大規格軸承鋼棒材連軋工藝有限元模擬與分析

李小龍，周敦世，馮 亮

(湖北新冶鋼有限公司中棒線項目部，湖北 黃石，435001)

大規格軸承鋼棒材軋制屬于高溫大變形塑性成形過程。由于金屬塑性變形、棒材與軋輥的接觸摩擦、軋制溫度變化、金屬流動方向等因素對軋制過程的影響都非常復雜，因此通常的軋制理論計算與傳統的實驗方法都很難解決軋制過程工藝參數的計算問題[1]。隨著計算機數值模擬技術的快速發展，特別是大型非線性CAE軟件的發展，為準確地模擬并控制材料加工過程金屬塑性變形從而全面提高棒材產品質量和開發新產品提供了極大可能性[2-4]。目前國內對軸承鋼連軋工藝的研究大多針對小規格棒材，對大規格棒材的研究較少[5]。為此，本文重點對某特鋼企業的大規格軸承鋼棒材軋制工藝進行有限元數值模擬，主要分析大規格軸承鋼棒材在熱軋過程中的等效應變場和軋制力分布情況，以期為進一步改善現場軋制工藝提供理論指導。

1 軋制條件與有限元模型的建立

1.1 軋制工藝參數

表1 軸承鋼棒材軋制工藝參數Table 1 Rolling process parameters of bearing steel bar

1.2 孔型方案的確定

1.3 有限元模型的建立

在有限元軟件的前處理模塊中，根據金屬塑性變形的彈塑性有限元法構建軋件和各機架間軋輥的有限元模型。考慮到軋件和軋輥物理模型的對稱性，只需對其1/4部分進行有限元建模，如圖2所示。

(a)半成品孔(第七道次)

(b)成品孔

圖2 棒材與軋輥的有限元模型Fig.2 FEM model of the steel bar and roller

1.4 材料參數、邊界條件及模擬方法

軋輥均選擇剛性體，大規格軸承鋼棒材材料為GCr15鋼，其化學成分與熱物性參數分別如表2和表3所示。軸承鋼出爐溫度為1220 ℃。摩擦模型采用剪切摩擦模型，摩擦因子取0.3。

對于熱邊界條件，取環境溫度為20℃，軸承鋼的輻射率為0.7，軋件與軋輥的熱交換系數為15～20 kW·(m2·℃)-1, 軋件與空氣的熱交換系數為0.2～0.5 kW·(m2·℃)-1。

表2 GCr15軸承鋼棒材的化學成分(wB/%)Table 2 Chemical compositions of steel bar GCr15

表3 GCr15軸承鋼棒材的熱物性參數Table 3 Thermophysical parameters of steel bar GCr15

采用更新的Lagrange算法、Prandtl-Reuss流動方程以及Von Mises屈服準則等彈塑性理論進行熱連軋過程的有限元模擬分析。

2 模擬結果與分析

2.1 等效應變場的分析

大規格軸承鋼棒材不同軋制道次斷面等效應變圖如圖3所示。由圖3中可知，大規格軸承鋼棒材在變形區熱軋制時，棒材的變形主要集中在與軋輥接觸區的表層區域，且最大壓下量往往會發生在棒材與軋輥接觸區槽底圓角處。從圖3中可看出，大規格軸承鋼棒材的表層區域變形速率最快，并且靠近接觸區域部位的變形速率也大于非接觸區域。從整個軸承鋼棒材軋制過程中可知，軸承鋼棒材的金屬流動沿切向最為劇烈。從圖3中還發現，在軋制過程中的第2與第4道次中，由于軸承鋼棒材的壓下量較少，等效應變主要發生在棒材的表層區域，棒材芯部幾乎沒有發生變形現象。即使是軋制中的第6與第8道次，棒材的壓下量雖有所增加，但棒材芯部等效應變的變化還是不太顯著。

表4所示為大規格軸承鋼棒材各道次等效應變分布情況。從表4中可知，在大規格軸承鋼棒材軋制的前兩道次中，棒材表層區域等效應變分別為0.993與1.1，而芯部等效應變分別僅為0.007與0.01，棒材芯部幾乎沒有發生塑性變形；在其他軋制道次中，由于軋件壓下量的增加，棒材表面等效應變增加顯著，從第3道次的等效應變4.38增至第8道次的等效應變6.14，而相應的芯部等效應變僅從0.286增至1.56，棒材芯部等效應變變化仍較緩慢。

(a)第2道次 (b)第4道次 (c)第6道次 (d)第8道次

圖3第2、4、6、8道次棒材斷面等效應變圖
Fig.3Contourplotofequivalentstrainatsectionofsteelbarafter2,4,6and8passes

表4 各道次等效應變分布Table 4 Equivalent strain distribution for each pass

大規格軸承鋼棒材經軋制后在棒材的一端取樣進行低倍組織檢驗，其組織結構如圖4所示。軸承鋼的中心疏松等級按GB/T18254—2002第1級別圖評定，其合格級別小于1.0級。從圖4中發現，大規格軸承鋼棒材的表面致密，而芯部相對較疏松。可見表1所示軋制工藝對于大規格軸承鋼棒材而言，不利于其芯部組織的壓實，如果連鑄坯中有孔洞類鑄造缺陷，則對大規格軸承鋼棒材的產品質量影響就更大。因此，為了有效改善大規格軸承鋼棒材的芯部致密度，可增大其壓縮比，該方法是提高軸承鋼棒材的芯部致密度的有效措施之一。

圖4 軸承鋼的低倍組織照片Fig.4 Macrostructure of bearing steel

2.2 軋制力的分析

圖5所示為大規格軸承鋼棒材在第7道次軋制過程中的軋制力曲線。由圖5可知，軸承鋼棒材在變形的開始階段，隨著變形量的不斷增加，金屬變形抗力逐漸增大，最終使得軋制力隨著時間延長而急劇增大，在這個過程中，軸承鋼棒材處于非穩態軋制過程；當軸承鋼棒材完全進入軋輥孔型后，棒材的變形量不再繼續增加，此時熱軋使得軸承鋼棒材產生加工硬化與動態軟化并存過程，使棒材的加工硬化速率減慢，從而使軋制力只在很小的范圍內變化，這表明軋件已進入穩態軋制中；當軸承鋼棒材脫離軋輥時，因軋件的壓下量突然減小至幾乎為零，故軋制力又急劇下降。軋制力在其他道次中的變化規律基本相同，不同之處主要在于軋制力會因棒材壓下量的不同而有所區別。

圖5 第7道次中軸承鋼棒材的軋制力曲線Fig.5 Rolling force curve of bearing steel bar in the 7th pass

表5為數值模擬計算的各道次軋制力分布情況。從表5中可發現，大規格軸承鋼棒材的整個軋制過程中，軋制力的不均勻分布情況比較突出，在軋制的第1和第2道次中，因軋制變形量較小，其軋制力分別為2308 kN和1950 kN，而第3道次和第5道次中，因相對變形量分別為23.9%和25.3%，其軋制力急劇增加，分別為5285 kN和4685 kN。通過各道次軋制力分布情況可以明顯發現，在大規格軸承鋼棒材的軋制過程中，各道次之間軋制力的急劇變化不利于軋制過程的控制，同時也會對軋制設備提出更高的要求。因此，必須進一步改善和優化現場軋制工藝。

表5 數值模擬計算的軋制力值Table 5 Rolling forces calculated by the numerical simulation

3 現場驗證

某特鋼廠大規格軸承鋼棒材軋制中，軋前鋼坯尺寸為300 mm×400 mm×9000 mm，初軋溫度為1150 ℃，其他相關軋制工藝和設備依據軋制現場情況而定。從現場獲得的軋制工藝條件及設備參數如表6所示。比較表5和表6可知，大規格軸承鋼棒材在現場實際軋制過程中的軋制力變化規律與其有限元數值模擬過程的軋制力變化規律基本一致。從表6中可以看出，導致各道次軋制力分布不均勻的主要原因是現場軋制工藝規程為了保證第4道次和第6道次分別出270 mm×270 mm與210 mm×210 mm的斷面方坯，從而引起了軋件壓下量在各道次分配不當。因此，為了使各道次軋制力的分布盡量合理，必須重新調整和優化軋件在各道次中的壓下制度。

表6 軋制工藝條件與設備參數Table 6 Rolling process conditions and equipment parameters

圖6所示為軋制力的模擬值與現場實測值的比較。從圖6中可知，各道次軋制力的模擬值與實測值基本一致，兩者相對誤差較小，基本控制在4%以內，表明本文對大規格軸承鋼軋制力的有限元模擬算法具有有效性。

圖6 軋制力的模擬值與實測值比較

Fig.6Comparisonbetweenthemeasuredandsimulatedrollingforces

4 結論

(1)在棒材軋制變形過程中，大規格軸承鋼棒材在各道次的變形區域主要集中在軋件的表層，棒材芯部的變形量不大，這對于大棒材芯部致密壓實不利。提高軋件壓縮比是改善大規格棒材芯部致密度的有效措施之一。

(2)在大規格軸承鋼棒材的軋制過程中，各道次之間軋制力的急劇變化不利于軋制過程的控制，同時也會對軋制設備提出更高的要求。

(3)現場軋制工藝規程中軋件壓下量在各道次分配不當是導致各道次軋制力分布不均勻的主要原因。為確保大規格軸承鋼棒材軋制工藝參數的合理與可靠，必須進一步調整和優化現場軋件壓下制度。

[1] 洪慧平，康永林，馮長桃，等. 連軋大規格合金芯棒鋼三維熱力耦合模擬仿真[J]. 鋼鐵,2002, 37(10):23-42.

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