斜軋孔型工藝H型鋼初軋過程模擬仿真分析

張思勛，王慧玉，王中學(xué)，朱國明，劉春明

（1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽 110819;2.萊蕪鋼鐵集團(tuán)有限公司，山東 萊蕪 271104;3.北京科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083）

斜軋孔型工藝H型鋼初軋過程模擬仿真分析

張思勛1，2，王慧玉2，王中學(xué)2，朱國明3，劉春明1

（1.東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，沈陽 110819;2.萊蕪鋼鐵集團(tuán)有限公司，山東 萊蕪 271104;3.北京科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083）

為優(yōu)化H型鋼產(chǎn)品孔型工藝，提高孔型設(shè)計(jì)精度，利用有限元軟件，對(duì)100 mm×100 mm規(guī)格H型鋼產(chǎn)品的初軋孔型進(jìn)行軋制過程模擬計(jì)算，得到各道次軋件在變形過程中的孔型充滿度、金屬流動(dòng)性以及應(yīng)力應(yīng)變的仿真結(jié)果.分析表明:在斜軋孔型初軋過程中，各孔型均未完全充滿，K2、K3、K4孔型的閉口腿內(nèi)側(cè)金屬與軋輥有脫離現(xiàn)象發(fā)生.K1、K2孔型的楔子部位應(yīng)變最大，K3、K4孔型在開口翼緣部位金屬出現(xiàn)內(nèi)翻現(xiàn)象.

型鋼;斜軋孔型;模擬仿真

斜軋孔型工藝軋制H型鋼產(chǎn)品是目前H型鋼生產(chǎn)中較為獨(dú)特的一種生產(chǎn)方式.采用斜軋孔型不僅降低了軋輥的成本，增加重車次數(shù)，還使得多種H型鋼規(guī)格使用同一類坯料成為可能.斜軋工藝為小規(guī)格H型鋼產(chǎn)品的產(chǎn)能最大化提供了工藝基礎(chǔ).目前對(duì)H型鋼孔型工藝的研究主要集中在對(duì)稱軋制過程的金屬流動(dòng)［1～3］、溫度場［4］及萬能軋機(jī)的模擬計(jì)算分析［5］等方面，對(duì)于斜軋工藝生產(chǎn)H型鋼產(chǎn)品則鮮有報(bào)道.

由于斜軋工藝是不均勻變形軋制H型鋼，其軋制過程屬于復(fù)雜的多維變形，軋件在軋制過程中的細(xì)微變化往往成為孔型工藝優(yōu)化的決定性因素.同時(shí)，隨著有限元 （Finite Element Method，簡稱FEM）仿真技術(shù)在軋制過程中的廣泛應(yīng)用，為新產(chǎn)品的工藝優(yōu)化、型鋼孔型設(shè)計(jì)、產(chǎn)品組織性能的預(yù)測提供了可能，從而很好地縮短了新產(chǎn)品的研發(fā)周期，全面提高了產(chǎn)品質(zhì)量.而模擬仿真計(jì)算水平的提高和各類有限元軟件的開發(fā)，為軋制工藝的系統(tǒng)化優(yōu)化創(chuàng)造了條件［6］.現(xiàn)階段針對(duì)H型鋼的仿真分析主要集中在大中型，由于生產(chǎn)工藝的特點(diǎn)，大中型H型鋼往往采用對(duì)稱孔型，仿真過程中進(jìn)行1/4簡化;而小型斜軋孔型不存在對(duì)稱性，仿真分析過程中需要建立全模型.本文以斜軋工藝的初軋孔型為研究基點(diǎn)，對(duì)初軋過程前四道次的軋制過程進(jìn)行系統(tǒng)分析，以期獲得軋件在初軋過程中的變形規(guī)律與受力分析，為孔型工藝與成品尺寸的精準(zhǔn)化確定提供參考依據(jù).

1 有限元模型建立

圖1為斜軋工藝軋制H型鋼的初軋四道次孔型.由于采取的是三輥開坯的往復(fù)軋制模式，其軋輥輥徑均為Φ800 mm.利用三維CAD軟件對(duì)孔型數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，建立各孔型的三維圖，通過有限元分析軟件對(duì)各道次的軋件、軋輥進(jìn)行網(wǎng)格劃分，建立起各軋制道次的有限元模型.

圖1 斜軋孔型圖Fig.1 Draw ing of skew rolling pass

2 計(jì)算方法與條件設(shè)定

2.1 模型重建方法

為使得計(jì)算模擬結(jié)果的高度仿真，計(jì)算過程采用的是全模型建模.物理時(shí)間求解設(shè)定:（1）滿足軋件可全拋出;（2）間隙空冷數(shù)值模擬物理時(shí)間為10 s.

由于軋制道次多，網(wǎng)格畸變大，采用中間道次網(wǎng)格重建的方法:直接提取穩(wěn)定軋制階段斷面網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)，替換初始網(wǎng)格的斷面坐標(biāo)，建立新模型，模型重建方法如圖2所示［7］.提取箱型孔軋后軋件斷面輪廓線，重新建立幾何模型，在網(wǎng)格可能出現(xiàn)畸變較大的地方細(xì)劃網(wǎng)格，對(duì)阻尼進(jìn)行剛度加權(quán)，啟動(dòng)小穿透檢查［8，9］.同時(shí)，由于軋輥和軋件界面上的接觸應(yīng)力很高，采用恒剪切摩擦模型更能提高計(jì)算的精度，計(jì)算中的恒剪切摩擦因子 m 設(shè)定為 0.35［10］.

圖2 模型重建方法圖Fig.2 Plan for reestablishment ofmodel

2.2 軋制過程模擬分析計(jì)算方法

仿真分析過程中，假設(shè)軋輥為剛性輥，提取軋輥的表面層進(jìn)行網(wǎng)格劃分.模擬過程中，軋輥采用剛性輥，軋件采用理想彈塑性材料，采用庫侖摩擦［10］.所用到的其他基本參數(shù)如表1所示.

表1 仿真參數(shù)Table 1 Emulation parameter

采用自動(dòng)搜索面對(duì)面接觸，并定義了軋件與軋輥間的接觸對(duì).靜摩擦系數(shù)設(shè)為0.35，動(dòng)摩擦系數(shù)設(shè)為 0.32［11］.

3 仿真結(jié)果分析

3.1 孔型充滿度

對(duì)初軋各道次穩(wěn)定軋制階段的孔型與軋件截圖，獲得各道次軋件的充滿度情況如圖3所示.可知，各個(gè)孔型在軋制過程中軋件均未完全充滿.同時(shí)，在K2、K3、K4三道次充滿程度可看出，閉口腿內(nèi)側(cè)金屬未受到軋輥的壓延，軋件與軋輥有脫離現(xiàn)象發(fā)生.

以K2孔型為例對(duì)脫離現(xiàn)象進(jìn)行分析:提取軋件在進(jìn)入K2孔型變形區(qū)前后與軋輥逐漸接觸與脫離的過程，如圖4所示.可以看出，在K2孔型軋制的過程中，首先產(chǎn)生接觸的部位為閉口翼緣外側(cè)，然后是閉口翼緣內(nèi)側(cè)與開口翼緣內(nèi)側(cè)，開口翼緣外側(cè);而且整個(gè)變形區(qū)內(nèi)部，開、閉口翼緣均未完全充滿.特別是后半部變形區(qū)的閉口翼緣內(nèi)側(cè)將會(huì)在變形區(qū)內(nèi)部就發(fā)生脫離.

3.2 軋件的等效應(yīng)變場

圖5是各道次穩(wěn)定軋制階段提取的軋件等效應(yīng)變?cè)茍D.在K1孔型軋制過程中，由于受斜軋孔型形狀的影響，靠近開口翼緣內(nèi)側(cè)金屬和靠近軋槽楔子部位金屬受壓縮，強(qiáng)迫變形較大，導(dǎo)致楔子處金屬應(yīng)變最大.從軋件在該孔型所受的等效應(yīng)變分析，K1部位的楔子主要作用是對(duì)坯料金屬進(jìn)行切分并形成腹板的雛形.

K2孔型軋制過程變形量最大，原來K1開口翼緣成為K2的閉口翼緣，應(yīng)變較小.而前道次楔子部位和開口腿內(nèi)側(cè)接觸部位金屬的應(yīng)變較大，促進(jìn)了腿部形狀的生成;在K3、K4軋制過程中，相對(duì)于K1、K2有所不同，軋件應(yīng)變主要集中在腹板部位，開、閉口翼緣部位的金屬應(yīng)變相對(duì)于K1、K2兩個(gè)孔型要更加均勻且有所減小.隨著道次的增加，楔子部分逐漸平緩，對(duì)金屬主要起到壓縮延伸的作用.

就初軋過程而言，無論是閉口腿還是開口腿，在軋制過程中，腿尖部位金屬所產(chǎn)生的應(yīng)變都很小，這也證明了各個(gè)孔型金屬?zèng)]有完全充滿的事實(shí).閉口腿金屬的應(yīng)變不大，主要是由于該位置金屬是被迫寬展，并未受到軋輥大的壓延作用;這也證明了閉口腿內(nèi)側(cè)金屬與軋輥存在脫離現(xiàn)象的真實(shí)性.

3.3 金屬位移矢量的流動(dòng)特點(diǎn)

圖6是各道次穩(wěn)定軋制階段斷面節(jié)點(diǎn)的金屬位移矢量在X－Y方向的分布情況.對(duì)K1孔型而言，腹板部位金屬受軋輥楔子強(qiáng)迫變形，在被壓縮的同時(shí)向兩側(cè)翼緣流動(dòng)，另外，開口與閉口翼緣部位金屬流動(dòng)方向不同，開口處翼緣金屬向翼緣端部流動(dòng)，使得開口翼緣增高，而閉口翼緣處金屬流動(dòng)方向相反.由于腹板部位的金屬受孔型楔子的影響壓縮更大，這樣一來兩者共同作用形成閉口翼緣.這也是開口翼緣的高度明顯高于閉口翼緣的主要原因.

對(duì)K2來說，在K1孔型作為閉口翼緣部位的金屬，在K2成為開口翼緣后，金屬流動(dòng)無論在腹板寬度方面還是翼緣高度方面均產(chǎn)生流動(dòng).在X方向，K1開口翼緣部位外側(cè)金屬在進(jìn)入K2成為閉口翼緣后，受到孔型側(cè)壁作用，金屬向內(nèi)側(cè)流動(dòng)，而內(nèi)側(cè)金屬受到孔型楔子的作用強(qiáng)迫寬展向外側(cè)流動(dòng).在Y方向，閉口翼緣金屬向翼緣高度負(fù)方向流動(dòng).這就在斜軋孔型變形區(qū)內(nèi)部斷面金屬的流動(dòng)形成“零位移線”，即金屬在此位置的實(shí)際位移為零.

同樣，分析K3、K4軋制過程中的矢量圖均會(huì)發(fā)現(xiàn):腿腰連接部位的金屬向腹板寬展方向流動(dòng).當(dāng)?shù)竭_(dá)與孔型側(cè)壁接觸的表面時(shí)受到限制停止流動(dòng);閉口翼緣部位的金屬內(nèi)收較開口翼緣部位的強(qiáng)烈;閉口翼緣部位的金屬向腿高負(fù)方向流動(dòng)，而開口翼緣部位的金屬流動(dòng)方向則相反，位移量較小.結(jié)合XY平面內(nèi)部的位移矢量圖可以看出，K3、K4孔型在開口翼緣部位的金屬出現(xiàn)內(nèi)翻的現(xiàn)象.

4 結(jié)論

運(yùn)用顯式有限元分析軟件，對(duì)100 mm×100 mm規(guī)格H型鋼產(chǎn)品的初軋前四道次進(jìn)行了初軋過程模擬仿真計(jì)算，對(duì)各道次穩(wěn)定軋制階段的孔型充滿程度、變形區(qū)內(nèi)部金屬的應(yīng)力應(yīng)變、金屬位移矢量的流動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了分析，獲得了斜軋孔型初軋過程軋件的變形特點(diǎn):

（1）各道次孔型金屬均未完全充滿.閉口腿內(nèi)側(cè)金屬未受到軋輥的壓延，閉口腿內(nèi)側(cè)均出現(xiàn)軋件與軋輥脫離的現(xiàn)象.

（2）K1、K2孔型的楔子部位應(yīng)變最大，K3、K4軋件應(yīng)變主要集中在腹板部位.在軋制過程中，腿尖部位金屬所產(chǎn)生的應(yīng)變很小.

（3）K1孔型腹板部位金屬受軋輥楔子強(qiáng)迫變形，在被壓縮同時(shí)向兩側(cè)翼緣流動(dòng);K2孔型在Y方向變形區(qū)內(nèi)部斷面金屬的流動(dòng)形成“零位移線”;K3、K4孔型在開口翼緣部位金屬出現(xiàn)內(nèi)翻現(xiàn)象.

對(duì)H型鋼生產(chǎn)工藝進(jìn)行軋制過程的模擬仿真分析，在獲得各道次的軋制工藝數(shù)據(jù)的模擬分析結(jié)果的同時(shí)，對(duì)該規(guī)格產(chǎn)品的孔型工藝優(yōu)化提供有參考價(jià)值的信息數(shù)據(jù)，還對(duì)斜軋工藝其他類型產(chǎn)品的軋制過程控制具有借鑒意義.

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Analysis on simulation and emulation of roughing process during rolling H section steel by skew rolling pass process

ZHANG Si-xun1，2，WANG Hui-yu2，WANG Zhong-xue2，ZHU Guo-m ing3，LIU Chun-m ing1
（1.School of M aterials and Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China;2.Laiwu Iron ＆Steel Co.Ltd.，Laiwu 271104，China;3.School of Materials Science and Engineering，Beijing University of Science and Technology，Beijing 100083，China）

The simulative computation on the rolling process of roughing pass of 100 mm×100 mm type H section steelwas carried out by using the finite elementmodel software in order to optim ize the passprocessof H section steel product and increase the precision of pass design，and the emulational results on the overfilling extend of pass，flowability of metal and stress－strain during each pass deform ing of rolled piece were obtained by the simulative computation.Itwas shown by analysis that each passwas not filled w ith during skew rolling pass roughing and the disengagement ofmetalw ith roller in inner side of closed flange of K2，K3 and K4 passes occurred.The stain at the wedge of K1 and K2 passeswas largest and the internal turning ofmetal occurred at the live flange of K3 and K4.

section steel;skew rolling pass;simulation and emulation

TG 335.6

A

1671-6620（2011）04-0296-05

2011-09-13.

張思勛 （1973—），男，山東臨朐人，工程師;劉春明 （1961—），男，陜西渭南人，東北大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師，cmliu@mail.neu.edu.cn.