D0I:10.13374/i.issm100163.2010.02.007 第32卷第2期 北京科技大学学报 Vol 32 No 2 2010年2月 Journal of Un iversity of Science and Technobgy Beijing Feb 2010 全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 赵志毅)齐秀美)苏惠超)任学平) 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宝钢分公司钢管厂，上海201900 摘要结合生产实际，采用ABAQUS显式动力仿真平台，对宝钢140mm全浮动芯棒钢管连轧过程中金属的变形及流动规 律进行了仿真分析：分析结果表明：金属的横向流动主要表现为从孔顶区域流向侧壁区域：金属的纵向延伸主要发生在孔顶 区域，且钢管外壁金属相对内壁金属向前滑移.孔型侧壁区域金属的横向堆积及纵向延展不充分是导致荒管壁厚不均的主要 原因. 关键词钢管：连轧：芯棒：金属流动：有限元 分类号TG335.7 Fiite elem ent analysis of m etal flow during tube continuous rolling by a full float m andrelm ill ZHAO Zhiyi,QIXimei,SU Hui-chao,REN Xueping) 1)School ofMaterials Science and Engneering University of Seience and Technobgy Beijng Beijng 100083.Chna 2)SteelTube Plant Baosteel Bmnch Baoshan Iron and Steel Co Ld,Shanghai201900 China ABSTRACT Based on production practice the ABAQUS explicit dynam ic siulation platfom was used to nvestigate the metal de- fomation and flw nle during tube continuous rolling by the Baosteel140mm fiull floatmandrelm ill The results show that the trans- verse metal flow is mainly from the groove top to sidewall and the lngitudinal metal extension occurs chiefly in the gmoove top area while the outer wallmetal of steel tubes slides forward relative to the inner wallmetal Transverse metal accumulation and longitudinal inadequate extension in the groove silewall area are the main reasons to cause nonunifom wall thickness KEY WORDS steel tube continuous molling mandrel metal flow:finite element analysis 随着我国经济发展对无缝钢管需求的增加，以 开发等方面进行了深入研究，并进行了大量的工业 限动芯棒连轧管机(MPM)和三辊连轧管机(PQF) 线 应用-).我国高校与企业合作，进行了钢管轧制有 为代表的新一代无缝钢管连轧设备在我国迅速发 限元软件的开发及应用⑧).李胜祗等应用有限元 展.新技术的进步无疑给引进于20世纪80年代中 对天津钢管公司的七机架连轧过程拉凹及拉漏计算 期的宝钢中140mm全浮动芯棒连轧管机组带来了 机诊断进行了成功地模拟：他们还与宝钢合作， 巨大的挑战，连轧是无缝钢管生产机组中的主要变 利用有限元分析针对高钢级钢种轧制进行了孔型优 形工序之一，它不仅决定着机组的产品范围，而且对 化设计四 产品质量有着重要影响，为充分发挥设备的潜能， 浮动芯棒钢管连轧过程变形复杂，采用解析分 提高产品质量，有必要对全浮动芯棒钢管连轧过程 析难以充分了解轧制过程的金属变形及流动规律， 进行全方位的深入分析. 本文利用ABAQUS显式动力仿真平台，结合宝钢 近年来，随着计算机技术及有限元理论的迅速 中140mm全浮动芯棒连轧机组生产实际情况进行建 发展，国外研究人员利用仿真分析对钢管连轧的孔 模，对钢管连轧过程进行了仿真分析，旨在深入了解 形设计及优化、产品尺寸精度控制及新设备新钢种 钢管连轧过程金属的变形及流动规律，为钢管连轧 收稿日期：2009-07-07 作者简介：赵志毅(1962>男，副教授，博士，Email zhaozhiy色263net
第 32卷 第 2期 2010年 2月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．32Ｎｏ．2 Ｆｅｂ．2010 全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 赵志毅 1） 齐秀美 1） 苏惠超 2） 任学平 1） 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宝钢分公司钢管厂上海 201900 摘 要 结合生产实际采用 ＡＢＡＱＵＳ显式动力仿真平台对宝钢 ●140ｍｍ全浮动芯棒钢管连轧过程中金属的变形及流动规 律进行了仿真分析．分析结果表明：金属的横向流动主要表现为从孔顶区域流向侧壁区域；金属的纵向延伸主要发生在孔顶 区域且钢管外壁金属相对内壁金属向前滑移．孔型侧壁区域金属的横向堆积及纵向延展不充分是导致荒管壁厚不均的主要 原因． 关键词 钢管；连轧；芯棒；金属流动；有限元 分类号 ＴＧ335∙7 Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｍｅｔａｌｆｌｏｗ ｄｕｒｉｎｇｔｕｂｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｒｏｌｌｉｎｇｂｙａｆｕｌｌ ｆｌｏａｔｍａｎｄｒｅｌｍｉｌｌ ＺＨＡＯＺｈｉ-ｙｉ 1）ＱＩＸｉｕ-ｍｅｉ 1）ＳＵＨｕｉ-ｃｈａｏ 2）ＲＥＮＸｕｅ-ｐｉｎｇ 1） 1） ＳｃｈｏｏｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇＢｅｉｊｉｎｇ100083Ｃｈｉｎａ 2） ＳｔｅｅｌＴｕｂｅＰｌａｎｔＢａｏｓｔｅｅｌＢｒａｎｃｈＢａｏｓｈａｎＩｒｏｎａｎｄＳｔｅｅｌＣｏ．Ｌｔｄ．Ｓｈａｎｇｈａｉ201900Ｃｈｉｎａ ＡＢＳＴＲＡＣＴ ＢａｓｅｄｏｎｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｐｒａｃｔｉｃｅｔｈｅＡＢＡＱＵＳｅｘｐｌｉｃｉｔｄｙｎａｍｉｃｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｐｌａｔｆｏｒｍｗａｓｕｓｅｄｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｍｅｔａｌｄｅ- ｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎｄｆｌｏｗｒｕｌｅｄｕｒｉｎｇｔｕｂｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｒｏｌｌｉｎｇｂｙｔｈｅＢａｏｓｔｅｅｌ●140ｍｍｆｕｌｌｆｌｏａｔｍａｎｄｒｅｌｍｉｌｌ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｔｒａｎｓ- ｖｅｒｓｅｍｅｔａｌｆｌｏｗｉｓｍａｉｎｌｙｆｒｏｍｔｈｅｇｒｏｏｖｅｔｏｐｔｏｓｉｄｅｗａｌｌａｎｄｔｈｅｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｍｅｔａｌｅｘｔｅｎｓｉｏｎｏｃｃｕｒｓｃｈｉｅｆｌｙｉｎｔｈｅｇｒｏｏｖｅｔｏｐａｒｅａ ｗｈｉｌｅｔｈｅｏｕｔｅｒｗａｌｌｍｅｔａｌｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅｓｓｌｉｄｅｓｆｏｒｗａｒｄｒｅｌａｔｉｖｅｔｏｔｈｅｉｎｎｅｒｗａｌｌｍｅｔａｌ．Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｍｅｔａｌａｃｃｕｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｉｎａｄｅｑｕａｔｅｅｘｔｅｎｓｉｏｎｉｎｔｈｅｇｒｏｏｖｅｓｉｄｅｗａｌｌａｒｅａａｒｅｔｈｅｍａｉｎｒｅａｓｏｎｓｔｏｃａｕｓｅｎｏｎ-ｕｎｉｆｏｒｍｗａｌｌｔｈｉｃｋｎｅｓｓ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｓｔｅｅｌｔｕｂｅ；ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｒｏｌｌｉｎｇ；ｍａｎｄｒｅｌ；ｍｅｔａｌｆｌｏｗ；ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓ 收稿日期：2009--07--07 作者简介：赵志毅 （1962— ）男副教授博士Ｅ-ｍａｉｌ：ｚｈａｏｚｈｉｙｉ＠263．ｎｅｔ 随着我国经济发展对无缝钢管需求的增加以 限动芯棒连轧管机 （ＭＰＭ）和三辊连轧管机 （ＰＱＦ） 为代表的新一代无缝钢管连轧设备在我国迅速发 展．新技术的进步无疑给引进于 20世纪 80年代中 期的宝钢 ●140ｍｍ全浮动芯棒连轧管机组带来了 巨大的挑战．连轧是无缝钢管生产机组中的主要变 形工序之一它不仅决定着机组的产品范围而且对 产品质量有着重要影响．为充分发挥设备的潜能 提高产品质量有必要对全浮动芯棒钢管连轧过程 进行全方位的深入分析． 近年来随着计算机技术及有限元理论的迅速 发展国外研究人员利用仿真分析对钢管连轧的孔 形设计及优化、产品尺寸精度控制及新设备新钢种 开发等方面进行了深入研究并进行了大量的工业 应用 ［1--7］．我国高校与企业合作进行了钢管轧制有 限元软件的开发及应用 ［8--9］．李胜祗等应用有限元 对天津钢管公司的七机架连轧过程拉凹及拉漏计算 机诊断进行了成功地模拟 ［10］；他们还与宝钢合作 利用有限元分析针对高钢级钢种轧制进行了孔型优 化设计 ［11］． 浮动芯棒钢管连轧过程变形复杂采用解析分 析难以充分了解轧制过程的金属变形及流动规律． 本文利用 ＡＢＡＱＵＳ显式动力仿真平台结合宝钢 ●140ｍｍ全浮动芯棒连轧机组生产实际情况进行建 模对钢管连轧过程进行了仿真分析旨在深入了解 钢管连轧过程金属的变形及流动规律为钢管连轧 DOI :10．13374／j．issn1001—053x．2010．02．007
184 北京科技大学学报 第32卷 的孔型设计及工艺设定提供参考 图1(c)为计算网格划分.毛管采用八节点线 性六面体单元，为保证计算精度，在厚度方向划分了 1有限元模型的建立 六层网格，头部局部细化，轧辊采用四节点三维双 1.1实体模型及边界条件 线性刚性四边形单元，芯棒采用的是解析刚体面， 图1(a)为钢管连轧的三维实体全模型.八机 因此无需划分网格.整个计算模型单元数为53829， 架连轧机组相邻机架成90交错排列，由于具有对 节点数为61544 称性，为减小计算量，采用14对称简化模型进行计 轧辊与毛管之间设定为库伦摩擦，摩擦因数取 算（图1(b))轧辊设为离散刚性壳，芯棒设为解析 为0.3由于芯棒的速度不断变化，芯棒和毛管各处 刚性壳，毛管（连轧坯料）为变形实体。为节省计算 的表面接触状况也不尽相同，实际上芯棒与毛管摩 时间，机架间距缩短为200mm(工业实际机架间距 擦因数在整个连轧过程中是不断变化的，考虑到芯 为1000mm),毛管长度缩短为1000mm(实际毛管 棒采取了润滑措施，且按照现场大量实验的推算，毛 长度约为8000mm)-本研究采用中152.5mm孔型 管与芯棒之间摩擦因数取为0.07，亦采用库伦摩擦 系，毛管规格为中179mm×14.5mm(外径×壁厚)， 定义·毛管与轧辊、毛管与芯棒之间的接触处理采 荒管（连轧产品规格为中151.5mm×5mm,芯棒直 用ABAQUS显式动力学的面面有限滑移运动接触 径为138mm 算法， 轧制方向 图1钢管连轧的三维实体模型及网格划分.()全模型；(b)1A对称简化模型：(c)计算网格 Fig I Threedmnensional solid model and meshing of continuous tube molling (a)fiullmode!(b)1/symmetrical smplified mode!(c)calcula- tion mesh 除了对模型分别进行x方向的对称约束外， 换热，轧件与工具之间为接触换热 还对轧辊和芯棒进行平动与转动约束，仅保留轧辊 热力耦合采用New ton方法同时处理热传导和 在其轴向的转动及芯棒在其轴向的平动，考虑到对 力平衡两类不同场方程，该方法需要求解如下非对 称关系，毛管及工具（轧辊、芯棒）在对称面上的热 称Jacobian矩阵： 流均设定为Q即对称面上作绝热处理 KK△ 1.2钢管连轧有限元分析基本构架 (1) 材料的屈服按照von M ises各向同性屈服准则. 式中，△u,△分别为位移与温度增量步的修正量， 弹性阶段为各向同性的线弹性，塑性本构关系满足 K为全耦合Jacobian矩阵的子矩阵，R、Rg分别为 Levy M ises增量理论 力、热残余矢量 钢管连轧过程中，工具及轧件内部的换热遵从 1.3材料特性 Fourier定律，轧件与环境之间同时进行辐射与对流 研究钢种为T91,采用G leeb le~l500热模拟试
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 的孔型设计及工艺设定提供参考． 1 有限元模型的建立 1∙1 实体模型及边界条件 图 1（ａ）为钢管连轧的三维实体全模型．八机 架连轧机组相邻机架成 90°交错排列由于具有对 称性为减小计算量采用 1／4对称简化模型进行计 算 （图 1（ｂ））．轧辊设为离散刚性壳芯棒设为解析 刚性壳毛管 （连轧坯料 ）为变形实体．为节省计算 时间机架间距缩短为 200ｍｍ（工业实际机架间距 为 1000ｍｍ）毛管长度缩短为 1000ｍｍ（实际毛管 长度约为 8000ｍｍ）．本研究采用 ●152∙5ｍｍ孔型 系毛管规格为 ●179ｍｍ×14∙5ｍｍ（外径 ×壁厚 ） 荒管 （连轧产品 ）规格为 ●151∙5ｍｍ×5ｍｍ芯棒直 径为 138ｍｍ． 图 1（ｃ）为计算网格划分．毛管采用八节点线 性六面体单元为保证计算精度在厚度方向划分了 六层网格头部局部细化．轧辊采用四节点三维双 线性刚性四边形单元．芯棒采用的是解析刚体面 因此无需划分网格．整个计算模型单元数为53829 节点数为 61544． 轧辊与毛管之间设定为库伦摩擦摩擦因数取 为 0∙3．由于芯棒的速度不断变化芯棒和毛管各处 的表面接触状况也不尽相同实际上芯棒与毛管摩 擦因数在整个连轧过程中是不断变化的．考虑到芯 棒采取了润滑措施且按照现场大量实验的推算毛 管与芯棒之间摩擦因数取为 0∙07亦采用库伦摩擦 定义．毛管与轧辊、毛管与芯棒之间的接触处理采 用 ＡＢＡＱＵＳ显式动力学的面--面有限滑移运动接触 算法． 图 1 钢管连轧的三维实体模型及网格划分．（ａ） 全模型；（ｂ）1／4对称简化模型；（ｃ） 计算网格 Ｆｉｇ．1 Ｔｈｒｅｅ-ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｓｏｌｉｄｍｏｄｅｌａｎｄｍｅｓｈｉｎｇｏｆｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｔｕｂｅｒｏｌｌｉｎｇ：（ａ） ｆｕｌｌｍｏｄｅｌ；（ｂ）1／4ｓｙｍｍｅｔｒｉｃａｌｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄｍｏｄｅｌ；（ｃ） ｃａｌｃｕｌａ- ｔｉｏｎｍｅｓｈ 除了对模型分别进行 ｘ、ｙ方向的对称约束外 还对轧辊和芯棒进行平动与转动约束仅保留轧辊 在其轴向的转动及芯棒在其轴向的平动．考虑到对 称关系毛管及工具 （轧辊、芯棒 ）在对称面上的热 流均设定为 0即对称面上作绝热处理． 1∙2 钢管连轧有限元分析基本构架 材料的屈服按照 ｖｏｎＭｉｓｅｓ各向同性屈服准则． 弹性阶段为各向同性的线弹性塑性本构关系满足 Ｌｅｖｙ-Ｍｉｓｅｓ增量理论． 钢管连轧过程中工具及轧件内部的换热遵从 Ｆｏｕｒｉｅｒ定律轧件与环境之间同时进行辐射与对流 换热轧件与工具之间为接触换热． 热力耦合采用 Ｎｅｗｔｏｎ方法同时处理热传导和 力平衡两类不同场方程．该方法需要求解如下非对 称 Ｊａｃｏｂｉａｎ矩阵： Ｋｕｕ Ｋｕθ Ｋθｕ Ｋθθ Δｕ Δθ ＝ Ｒｕ Ｒθ （1） 式中Δｕ、Δθ分别为位移与温度增量步的修正量 Ｋｉｊ为全耦合 Ｊａｃｏｂｉａｎ矩阵的子矩阵Ｒｕ、Ｒθ分别为 力、热残余矢量． 1∙3 材料特性 研究钢种为 Ｔ91采用 Ｇｌｅｅｂｌｅ--1500热模拟试 ·184·
第2期 赵志毅等：全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 .185 验机测定T91在若干温度及变形速率下的变形抗力 胀系数、热导率及比热容随温度变化的情况如 如图2所示，其他温度及变形速率下的变形抗力采 图3所示，其泊松比取0.3 用线性插值方法获得，研究钢种的弹性模量、线膨 由于显式动力分析考虑物体的惯性，因此需要 350 应变速率】 应变速率5 应变速率10s 应变速率30 应变速率50￥1 300 900T 900℃ 900℃ 950℃ 250 900℃ 950℃ -90℃ 950℃ 1000℃ 1000℃ 1000℃ 1050 1050℃ 98彩 R -950℃ 1050℃ 1100℃ 1100℃ 150 T000℃ 1100℃ 1150℃ 1150℃ 1150℃ I050T 100 T100℃ 1150℃ 1150℃ 03 0.60.9 0 0.30.6090 0.30.60.900.30.60.900.30.60.9 真应变 图2研究钢种的热变形抗力 Fig 2 Themal defomation resistance of the investigated steel 220 1200 (a) 14 d 1 1.3 35 1000 1.2 0 800 1.1 25 600 006 3006009001200 10% 3006009001200 206 3006009001200 A006 3006009001200 温度℃ 温度℃ 温度℃ 温度C 图3研究钢种的热物性参数，(a)弹性模量；(b)线膨胀系数；(c)热导率；(d)比热容 Fig 3 Themal physical parmeters of the investigated steel (a)elastic moduls (b)linear expansion coefficient (c)themal conductivity (d) specific heat capacity 考虑毛管及工具的质量·毛管和芯棒的密度分别取 始速度约为1.88m·s,各机架轧辊转速具体数值 7.8×10kgm和7.9×10kgm3.模拟过程中 见表1. 芯棒简化为解析刚体，采用点质量，芯棒实际长度为 表1各机架的轧辊转速 29700mm考虑芯棒直径为138mm时，14模型取 Table 1 Roller speed of each stand 芯棒点质量为875kg按照14对称关系，芯棒不发 机架号 12345678 生沿其轴向的转动，因此不考虑其转动惯性.由于 轧辊转速(mm-1)114163201240233313297250 轧辊不发生平动，同时模拟过程不考虑轧辊的启动 与停止过程，因此忽略其平动与转动惯性 按照工业生产数据，毛管的开轧温度、工具温度 毛管与空气的对流换热系数取10W·m2. 和环境温度分别设定为1060250和25℃. ℃-12，毛管与工具的接触换热系数取20×10W· m2.℃-1s-,毛管的发射率设定为0.8 2仿真结果分析及讨论 轧辊与芯棒在结构上为刚体，但在温度自由度 2.1仿真模型的准确性分析 上并非刚性，由于轧辊与芯棒已经作了壳体简化，因 为了验证所建模型的准确性，图4列举了轧制 此研究其内部温度场没有实际意义，本研究将轧辊 力、芯棒速度的模拟值与实测值的对比，以及连轧后 及芯棒各节点作等温处理，即从毛管传到工具的热 荒管横截面尺寸与理论值的对比 量在瞬间平均分配到工具各节点， 从图4(a)可以看出，模拟轧制力曲线与实测曲 1.4钢管连轧的初始条件 线相近，第12机架轧制力模拟值略大于实测值， 工业生产是将芯棒插入毛管，通过辊道给予一 而3~8机架轧制力模拟值略小于实测值，轧制力 定的初始速度运往连轧机入口，毛管依靠惯性冲击 差异的原因可能主要来自三方面的因素：一是由单 轧辊而实现咬入·根据现场数据，毛管与芯棒的初 轴压缩实验测定的钢种变形抗力与实际多向应力状
第 2期 赵志毅等： 全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 验机测定 Ｔ91在若干温度及变形速率下的变形抗力 如图 2所示其他温度及变形速率下的变形抗力采 用线性插值方法获得．研究钢种的弹性模量、线膨 胀系数、热导率及比热容随温度变化的情况如 图 3所示其泊松比取 0∙3． 由于显式动力分析考虑物体的惯性因此需要 图 2 研究钢种的热变形抗力 Ｆｉｇ．2 Ｔｈｅｒｍａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｔｈｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄｓｔｅｅｌ 图 3 研究钢种的热物性参数．（ａ） 弹性模量；（ｂ） 线膨胀系数；（ｃ） 热导率；（ｄ） 比热容 Ｆｉｇ．3 Ｔｈｅｒｍａｌｐｈｙｓｉｃａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄｓｔｅｅｌ：（ａ） ｅｌａｓｔｉｃｍｏｄｕｌｕｓ；（ｂ） ｌｉｎｅａｒｅｘｐａｎｓｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ；（ｃ） ｔｈｅｒｍａｌｃｏｎｄｕｃｔｉｖｉｔｙ；（ｄ） ｓｐｅｃｉｆｉｃｈｅａｔｃａｐａｃｉｔｙ 考虑毛管及工具的质量．毛管和芯棒的密度分别取 7∙8×10 3ｋｇ·ｍ —3和 7∙9×10 3 ｋｇ·ｍ —3．模拟过程中 芯棒简化为解析刚体采用点质量芯棒实际长度为 29700ｍｍ考虑芯棒直径为 138ｍｍ时1／4模型取 芯棒点质量为875ｋｇ．按照1／4对称关系芯棒不发 生沿其轴向的转动因此不考虑其转动惯性．由于 轧辊不发生平动同时模拟过程不考虑轧辊的启动 与停止过程因此忽略其平动与转动惯性． 毛管与空气的对流换热系数取 10Ｗ·ｍ —2· ℃ —1［12］毛管与工具的接触换热系数取 20×10 3Ｗ· ｍ —2·℃ —1［13--14］毛管的发射率设定为 0∙8． 轧辊与芯棒在结构上为刚体但在温度自由度 上并非刚性由于轧辊与芯棒已经作了壳体简化因 此研究其内部温度场没有实际意义本研究将轧辊 及芯棒各节点作等温处理即从毛管传到工具的热 量在瞬间平均分配到工具各节点． 1∙4 钢管连轧的初始条件 工业生产是将芯棒插入毛管通过辊道给予一 定的初始速度运往连轧机入口毛管依靠惯性冲击 轧辊而实现咬入．根据现场数据毛管与芯棒的初 始速度约为 1∙88ｍ·ｓ —1各机架轧辊转速具体数值 见表 1． 表 1 各机架的轧辊转速 Ｔａｂｌｅ1 Ｒｏｌｌｅｒｓｐｅｅｄｏｆｅａｃｈｓｔａｎｄ 机架号 1 2 3 4 5 6 7 8 轧辊转速／（ｒ·ｍｉｎ—1） 114 163 201 240 233 313 297 250 按照工业生产数据毛管的开轧温度、工具温度 和环境温度分别设定为 1060250和 25℃． 2 仿真结果分析及讨论 2∙1 仿真模型的准确性分析 为了验证所建模型的准确性图 4列举了轧制 力、芯棒速度的模拟值与实测值的对比以及连轧后 荒管横截面尺寸与理论值的对比． 从图 4（ａ）可以看出模拟轧制力曲线与实测曲 线相近．第 1、2机架轧制力模拟值略大于实测值 而 3～8机架轧制力模拟值略小于实测值．轧制力 差异的原因可能主要来自三方面的因素：一是由单 轴压缩实验测定的钢种变形抗力与实际多向应力状 ·185·
186 北京科技大学学报 第32卷 态时的变形抗力值存在差异；二是机架间距的缩短 阶段为抛钢阶段，随着轧件尾部每离开一个机架，芯 以及荒管与工具间摩擦状态的简化：三是荒管和工 棒就减少一个机架的制约，因而速度亦表现为阶跃 具本身以及他们之间热量传递的简化 式增加，直至轧件完全离开第8机架.在咬入与抛 由于浮动芯棒依靠其与轧件之间的摩擦而运 钢两阶段的两次加速过程中，芯棒速度的模拟值与 动，因此在整个轧制过程中，芯棒速度随轧件速度的 实测值吻合较好，而稳轧阶段芯棒速度的模拟值小 变化而变化，可分为三个阶段（图4(b)):第1阶段 于实测值 为咬入阶段，毛管依次咬入各机架，由于轧辊转速依 从图4(c)可以看出，经八道次轧制后，荒管的 次提高，因而毛管不断加速，在摩擦的作用下，浮动 内径和外径与理论值相近，但是在45°、135°、225° 芯棒速度呈阶跃式上升；第2阶段为稳轧阶段，轧件 及315位置，模拟值与理论值差异稍大，这主要 处于全部机架中，由于受到各机架轧制速度的相互 是由于二辊轧机本身的缺陷所致，在后文中将给 制约，芯棒速度基本维持恒定，仅有小幅波动；第3 出分析 实测轧制力 模拟轧制力 5000 机架号 4000 3000 2000 个 1000 2 34 0.2 0.4 0.6 0.8 实际轧制时间s 模拟轧制时间s 模拟轧制时间s 0 02 0.40.6 0.8 1.0 80rc) 0 一理论半径 7(b) 模拟半径 315 5 6 70 5 一实测值 270 90 。一模拟值 60 角度) 1咬人阶段 连轧阶段 抛钢阶段 225 135 23 4 5 6 7 80 实际轧制时间s 180 图4模拟结果的准确性比较.(a)轧制力：(b)芯棒速率；(c)截面尺寸 通过以上分析可知，所建立的有限元模型能够 与芯棒共同作用下的变形区简图.毛管咬入孔型的 较准确地应用于全浮动芯棒钢管连轧分析， 前期，仅受到轧辊在x方向施加的压下作用，因此毛 2.2钢管连轧变形区简述 管仅在xy平面发生压扁变形；当毛管内壁与芯棒接 为了更好地理解连轧时钢管的变形与金属流动 触后，毛管受到轧辊与芯棒的共同作用，在xy平面 情况，图5以第1机架孔型为例给出了毛管在轧辊 与xz平面同时发生变形.对于减壁区，可以把芯棒 a 孔顶区 减壁区 减径区 侧壁区 开口区 图5钢管连轧变形区简图，(a)纵截面；(b)横截面 Fig5 Sketch of defomation area during continuous tube molling (a)lngitudinal section (b)cross section
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 态时的变形抗力值存在差异；二是机架间距的缩短 以及荒管与工具间摩擦状态的简化；三是荒管和工 具本身以及他们之间热量传递的简化． 由于浮动芯棒依靠其与轧件之间的摩擦而运 动因此在整个轧制过程中芯棒速度随轧件速度的 变化而变化可分为三个阶段 （图 4（ｂ））：第 1阶段 为咬入阶段毛管依次咬入各机架由于轧辊转速依 次提高因而毛管不断加速在摩擦的作用下浮动 芯棒速度呈阶跃式上升；第 2阶段为稳轧阶段轧件 处于全部机架中由于受到各机架轧制速度的相互 制约芯棒速度基本维持恒定仅有小幅波动；第 3 阶段为抛钢阶段随着轧件尾部每离开一个机架芯 棒就减少一个机架的制约因而速度亦表现为阶跃 式增加直至轧件完全离开第 8机架．在咬入与抛 钢两阶段的两次加速过程中芯棒速度的模拟值与 实测值吻合较好而稳轧阶段芯棒速度的模拟值小 于实测值． 从图 4（ｃ）可以看出经八道次轧制后荒管的 内径和外径与理论值相近但是在 45°、135°、225° 及 315°位置模拟值与理论值差异稍大．这主要 是由于二辊轧机本身的缺陷所致在后文中将给 出分析． 图 4 模拟结果的准确性比较．（ａ） 轧制力；（ｂ） 芯棒速率；（ｃ） 截面尺寸 Ｆｉｇ．4 Ａｃｃｕｒａｃｙｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ：（ａ） ｒｏｌｌｉｎｇｆｏｒｃｅ；（ｂ） ｍａｎｄｒｅｌｒａｔｅ；（ｃ） ｓｅｃｔｉｏｎｓｉｚｅ 图 5 钢管连轧变形区简图．（ａ） 纵截面；（ｂ） 横截面 Ｆｉｇ．5 Ｓｋｅｔｃｈｏｆｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｒｅａｄｕｒｉｎｇｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｔｕｂｅｒｏｌｌｉｎｇ：（ａ） ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｓｅｃｔｉｏｎ；（ｂ） ｃｒｏｓｓｓｅｃｔｉｏｎ 通过以上分析可知所建立的有限元模型能够 较准确地应用于全浮动芯棒钢管连轧分析． 2∙2 钢管连轧变形区简述 为了更好地理解连轧时钢管的变形与金属流动 情况图 5以第 1机架孔型为例给出了毛管在轧辊 与芯棒共同作用下的变形区简图．毛管咬入孔型的 前期仅受到轧辊在 ｘ方向施加的压下作用因此毛 管仅在 ｘｙ平面发生压扁变形；当毛管内壁与芯棒接 触后毛管受到轧辊与芯棒的共同作用在 ｘｙ平面 与 ｘｚ平面同时发生变形．对于减壁区可以把芯棒 ·186·
第2期 赵志毅等：全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 .187. 视为一个直径无穷大的“轧辊”，此时毛管受到两对 迫发生宽展”，从图6中可以看出：毛管在第1道 轧辊的同时辗压 次具有较大的减径量和减壁量，为协调x方向的变 2.3连轧过程钢管的横向变形及金属流动分析 形，侧壁金属流向孔型开口处形成“耳子”：第2道 图6列举了各道次毛管横截面的形状演变情 次则主要将第1道次产生的“耳子”压缩并减壁；在 况，奇数道次轧辊在x方向产生压下，偶数道次轧 后续道次中，金属横向变形与前两道次类似，但减径 辊在y方向产生侧压，毛管在轧辊与芯棒的辗压 量和减壁量明显减小，毛管的规圆则主要在第7、8 下，孔顶区域的金属除了纵向延伸外，在xy平面被 道次完成 道次1 道次2 道次3 道次4 ☐变形前 变形后 压下方向 道次5 道次6 图6各道次横截面形状的演变 Fig6 Cmoss-section shape evolution of each pass 图7显示了前两道次变形后，金属的等效应变 型开口处发生金属流动失稳，使管内壁极易出现 分布情况.后续的奇数道次与第1道次情况相似， 纵向裂纹，因此第1道次孔型设计时应注意孔型 偶数道次与第2道次情况相似.从图7(a)中可以 侧壁至开口过渡区的设计，经过第2道次侧压后 看出，在xy平面内，第1道次的孔顶金属向y方向 (图7(b)),该道次孔顶区域的金属在xy平面内 流动而发生宽展，在孔型圆弧的制约下，金属呈逆 向x方向发生宽展，在孔型圆弧的制约下，金属 时针方向流动，但随着侧壁圆弧的阻挡作用逐渐 呈顺时针方向流动，同样由于侧壁圆弧阻碍的逐 增大，金属的流动也逐渐减弱，在孔型的侧壁至开 渐增强，金属流动减弱，经过前两道次变形后，金 口区域，金属沿圆周方向的流动很弱，而是以形状 属在45区域产生堆积，这是造成荒管横向壁厚 改变为主，图7(a)中的A点区域，即毛管内壁与 不均的主要原因，因此，在后续规圆道次的孔型 芯棒接触分离点附近，管内壁出现明显的反弯曲 设计中，应注意加强毛管在横截面45°方向的压 率，即脱离了正常的椭圆状态，这样可能导致孔 缩变形. (a) 一一一一金属横向流动方向 b *”” 451 0 金属堆积区 .43 图7前两道次金属的横向流动及横截面等效应变分布。(a)道次1上：(b)道次2 Fi7 Tmansverse metal flow and cmoss-section cquivalent stran distribution of the first wo passes (a)Pass 1:(b)Pass 2
第 2期 赵志毅等： 全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 视为一个直径无穷大的 “轧辊 ”此时毛管受到两对 “轧辊 ”的同时辗压． 2∙3 连轧过程钢管的横向变形及金属流动分析 图 6列举了各道次毛管横截面的形状演变情 况．奇数道次轧辊在 ｘ方向产生压下偶数道次轧 辊在 ｙ方向产生侧压．毛管在轧辊与芯棒的辗压 下孔顶区域的金属除了纵向延伸外在 ｘｙ平面被 迫发生 “宽展 ”．从图 6中可以看出：毛管在第 1道 次具有较大的减径量和减壁量为协调 ｘ方向的变 形侧壁金属流向孔型开口处形成 “耳子 ”；第 2道 次则主要将第 1道次产生的 “耳子 ”压缩并减壁；在 后续道次中金属横向变形与前两道次类似但减径 量和减壁量明显减小毛管的规圆则主要在第 7、8 道次完成． 图 6 各道次横截面形状的演变 Ｆｉｇ．6 Ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓｈａｐｅｅｖｏｌｕｔｉｏｎｏｆｅａｃｈｐａｓｓ 图 7 前两道次金属的横向流动及横截面等效应变分布．（ａ） 道次 1；（ｂ） 道次 2 Ｆｉｇ．7 Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｍｅｔａｌｆｌｏｗａｎｄｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒａｉｎｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｔｗｏｐａｓｓｅｓ：（ａ） Ｐａｓｓ1；（ｂ） Ｐａｓｓ2 图 7显示了前两道次变形后金属的等效应变 分布情况．后续的奇数道次与第 1道次情况相似 偶数道次与第 2道次情况相似．从图 7（ａ）中可以 看出在 ｘｙ平面内第 1道次的孔顶金属向 ｙ方向 流动而发生宽展在孔型圆弧的制约下金属呈逆 时针方向流动但随着侧壁圆弧的阻挡作用逐渐 增大金属的流动也逐渐减弱．在孔型的侧壁至开 口区域金属沿圆周方向的流动很弱而是以形状 改变为主．图 7（ａ）中的 Ａ点区域即毛管内壁与 芯棒接触分离点附近管内壁出现明显的反弯曲 率即脱离了正常的椭圆状态这样可能导致孔 型开口处发生金属流动失稳使管内壁极易出现 纵向裂纹．因此第 1道次孔型设计时应注意孔型 侧壁至开口过渡区的设计．经过第 2道次侧压后 （图 7（ｂ） ）该道次孔顶区域的金属在 ｘｙ平面内 向 ｘ方向发生宽展在孔型圆弧的制约下金属 呈顺时针方向流动同样由于侧壁圆弧阻碍的逐 渐增强金属流动减弱．经过前两道次变形后金 属在 45°区域产生堆积这是造成荒管横向壁厚 不均的主要原因．因此在后续规圆道次的孔型 设计中应注意加强毛管在横截面 45°方向的压 缩变形． ·187·
.188 北京科技大学学报 第32卷 2,4连轧过程钢管的纵向变形及金属流动分析 段，轧辊主动旋转所产生的摩擦力使得毛管外壁 浮动芯棒钢管连轧的孔顶区域纵截面类似于 金属被迫向前流动，而芯棒与毛管内壁之间没有 一个驱动轧辊和一个惯性随动辊轧制带材的情 压下作用，这导致内壁与芯棒接触区域在轧制方 况，图8显示了第12道次咬入与稳轧阶段金属 向具有较小的塑性流动，可见，这种“异步”轧制 的纵向流动及轧向应变分布，在咬入初期过程中， 的方式与两辊同步驱动的板带轧制具有较大的区 芯棒的速度低于即将咬入道次的轧辊线速度，因 别，后者是在变形区将金属上下两侧同时向后推 此在咬入时，由于芯棒的惯性效应，其对毛管内壁 挤而产生变形.从图中还可以看出，由于第1道次 具有强烈的拖拽作用，因而毛管内壁单元在轧制 开口区形成了明显的“耳子”，因而第2道次具有 方向上具有较大的塑性应变，在该道次的稳轧阶 较大的减径量 b 10 PE PE73 75 d .131×10 2612×10 333×101 2.375×101 图8前两道次咬入与稳轧阶段金属的纵向流动及轧向的应变分布.()道次1咬入：(b)道次1稳轧：(c)道次2咬入：(d)道次2稳轧 Fig 8 Longitdinalmetal flow in the entering and stable molling stages and strain distribution in the molling dinection of the first two passes (a)pass 1 entering (b)pass 1 stabl molling (c)pass 2 enterng (d)pass 2 stable mlling 由于钢管连轧过程的纵向金属流动非常复杂， 有最大的纵向变形.在进入第1道次之前，由于前面 本研究抽取变形前距离毛管头部200mm处的一层 单元的延展，所考察单元的孔顶区域就已经整体向后 单元，分析其纵向变形及流动情况，如图9所示，单 变形，进入第1道次后，孔顶区域外壁金属在轧辊的 元进入变形区后，轧辊孔顶的圆周运动与芯棒的水 辗轧下向前流动.经8道次轧制后，外壁单元相对内 平运动对单元构成了搓轧状态，单元的纵向延展 壁单元整体向前滑动，从图中还可以观察到，侧壁区 主要发生在毛管外壁区域 域为轧制的“盲区”，该区域的纵向延伸相对较小 图10显示了所考察单元在各道次轧制时的形 图11给出了所考察单元及荒管尾部连轧完成后 状演变情况并指出了单元在各道次的最大变形位 的形状，纵向变形的不均匀导致单元在各道次的孔 置，从图中可以看出，金属在各道次的孔顶区域具 顶区域具有较大的延伸，令荒管出现燕尾”，由于第 a 蓝色区域为表面，白色区城为截面 (b) (c) 轧银线速度 芯棒速度 200mm 图9单元在轧制过程中的纵向变形.(a)单元位置；(b)变形前；()变形后 Fig 9 Element bngitudinal defomation during mlling (a)elment position (b)before defomation:(c)after defomation
北 京 科 技 大 学 学 报 第 32卷 2∙4 连轧过程钢管的纵向变形及金属流动分析 浮动芯棒钢管连轧的孔顶区域纵截面类似于 一个驱动轧辊和一个惯性随动辊轧制带材的情 况．图 8显示了第 1、2道次咬入与稳轧阶段金属 的纵向流动及轧向应变分布．在咬入初期过程中 芯棒的速度低于即将咬入道次的轧辊线速度因 此在咬入时由于芯棒的惯性效应其对毛管内壁 具有强烈的拖拽作用因而毛管内壁单元在轧制 方向上具有较大的塑性应变．在该道次的稳轧阶 段轧辊主动旋转所产生的摩擦力使得毛管外壁 金属被迫向前流动而芯棒与毛管内壁之间没有 压下作用这导致内壁与芯棒接触区域在轧制方 向具有较小的塑性流动．可见这种 “异步 ”轧制 的方式与两辊同步驱动的板带轧制具有较大的区 别后者是在变形区将金属上下两侧同时向后推 挤而产生变形．从图中还可以看出由于第 1道次 开口区形成了明显的 “耳子 ”因而第 2道次具有 较大的减径量． 图8 前两道次咬入与稳轧阶段金属的纵向流动及轧向的应变分布．（ａ）道次1咬入；（ｂ）道次1稳轧；（ｃ）道次2咬入；（ｄ）道次2稳轧 Ｆｉｇ．8 Ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｍｅｔａｌｆｌｏｗｉｎｔｈｅｅｎｔｅｒｉｎｇａｎｄｓｔａｂｌｅｒｏｌｌｉｎｇｓｔａｇｅｓａｎｄｓｔｒａｉｎｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｒｏｌｌｉｎｇｄｉｒｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｔｗｏｐａｓｓｅｓ：（ａ） ｐａｓｓ 1ｅｎｔｅｒｉｎｇ；（ｂ） ｐａｓｓ1ｓｔａｂｌｅｒｏｌｌｉｎｇ；（ｃ） ｐａｓｓ2ｅｎｔｅｒｉｎｇ；（ｄ） ｐａｓｓ2ｓｔａｂｌｅｒｏｌｌｉｎｇ 图 9 单元在轧制过程中的纵向变形．（ａ） 单元位置；（ｂ） 变形前；（ｃ） 变形后 Ｆｉｇ．9 Ｅｌｅｍｅｎｔｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｒｏｌｌｉｎｇ：（ａ） ｅｌｅｍｅｎｔｐｏｓｉｔｉｏｎ；（ｂ） ｂｅｆｏｒｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ；（ｃ） ａｆｔｅｒｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ 由于钢管连轧过程的纵向金属流动非常复杂 本研究抽取变形前距离毛管头部 200ｍｍ处的一层 单元分析其纵向变形及流动情况．如图 9所示单 元进入变形区后轧辊孔顶的圆周运动与芯棒的水 平运动对单元构成了 “搓轧 ”状态单元的纵向延展 主要发生在毛管外壁区域． 图 10显示了所考察单元在各道次轧制时的形 状演变情况并指出了单元在各道次的最大变形位 置．从图中可以看出金属在各道次的孔顶区域具 有最大的纵向变形．在进入第 1道次之前由于前面 单元的延展所考察单元的孔顶区域就已经整体向后 变形进入第 1道次后孔顶区域外壁金属在轧辊的 辗轧下向前流动．经 8道次轧制后外壁单元相对内 壁单元整体向前滑动．从图中还可以观察到侧壁区 域为轧制的 “盲区 ”该区域的纵向延伸相对较小． 图11给出了所考察单元及荒管尾部连轧完成后 的形状．纵向变形的不均匀导致单元在各道次的孔 顶区域具有较大的延伸令荒管出现 “燕尾 ”．由于第 ·188·
第2期 赵志毅等：全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 ,189, 1道次首先发生孔顶延伸的不均匀且具有最大的减 尾”比偶数道次形成的更大，实际轧制中形成的荒管 壁量，使得荒管尾部在奇数道次孔顶区域形成的“燕 燕尾如图11(c)所示，与模拟结果吻合 。单元在各道次的最人纵向变形位置 购壁区城 ((((( 进孔型前道次1道次2道次3道次4道次了 道次6 道次7 道次8 图10单元各道次的形状演变 Fig 10 Elment shape evolution of each pass 偶数道次 偶数道次 奇数道次 奇数道次 图11单元及荒管尾部轧制完成后的形状.()变形后单元：(b)变形后荒管燕尾”：(c)荒管燕尾"实物照片 Fig 11 Elenent and mube tail shapes after rollings (a)defomed element (b)defomed tube tail (c)tube tail photo 综合上述分析可知，连轧过程中，孔型侧壁区域 轧辊与芯棒的共同作用下发生减壁. 的金属在横截面内的金属堆积和纵向的不充分延展 (2)毛管在孔型中轧制时，横向变形主要表现 是荒管壁厚不均的主要原因.图12将荒管横截面 为金属从孔顶区域向侧壁区域的流动，在垂直排列 壁厚的模拟值与理论值进行了对比，可以看出，荒 的一系列孔型中反复变形后，侧壁区域发生横向金 管在周向的45°、135°225及315粒置附近具有最 属堆积， 大的壁厚，奇数道次的孔顶区域，即0与180区 (3)连轧过程中，轧辊和芯棒的速度不一致，且 域，壁厚小于理论值；偶数道次的孔顶区域，即90° 仅由轧辊提供压下，对毛管构成了搓轧，毛管外壁金 与270区域，壁厚略大于理论值，因此，连轧孔型设 属被向前拖拽，并在各道次孔顶区域产生最大的纵 计时改善侧壁轧制“盲区”金属的变形对荒管尺寸 向变形，令荒管出现“燕尾”，但侧壁区域金属的纵 精度的控制具有重要意义 向延伸不充分 理论壁以 (4)侧壁区域金属的横向堆积及纵向延伸的不 模拟壁厚 315 充分是导致荒管壁厚不均的主要原因， 参考文献 十270 90 [1]Jonas E LarsL Efficient three diensionalmodel of molling using an explicit fnite-elment fomulation Cammun Numer Methods 角度) En519939(7):613 225 135 [2]Altan T:CAD /CAM of mlling and pmocess for plastic work ing 180 y Ady Technol P last 1984.5(1):531 [3]M iguelA C Marcela B G.Eduano N D.Finite ekment analysis 图12横截面壁厚模拟值与理论值的对比 Fig 12 Cmss section thickness comparison between the smulation of steel mlling pmcess Camput Stmuct 2001 79(22/25):2075 [4]Vacance M.MassoniE Chenot JL et al Multi stand pipe mill result and the theoretical vahe finite elmentmodel JMater Pmocess Technol 1990.24(1):421 [5]Jn R S State of the seam lss tube making&the revamping of fill 3结论 floating mandrelm ill Baostcel Technol 1998(2):1 (金如崧.论无缝钢管生产的当代水平兼论全浮动芯棒连轧 (1)毛管进入孔型而未与芯棒接触时，仅发生 管厂的技术改造、宝钢技术，1998(2)：1) 弹塑性压扁使外径减小；毛管内壁与芯棒接触后，在 [6]ManoharR A.Li K.RollettA D.etal Computational expbma-
第 2期 赵志毅等： 全浮动芯棒钢管连轧金属流动的有限元分析 1道次首先发生孔顶延伸的不均匀且具有最大的减 壁量使得荒管尾部在奇数道次孔顶区域形成的 “燕 尾 ”比偶数道次形成的更大．实际轧制中形成的荒管 “燕尾 ”如图 11（ｃ）所示与模拟结果吻合． 图 10 单元各道次的形状演变 Ｆｉｇ．10 Ｅｌｅｍｅｎｔｓｈａｐｅｅｖｏｌｕｔｉｏｎｏｆｅａｃｈｐａｓｓ 图11 单元及荒管尾部轧制完成后的形状．（ａ）变形后单元；（ｂ）变形后荒管 “燕尾 ”；（ｃ）荒管 “燕尾 ”实物照片 Ｆｉｇ．11 Ｅｌｅｍｅｎｔａｎｄｔｕｂｅｔａｉｌｓｈａｐｅｓａｆｔｅｒｒｏｌｌｉｎｇ：（ａ） ｄｅｆｏｒｍｅｄｅｌｅｍｅｎｔ；（ｂ） ｄｅｆｏｒｍｅｄｔｕｂｅｔａｉｌ；（ｃ） ｔｕｂｅｔａｉｌｐｈｏｔｏ 综合上述分析可知连轧过程中孔型侧壁区域 的金属在横截面内的金属堆积和纵向的不充分延展 是荒管壁厚不均的主要原因．图 12将荒管横截面 壁厚的模拟值与理论值进行了对比．可以看出荒 管在周向的 45°、135°、225°及 315°位置附近具有最 大的壁厚．奇数道次的孔顶区域即 0°与 180°区 域壁厚小于理论值；偶数道次的孔顶区域即 90° 与 270°区域壁厚略大于理论值．因此连轧孔型设 计时改善侧壁轧制 “盲区 ”金属的变形对荒管尺寸 精度的控制具有重要意义． 图 12 横截面壁厚模拟值与理论值的对比 Ｆｉｇ．12 Ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｔｈｉｃｋｎｅｓｓｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔａｎｄｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｖａｌｕｅ 3 结论 （1） 毛管进入孔型而未与芯棒接触时仅发生 弹塑性压扁使外径减小；毛管内壁与芯棒接触后在 轧辊与芯棒的共同作用下发生减壁． （2） 毛管在孔型中轧制时横向变形主要表现 为金属从孔顶区域向侧壁区域的流动在垂直排列 的一系列孔型中反复变形后侧壁区域发生横向金 属堆积． （3） 连轧过程中轧辊和芯棒的速度不一致且 仅由轧辊提供压下对毛管构成了搓轧毛管外壁金 属被向前拖拽并在各道次孔顶区域产生最大的纵 向变形令荒管出现 “燕尾 ”但侧壁区域金属的纵 向延伸不充分． （4） 侧壁区域金属的横向堆积及纵向延伸的不 充分是导致荒管壁厚不均的主要原因． 参 考 文 献 ［1］ ＪｏｎａｓＥＬａｒｓＬ．Ｅｆｆｉｃｉｅｎｔｔｈｒｅｅ-ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｌｏｆｒｏｌｌｉｎｇｕｓｉｎｇ ａｎｅｘｐｌｉｃｉｔｆｉｎｉｔｅ-ｅｌｅｍｅｎｔｆｏｒｍｕｌａｔｉｏｎ．ＣｏｍｍｕｎＮｕｍｅｒＭｅｔｈｏｄｓ Ｅｎｇ19939（7）：613 ［2］ ＡｌｔａｎＴ．ＣＡＤ／ＣＡＭ ｏｆｒｏｌｌｉｎｇａｎｄｐｒｏｃｅｓｓｆｏｒｐｌａｓｔｉｃｗｏｒｋｉｎｇ． ＡｄｖＴｅｃｈｎｏｌＰｌａｓｔ19845（1）：531 ［3］ ＭｉｇｕｅｌＡＣＭａｒｃｅｌａＢＧＥｄｕａｒｄｏＮＤ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆｓｔｅｅｌｒｏｌｌｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ．ＣｏｍｐｕｔＳｔｒｕｃｔ200179（22／25）：2075 ［4］ ＶａｃａｎｃｅＭＭａｓｓｏｎｉＥＣｈｅｎｏｔＪＬｅｔａｌ．Ｍｕｌｔｉｓｔａｎｄｐｉｐｅｍｉｌｌ ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌ．ＪＭａｔｅｒＰｒｏｃｅｓｓＴｅｃｈｎｏｌ199024（1）：421 ［5］ ＪｉｎＲＳ．Ｓｔａｔｅｏｆｔｈｅｓｅａｍｌｅｓｓｔｕｂｅｍａｋｉｎｇ＆ｔｈｅｒｅｖａｍｐｉｎｇｏｆｆｕｌｌ ｆｌｏａｔｉｎｇｍａｎｄｒｅｌｍｉｌｌ．ＢａｏｓｔｅｅｌＴｅｃｈｎｏｌ1998（2）：1 （金如崧．论无缝钢管生产的当代水平--兼论全浮动芯棒连轧 管厂的技术改造．宝钢技术1998（2）：1） ［6］ ＭａｎｏｈａｒＲＡＬｉｍＫＲｏｌｌｅｔｔＡＤｅｔａｌ．Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｅｘｐｌｏｒａ- ·189·
·190. 北京科技大学学报 第32卷 tion ofm icmostnictural evoltion in a medim CMn steel and appli continuous molling technology for seamn less tube Res Imon Steel cations to rod m ill U It 2003 43(9):1421 2005(3):49 [7]Johannes K.RolfW,Hans J P et al Modemisation measures (尹元德，李胜柢，有限元数值模拟在无缝钢管连轧技术中 and latest technological devebpments n tube mlling m ills MPT 的应用.钢铁研究，2005(3)：49) Metall Plant Technol Int 2002 25(1):32 [11]Zhou ZY.Feng Y.LisZ etal Application ofFEM sinultion [8]Qi Y T.XiaoSL Develpment of fnite elmentmethod FEM) in pass design ofmandrelm ill Baosteel Technol 2008(5):20 analysis softare for steel tube continuous molling process Steel (周志杨，冯原，李胜祗，等.有限元数值模拟方法在连轧管 Pipe1997,26(1):9 孔型设计中的应用.宝钢技术，2008(5)：20) (邱永泰，肖松良·钢管连轧过程有限元分析软件的开发·钢 [12]DaiG S Heat Transfer 2nd Ed Beijng Higher Education 管，1997.26(1)：9) Press 1998 [9]Hao R Y.Ma Y.Developing domestic steel tube continuous moll (戴锅生.传热学.2版.北京：高等教育出版社，1998) ing mills Steel P ipe 2002 31(3):33 [13]Devadas C Sanarasekera IV.Heat transfer during hot molling of (郝润元，马轶，发展我国的无缝钢管连轧设备·钢管，2002 steel strip Imormaking Stcemaking 1996 23(6):311 31(3):33) [14]Fletcher JD.Beynon JH.Heat transfer conditions in moll gap n [10]Y in Y D.Li S Z Application of FEM numerical smulation in hot strip molling Imommaking Steehakng 1996.23(1):52 (上接第182页) [20]FischerW,Ackemann W.The oxygen soubility in undercooled [16]Newnham R.de Haan Y.Refinenent of the aAk03.T203. iron melts Arh Eiscnhtittenwes 1967.38(1):15 V203 and C203 stmchres Z Krista lbgr 1962 117:235 [21]OhashiT.FujiiH.NuriY.etal Effect ofoxides on nuckation [17]Rice C.Robinson W.High-temperature crystal chen istry of behavior in supercooled inn Trans SU 1977.17:262 TiOs:stmctumal changes accanpanying the semn iconduc tormetal [22]TakahashiT.Ohsasa K.Tanaka J Process for enhaneng under transition Acta Crysta llogr B 1977.33.1342 cooling ofmolten steel Tetau-toHagane 1988 74(8):1601 [18]Abrahams S Bemstein I Rutile nomal pmobability plot analy- [23]Nakajina K.Hasegawa H.Khumkoa S et al Effect of a cata- sis and accurate measumment of crystal stnictre J Cha Phys lyst on heterogeneous nucleation in pur Fe and FeNi allbys 1971,55(7):3206 Metall Mater Trans B.2003 34,539 [19]A lebert P.Traverse J Stmuctre and ionic mobility of zirconia at [24]Suzki T Inoue J Koseki T Solid ification of iron and steel on high temperatum J Am Ceram Soo 1985 68(1):34 single-crystal oxile I Int 2007.47(6):847
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