径明显减小壁厚总体呈减小趋势．减 壁量和减径量主要在前4架分别占总减壁量和总 减径量的60％以上第56机的减壁量和减径量较 小使壁厚均匀、形状圆整第78架不再减壁且使 轧件和芯棒产生一定间隙为脱棒创造条件． （3） 全浮动芯棒速度变化规律是：在荒管头部 依次穿过各机架孔型的非稳定轧制阶段芯棒速度 呈加速上升趋势；当荒管处于稳定连轧阶段芯棒速 度变化不大处于速度较为稳定的运动阶段；当荒管 尾部脱离各机架的非稳定轧制阶段芯棒速度又继 续加速上升直至其最大值． 参 考 文 献 ［1］ Li GJinn J TWu W T．Recent development and applications of three dimension finite element modeling in bulk forming processes．J Mater Process Technol2001113：40 ［2］ Galantucci L MTricarico L．Therma-l mechanical simulation of a rolling process with an FEM approach．J Mater Process Technol 199992／93：494 ［3］ Cavaliere M AGoldschmit M BDvorkin E N．Finite element analysis of steel rolling processes．Comput Struct200179： 2075 ［4］ MSC．MARC2005User Manual．MSC Software Corporation 2005 ［5］ Hong H PKang Y LFeng C T．Three-dimensional thermo-mechanical coupled FEM simulation for hot continuous rolling of large-diameter mandrel bar．J Mater Sci Technol200319（Suppl）：228 ·318· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第3期 赵志毅等：全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 .319. 3-D thermo mechanical coupled finite element simulation for hot continuous free floating mandrel rolling of seamless steel tubes ZHAO Zhiyi,HONG Huiping.XIE Jianxin,KANG Yonglin),YU Yong?,PAN Feng?) 1)Materials Science and Engineering School.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 2)Steel Tube Subcompany.Baoshan Iron and Steel Co.Ltd..Shanghai 201900.China ABSTRACT The eight-stand hot continuous rolling of seamless steel tubes with an inner free floating mandrel was successfully simulated by using three-dimensional thermo mechanical coupled elastoplastic FEM after the fi- nite element model was constructed with the friction,heattransferring and contact boundary conditions.The stress,strain and temperature distributions as well as rolling force during the hot continuous mandrel rolling were obtained from the finite element analysis.The simulated rolling force is in good agreement with the mea- sured one.The characteristics of the velocity of floating mandrel as well as the changes in outer diameter and wall thickness of the tube shell were also investigated in detail. KEY WORDS seamless steel tube:continuous rolling tube:continuous rolling mill;pass design:finite element method (FEM) (上接第281页) Duplex microstructure transformation of a cast high-Nb containing TiAl alloy PENG Lingjian,WANG Yanli,LIN Junpin,CHEN Guoliang State Key Laboratory for Advanced Metals and Materials,University of Science and Technology Beijng.Beijing 100083.China ABSTRACI The as-cast structure and microstructure obtained after heattreatment in the ay field of a Ti- 46Al-8Nb-2Mn-0.2B alloy were studied.Optical and SEM observations show that the y phase segregation re- gion is not the grain boundary of the alloy but part of the ay lamella.The Al content at the y phase segrega- tion region is a little more than the y lamella matrix,but it can play an important role in stabilizing the lamella and does harm to the break-up at the y phase segregation region.By obtaining near y microstructure firstly in the alloy and then heat-treating it in the middle region of the ay field,the duplex microstructure with a grain size of 40/m can be formed,but a little of B phase still exists. KEY WORDS TiAl alloys;duplex microstructure;heat treatment;segregation
3－D thermo-mechanical coupled finite element simulation for hot continuous free floating mandrel rolling of seamless steel tubes ZHAO Zhiyi 1）HONG Huiping 1）XIE Jianxin 1）KA NG Yonglin 1）Y U Yong 2）PA N Feng 2） 1） Materials Science and Engineering SchoolUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 2） Steel Tube Sub-companyBaoshan Iron and Steel Co．Ltd．Shanghai201900China ABSTRACT The eight-stand hot continuous rolling of seamless steel tubes with an inner free floating mandrel was successfully simulated by using three-dimensional thermo-mechanical coupled elastoplastic FEM after the finite element model was constructed with the frictionheat-transferring and contact boundary conditions．The stressstrain and temperature distributions as well as rolling force during the hot continuous mandrel rolling were obtained from the finite element analysis．The simulated rolling force is in good agreement with the measured one．The characteristics of the velocity of floating mandrel as well as the changes in outer diameter and wall thickness of the tube shell were also investigated in detail． KEY WORDS seamless steel tube；continuous rolling tube；continuous rolling mill；pass design；finite element method （FEM） （上接第281页） Duplex microstructure transformation of a cast high-Nb containing TiAl alloy PENG L ingjianWA NG Y anliLIN JunpinCHEN Guoliang State Key Laboratory for Advanced Metals and MaterialsUniversity of Science and Technology BeijngBeijing100083China ABSTRACT The as-cast structure and microstructure obtained after heat-treatment in theα＋γfield of a Ti－ 46Al－8Nb－2Mn－0∙2B alloy were studied．Optical and SEM observations show that theγphase segregation region is not the grain boundary of the alloy but part of theα＋γlamella．The Al content at theγphase segregation region is a little more than the α＋γlamella matrixbut it can play an important role in stabilizing the lamella and does harm to the break-up at the γphase segregation region．By obtaining near γmicrostructure firstly in the alloy and then heat-treating it in the middle region of theα＋γfieldthe duplex microstructure with a grain size of 40μm can be formedbut a little of βphase still exists． KEY WORDS TiAl alloys；duplex microstructure；heat-treatment；segregation 第3期 赵志毅等： 全浮动芯棒连轧管过程三维热力耦合有限元模拟 ·319·