增刊1 李永超等：连轧钢管限动芯棒温度场及热疲劳有限元分析 ·69· 图5340MPM机组芯棒表面裂纹形貌.(a)裂纹扩展初期：(b)裂纹扩展后期 Fig.5 Morphology of surface cracks at different levels on the mandrel used in 340MPM:(a)the early stage of crack propagation:(b)the later stage of crack propagation 400 3.2热疲劳裂纹的扩展 一旦疲劳裂纹在芯棒表面萌生，在循环热应力 的作用下，裂纹会向着芯棒心部扩展.图7所示为 -4D 一·一轴向应力 距表面不同距离的位置处轴向和环向热应力在一个 一环向应力 径可应力 使用循环内的变化情况 -120 020406080100120140160180 迄今为止，关于裂纹扩展速度的预测模型有上 使用时间s 百种-)，都强调了拉应力对裂纹扩展的驱动作用. 图6芯棒表面热应力在一个使用循环内的变化 对于压应力，有的预测模型忽略其影响，有的则考虑 Fig.6 Change in thermal stress on the mandrel surface in a service 其影响。压应力对裂纹的影响表现在两方面：一方 process 面，压应力产生的塑性变形能够在其卸载后产生残 力超过屈服极限进入塑性区后卸载，第二次再加载 余拉应力，从而加快了裂纹的扩展；另一方面，压应 时，在该方向屈服值上升，而在相反方向屈服值下 力产生的闭合效应会抑制裂纹的扩展.这两个方面 降.一般情况下大多数材料该效应不明显，但是对 对于裂纹扩展是同时起作用的.但是总的来说，由 于具有往复加载的塑性变形，则应予以考虑.芯棒 于压应力对裂纹扩展的影响处于次要地位，因此在 的应力应变状态必然会导致包辛格效应的影响，导 分析芯棒裂纹扩展倾向性的时候主要考虑拉应力的 致芯棒表面的强度极限逐渐降低.与此同时，由于 影响.距表面10.5mm的范围内，轴向和环向热应 芯棒在轧制过程中表面压应力值超过其屈服强度， 力的最大拉应力都是出现在第二、三次水冷过程，出 产生塑性变形，由于塑性变形的不可恢复性，产生了 现的原因是第二、三次水冷阶段表面受冷收缩.在 冷却过程中的残余拉应力，随着循环次数的增加，残 距表面17.5mm处，轴向热应力的最大拉应力为零， 余拉应力也随之增大.如果芯棒表面呈现完全无缺 环向热应力的最大拉应力也较小，为35MPa.距表 陷的理想光滑状态，在循环往复的热应力作用下，材 面30.5mm之下的范围，轴向和环向热应力的最大 料的抵抗滑移的能力逐渐下降，在某一个临界点，热 拉应力出现在轧制和第一次空冷阶段，拉应力持续 应力可以造成金属发生滑移，形成金属凸起峰，同时 时间较短，出现的原因是在这两个阶段中芯棒表面 相邻的区域的滑移带发生挤入，这些挤出和挤入的 温度高，体积膨胀，对芯棒内部有拉伸作用.因此， 滑移带便成为裂纹源.在实际情况下，芯棒材料中 芯棒表层的裂纹扩展发生在冷却阶段，而芯棒内部 夹杂物是不可避免的，有些夹杂物会出现在表面附 的裂纹扩展发生在轧制和第一次空冷阶段 近.夹杂物与芯棒基体之间的界面往往成为裂纹最 图8所示为距表面不同距离的位置处轴向和环 容易萌生的区域 向热应力最大拉应力的模拟分析结果. 由于轴向热应力主要对环向裂纹起作用，而环 对于轴向热应力来说，根据应力值的大小，可以 向热应力主要对轴向裂纹起作用面，在芯棒服役过 将表面至中心分为三个区域：表面附近的高拉应力 程中，环向拉应力明显大于轴向拉应力，所以循环热 区、中部的低拉应力区和内部的中拉应力区.第一 应力对轴向裂纹萌生的促进作用强于环向裂纹. 个区域的拉应力数值最大，且越靠近表面拉应力越增刊 1 李永超等: 连轧钢管限动芯棒温度场及热疲劳有限元分析 图 5 340MPM 机组芯棒表面裂纹形貌． ( a) 裂纹扩展初期; ( b) 裂纹扩展后期 Fig． 5 Morphology of surface cracks at different levels on the mandrel used in 340MPM: ( a) the early stage of crack propagation; ( b) the later stage of crack propagation 图 6 芯棒表面热应力在一个使用循环内的变化 Fig． 6 Change in thermal stress on the mandrel surface in a service process 力超过屈服极限进入塑性区后卸载，第二次再加载 时，在该方向屈服值上升，而在相反方向屈服值下 降． 一般情况下大多数材料该效应不明显，但是对 于具有往复加载的塑性变形，则应予以考虑． 芯棒 的应力应变状态必然会导致包辛格效应的影响，导 致芯棒表面的强度极限逐渐降低． 与此同时，由于 芯棒在轧制过程中表面压应力值超过其屈服强度， 产生塑性变形，由于塑性变形的不可恢复性，产生了 冷却过程中的残余拉应力，随着循环次数的增加，残 余拉应力也随之增大． 如果芯棒表面呈现完全无缺 陷的理想光滑状态，在循环往复的热应力作用下，材 料的抵抗滑移的能力逐渐下降，在某一个临界点，热 应力可以造成金属发生滑移，形成金属凸起峰，同时 相邻的区域的滑移带发生挤入，这些挤出和挤入的 滑移带便成为裂纹源． 在实际情况下，芯棒材料中 夹杂物是不可避免的，有些夹杂物会出现在表面附 近． 夹杂物与芯棒基体之间的界面往往成为裂纹最 容易萌生的区域． 由于轴向热应力主要对环向裂纹起作用，而环 向热应力主要对轴向裂纹起作用［6］，在芯棒服役过 程中，环向拉应力明显大于轴向拉应力，所以循环热 应力对轴向裂纹萌生的促进作用强于环向裂纹． 3. 2 热疲劳裂纹的扩展 一旦疲劳裂纹在芯棒表面萌生，在循环热应力 的作用下，裂纹会向着芯棒心部扩展． 图 7 所示为 距表面不同距离的位置处轴向和环向热应力在一个 使用循环内的变化情况． 迄今为止，关于裂纹扩展速度的预测模型有上 百种［7--13］，都强调了拉应力对裂纹扩展的驱动作用． 对于压应力，有的预测模型忽略其影响，有的则考虑 其影响． 压应力对裂纹的影响表现在两方面: 一方 面，压应力产生的塑性变形能够在其卸载后产生残 余拉应力，从而加快了裂纹的扩展; 另一方面，压应 力产生的闭合效应会抑制裂纹的扩展． 这两个方面 对于裂纹扩展是同时起作用的． 但是总的来说，由 于压应力对裂纹扩展的影响处于次要地位，因此在 分析芯棒裂纹扩展倾向性的时候主要考虑拉应力的 影响． 距表面 10. 5 mm 的范围内，轴向和环向热应 力的最大拉应力都是出现在第二、三次水冷过程，出 现的原因是第二、三次水冷阶段表面受冷收缩． 在 距表面 17. 5 mm 处，轴向热应力的最大拉应力为零， 环向热应力的最大拉应力也较小，为 35 MPa． 距表 面 30. 5 mm 之下的范围，轴向和环向热应力的最大 拉应力出现在轧制和第一次空冷阶段，拉应力持续 时间较短，出现的原因是在这两个阶段中芯棒表面 温度高，体积膨胀，对芯棒内部有拉伸作用． 因此， 芯棒表层的裂纹扩展发生在冷却阶段，而芯棒内部 的裂纹扩展发生在轧制和第一次空冷阶段． 图 8 所示为距表面不同距离的位置处轴向和环 向热应力最大拉应力的模拟分析结果． 对于轴向热应力来说，根据应力值的大小，可以 将表面至中心分为三个区域: 表面附近的高拉应力 区、中部的低拉应力区和内部的中拉应力区． 第一 个区域的拉应力数值最大，且越靠近表面拉应力越 ·69·