U成型過程的有限元分析及刀片梁的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

李新文

（寶山鋼鐵股份有限公司 鋼管條鋼事業(yè)部，上海 201900）

U成型過程的有限元分析及刀片梁的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

李新文

（寶山鋼鐵股份有限公司 鋼管條鋼事業(yè)部，上海 201900）

為了避免UOE鋼管制造工藝中原有U成型機(jī)刀片梁突然失效導(dǎo)致長時(shí)間停機(jī)，需要設(shè)計(jì)、制造新的刀片梁替換原刀片梁。采用有限元法建立U成型過程模型，并根據(jù)U形筒的尺寸、刀片梁的受力狀態(tài)驗(yàn)證模型的可靠性。根據(jù)驗(yàn)證的模型，分析刀片梁的應(yīng)力分布，優(yōu)化刀片梁的結(jié)構(gòu)，并驗(yàn)證結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。根據(jù)優(yōu)化方案改進(jìn)刀片梁，經(jīng)使用后發(fā)現(xiàn)刀片梁的應(yīng)力分布得到明顯改善，大幅度地提高了刀片梁的結(jié)構(gòu)可靠性。

U成型；刀片梁；有限元法；應(yīng)力；應(yīng)變；U成型機(jī)

Abstract:In case of long-term shutdown resulting from the sudden failure of original sword-like beam,the new one should be designed and manufactured to replace the original.The U-forming model was established by finite element method,and its reliability was verified in terms of the size of the U-shaped pipe and the stress state of the sword-like beam.According to the validated model,the stress distribution of the sword-like beam was analyzed，the structure of the sword-like beam was optimized，and the structural optimization scheme was verified.The sword-like beam was improved on the basis of the optimized scheme;after the new one came into service，online inspection showed the stress distribution of new sword-like beam was improved dramatically and its structural reliability was raised significantly.

Key words:U-forming;sword-like beam;finite element method;stress;strain;U-forming machine

1 U成型機(jī)基本情況概述

U成型機(jī)（以下簡稱U機(jī)）是寶山鋼鐵股份有限公司UOE焊管線的重要成型設(shè)備。UOE是U成型（U-forming）、O成型（O-forming）、擴(kuò)徑（expanding）的縮寫。U機(jī)的主要作用是將經(jīng)銑邊、預(yù)彎邊后的鋼板沿縱向中心線彎曲，使鋼板中部產(chǎn)生塑性變形，形成U形筒，獲得接近成品管曲率的U形筒底部彎曲形狀和較高的U形筒兩側(cè)對(duì)稱度。U成型過程中U機(jī)各部位的動(dòng)作時(shí)序見表1，其U成型壓制過程如圖1所示。

刀片梁是U機(jī)重要的大型構(gòu)件，規(guī)格為19 m× 2.5 m×0.1 m，制造難度大，制造周期長，價(jià)格高，更換難度大，更換占用的停機(jī)時(shí)間長。原有U機(jī)刀片梁結(jié)構(gòu)及安裝如圖2所示。刀片梁在安裝后，類似于懸臂梁的結(jié)構(gòu)，只有上部有液壓缸約束，左右、前后無約束，容易失穩(wěn)。2013年1月采用貼應(yīng)變片在線檢查U機(jī)刀片梁時(shí)，貼在

3號(hào)液壓桿的連接卡盤下T字形交界焊縫處的應(yīng)變片在 U成型過程中應(yīng)變值最大，為 0.057。并且該位置是刀片梁最薄弱的位置，接近刀片梁上最寬的焊縫處，如果焊縫出現(xiàn)裂紋，裂紋的深度將較大，擴(kuò)展較快，修復(fù)比較困難，嚴(yán)重的話，只能緊急更換刀片梁，將導(dǎo)致長時(shí)間停機(jī)。為避免原有刀片梁的突然失效，有必要優(yōu)化原刀片梁，需要分析刀片梁的應(yīng)力分布，找到容易發(fā)生失效的位置，改進(jìn)原結(jié)構(gòu)。

表1 U成型過程中U機(jī)各部位的動(dòng)作時(shí)序表

圖1 U成型壓制過程示意圖

圖2 原有U機(jī)刀片梁結(jié)構(gòu)及安裝示意圖

文獻(xiàn)[1-6]對(duì)UOE彎邊、U成型、O成型、預(yù)焊及擴(kuò)徑各個(gè)階段進(jìn)行了有限元模擬。文獻(xiàn)[7-8]建立了UOE鋼管成型的仿真模型，以確定特定規(guī)格的最佳成型條件。文獻(xiàn)[9]采用三維有限元接觸模型計(jì)算了有預(yù)緊力的預(yù)彎機(jī)應(yīng)力應(yīng)變分布，評(píng)估了預(yù)彎機(jī)承載能力[9]。文獻(xiàn)[10-11]研究了UOE焊管U成型過程，摸索了U成型工藝模具與規(guī)格的匹配及參數(shù)設(shè)定。而對(duì)于類似U機(jī)的焊管成型機(jī)研究，陳正陽等對(duì)輥彎成型機(jī)的板料成型過程、機(jī)架的重要零件進(jìn)行了有限元仿真分析[12]。

本研究采用有限元法在Abaqus平臺(tái)上建立U成型過程模型，對(duì)比U形筒的計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)際尺寸、刀片梁的受力計(jì)算結(jié)果與PLC的壓力監(jiān)控曲線，驗(yàn)證構(gòu)建的有限元模型的可靠性。采用驗(yàn)證后的模型，分析刀片梁的應(yīng)力狀態(tài)，找到應(yīng)力最大值位置；在原結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上優(yōu)化刀片梁結(jié)構(gòu)，并用有限元法分析優(yōu)化后的方案；制造并安裝根據(jù)優(yōu)化方案設(shè)計(jì)的新刀片梁，在線檢測應(yīng)變值以驗(yàn)證最大應(yīng)變值及其位置。

2 有限元模型建立及可靠性驗(yàn)證

選用規(guī)格為X70 Φ762 mm×31.8 mm×18 m鋼管，建立三維有限元模型，并進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1 有限元模型的假設(shè)及邊界條件

構(gòu)建的有限元模型基于以下假設(shè)及邊界條件：

（1）模具、側(cè)向臺(tái)架、中間輥道設(shè)為解析剛體。刀片梁在模型驗(yàn)證時(shí)設(shè)為剛體以加快計(jì)算速度，在刀片梁的應(yīng)力狀態(tài)分析設(shè)為彈塑性體以計(jì)算刀片梁的應(yīng)力場。

（2）鋼板屬性設(shè)為彈塑性材料，材料本構(gòu)模型采用線性隨動(dòng)硬化模型，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室數(shù)據(jù)得出的參數(shù)見表2。

表2 X70鋼板的材料參數(shù)

（3）鋼板的單元類型4節(jié)點(diǎn)線性減縮積分平面應(yīng)變單元（CPE4R）。

（4）模具與鋼板的接觸采用主從接觸算法，摩擦類型為罰函數(shù)摩擦，摩擦系數(shù)0.1。

2.2 基于U形筒寬度的模型可靠性驗(yàn)證

U形筒上部寬度和下部寬度是衡量U成型質(zhì)量的重要指標(biāo)。U形筒兩側(cè)均有一段未變形的直臂段，在端部橫截面上，即AB段和CD段。直臂段上面是預(yù)彎邊工序的變形區(qū)，下面是U成型工序的變形區(qū)；將U形筒外表面、直臂段上端左右兩側(cè)A和C之間的距離AC定為U形筒上部寬度，下端左右兩側(cè)B和D之間的距離BD定為U形筒下部寬度，如圖3所示。

圖3 U成型后U形筒寬度

構(gòu)建的模型計(jì)算完成后，可得出U成型后U形筒各點(diǎn)的坐標(biāo)，進(jìn)而得出U形筒的寬度。在實(shí)際生產(chǎn)中，U形筒的寬度數(shù)據(jù)由激光測距儀測量，并把每根管子端部的上部、下部寬度測量值記錄在MES系統(tǒng)中。表3為U成型后上部和下部U形筒寬度的仿真值與實(shí)測值的對(duì)比。從表3可以看出，U形筒寬度計(jì)算值在實(shí)測值的區(qū)間范圍內(nèi)，由此說明構(gòu)建的模型計(jì)算結(jié)果可靠。

表3 U形筒寬度

2.3 基于刀片梁受力情況的模型可靠性驗(yàn)證

構(gòu)建的模型可計(jì)算出在U成型過程中刀片梁的豎直壓力，現(xiàn)場基礎(chǔ)自動(dòng)化系統(tǒng)可不斷采集、記錄刀片梁液壓缸的實(shí)際壓力、刀片梁與側(cè)向臺(tái)架的實(shí)際位置。在計(jì)算過程中，模型的刀片梁與側(cè)向臺(tái)架的位置變化情況與實(shí)際情況保持一致。

圖4為U機(jī)刀片梁豎直壓力的實(shí)際值與有限元模型的計(jì)算值對(duì)比曲線。從統(tǒng)計(jì)學(xué)原理分析：采用雙樣本T檢驗(yàn)，實(shí)際值的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差分別是3 375、2 951，計(jì)算值的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差分別是3 306、2 849；實(shí)際值與計(jì)算值的差值的 95%置信區(qū)間為（-593，729），區(qū)間包含零，表明兩組數(shù)據(jù)不存在差異；進(jìn)行假設(shè)檢驗(yàn)，檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)量為0.20，p值為0.840，由于p值大于通常選擇的α水平（0.05），所以沒有證據(jù)證明這兩組數(shù)據(jù)有差異。因此，實(shí)際值與計(jì)算值這兩組數(shù)據(jù)之間可認(rèn)為沒有差異，由此說明構(gòu)建的模型計(jì)算結(jié)果可靠。

圖4 U機(jī)刀片梁豎直壓力的實(shí)際值與計(jì)算值對(duì)比曲線

從圖4可看出，U機(jī)刀片梁的豎直壓力最大值出現(xiàn)在刀片梁的下壓過程中（對(duì)應(yīng)的刀片梁位置為581 mm，刀片梁位置最大值為1 063 mm），實(shí)際最大值為7 464 kN，計(jì)算最大值7 366 kN。

3 刀片梁的應(yīng)力分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 原有刀片梁的應(yīng)力場分析

將經(jīng)驗(yàn)證后有限元模型中的刀片梁設(shè)為彈塑性體，采用 C3D8實(shí)體單元類型。刀片梁用Q345碳鋼材料焊接而成，相應(yīng)的參數(shù)見表4[13]。

表4 U機(jī)刀片梁參數(shù)

刀片梁的失效形式以屈服為主，因此采用第四強(qiáng)度理論（等效應(yīng)力理論）分析。U機(jī)刀片梁的豎直壓力出現(xiàn)最大值時(shí)如圖5所示。

圖5 U機(jī)刀片梁應(yīng)力場的計(jì)算結(jié)果

計(jì)算結(jié)果分析如下：

（1）最大Mises等效應(yīng)力360 MPa，出現(xiàn)在刀片梁與3號(hào)液壓桿的連接卡盤下的T字型交界焊縫，見圖5（a）；

（2）最大壓應(yīng)力-592 MPa，與最大Mises等效應(yīng)力出現(xiàn)的位置相同，見圖5（b）；

（3）最大拉應(yīng)力263 MPa，出現(xiàn)在刀片梁與3號(hào)液壓桿的連接卡盤處的T字型上表面中心，見圖5（c）。

因此，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測應(yīng)力最大值出現(xiàn)的位置是對(duì)應(yīng)的。從等效應(yīng)力分布圖可以看出，在T字形交界焊縫處產(chǎn)生了嚴(yán)重的應(yīng)力集中，而且此處的等效應(yīng)力超出了Q345鋼的屈服強(qiáng)度345 MPa，存在強(qiáng)度不足現(xiàn)象。

3.2 刀片梁結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

根據(jù)以上分析結(jié)果，對(duì)刀片梁的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，主要是將兩端焊接的矩形肋板改為直角三角形立肋板，并將厚度由20 mm增加到30 mm；為避免立肋板與T字形交界焊縫相互干涉，立肋板的直角倒R15 mm圓角；刀片梁與液壓桿的連接卡盤處的肋板上直角邊70 mm，下直角邊220 mm，如圖6中黃色小肋板；刀片梁兩端、相鄰卡盤之間的肋板上直角邊150 mm，下直角邊300 mm，如圖6中紅色大肋板。

圖6 優(yōu)化后的刀片梁結(jié)構(gòu)

3.3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后刀片梁的有限元分析結(jié)果

結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的U機(jī)刀片梁應(yīng)力場的計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的U機(jī)刀片梁應(yīng)力場的計(jì)算結(jié)果圖

計(jì)算分析結(jié)果如下：

（1）最大Mises等效應(yīng)力297 MPa，出現(xiàn)在4號(hào)液壓桿的連接卡盤下中間小立肋板與水平板的交界處，見圖7（a）；

（2）最大壓應(yīng)力-321.3 MPa，同最大Mises等效應(yīng)力出現(xiàn)的位置，見圖7（b）；

（3）最大拉應(yīng)力90.5 MPa，出現(xiàn)在2號(hào)液壓桿的連接卡盤下面的小立肋板倒圓孔邊角，見圖7（c）。

從計(jì)算結(jié)果看出，最大Mises等效應(yīng)力比結(jié)構(gòu)優(yōu)化前降低，并在材料的屈服強(qiáng)度極限內(nèi)；最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置均在小肋板與水平板或豎直板的焊縫處，即使出現(xiàn)裂紋也便于修復(fù)；因此，優(yōu)化的方案是可以接受的。

根據(jù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案制造的新刀片梁在裝機(jī)使用后，采用貼應(yīng)變片的方式在線檢查，發(fā)現(xiàn)新刀片梁最大應(yīng)變位置在4號(hào)液壓桿的連接卡盤下中間小立肋板與水平板的交界處，與新刀片梁的有限元模型分析結(jié)果一致，最大應(yīng)變值為0.038，下降到原最大實(shí)測值（0.057）的67%；原刀片梁的最大應(yīng)變位置（3號(hào)液壓桿的連接卡盤下T字型交界焊縫處）的最大應(yīng)變值為 0.001，下降到原最大實(shí)測值（0.057）的1.6%。結(jié)果表明，優(yōu)化效果明顯。

4 結(jié)論

（1）刀片梁是U機(jī)的重要構(gòu)件，在線應(yīng)力檢測過程中發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)力出現(xiàn)在刀片梁最薄弱的部位；需要分析刀片梁的應(yīng)力分布，并制定相應(yīng)的對(duì)策，以優(yōu)化刀片梁的結(jié)構(gòu)。

（2）對(duì)X70 Φ762 mm×31.8 mm×18 m規(guī)格鋼管的U成型過程，構(gòu)建過程有限元模型，對(duì)比U形筒寬度的實(shí)際值與計(jì)算值、刀片梁豎直壓力的實(shí)際監(jiān)控值與計(jì)算值，說明模型可靠。

（3）利用驗(yàn)證后的模型對(duì)原有刀片梁的結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)力場分析，找到刀片梁最容易發(fā)生失效的位置，并優(yōu)化原結(jié)構(gòu)。

（4）利用有限元模型，對(duì)刀片梁結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案進(jìn)行應(yīng)力場分析，找到最容易發(fā)生失效的位置；計(jì)算結(jié)果表明，最大Mises等效應(yīng)力降低到制造材料的屈服強(qiáng)度極限以內(nèi)，而且未出現(xiàn)在不易修復(fù)的位置，優(yōu)化方案切實(shí)可靠。

（5）按照優(yōu)化方案制造刀片梁，對(duì)其進(jìn)行在線測量，發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)變值出現(xiàn)的位置與有限元模型分析結(jié)果一致，而且比原刀片梁的最大應(yīng)變值大幅降低。

[1]王嘯修，鄒天下，李新文，等.UOE成型三維有限元仿真研究[J].寶鋼技術(shù)，2014（1）：40-46.

[2]郭寶峰，趙石巖，金淼，等.UOE仿真系統(tǒng)設(shè)計(jì)與實(shí)現(xiàn)[J].鍛造與沖壓，2007（11）：81-84.

[3]JULIANA E R，MARCELO C F，LUIS C，et a1.Numerical simulation analysis of high strength UOE steel pipes[C]∥Proceedings of 7th International Pipeline Conference.[s.l.]：IPC，2008：1-8.

[4]ZHAO Yang，REN Qiang，ZOU Tianxia.Analysis and simulation of the UOE pipe production processing by finite element method[J].Materials Science Forum，2013（749）：437-443.

[5]CHATZOPOULOU G，KARAMANOS S A，Varelis G E. Finite element analysis of UOE manufacturing process and its effect on mechanical behavior of offshore pipes[J]. International Journal of Solids and Structures，2016（83）：13-27.

[6]REN Qiang，ZOU Tianxia，LI Dayong，et a1.Numerical study on the X80 UOE pipe forming process[J].Journal of Materials Processing Technology，2015（215）：264-277.

[7]EIJI TSURU，YUKINOBU NAGATA，YASUHIRO SHINOHARA，et al.Forming and buckling simulation on highstrength UOE pipe with plastic anisotropy[J].Nippon Steel Technical Report，2013（1）：70-78.

[8]ZOU Tianxia，XIN Jiyuan，LI Dayong，et a1.Analytical approach of springback of arced thin plates bending[C]∥Proceedings of 11th International Conference on Technology of Plasticity.Japan，Nagoya：[s.n.]，2014：993-998.

[9]全基哲，陳軍.UOE機(jī)組C型預(yù)彎機(jī)承載能力分析[J].重型機(jī)械，2012（6）：53-57.

[10]周維海，宋清玉，王忠玉，等.UOE大直徑直縫埋弧焊管U成型回彈量分析[J].重型機(jī)械，2002（3）：51-54.

[11]趙石巖，郭寶峰，金淼，等.U形彎曲工藝參數(shù)對(duì)制件形狀和成形載荷的影響[J].塑性工程學(xué)報(bào)，2008，15（1）：45-50.

[12]陳正陽，王海波，閻昱，等.基于ABAQUS等效簡化模型的輥彎成形機(jī)設(shè)計(jì)分析[J].鍛壓技術(shù)，2014，39（7）：82-86.

[13]張展.機(jī)械設(shè)計(jì)通用手冊(cè)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011：691.

Finite Element Analysis of U-forming Process and Structural Optimization of Sword-like Beam

LI Xinwen
（Tube，Pipe and Bar Business Unit,Baoshan Iron&Steel Co.,Ltd.,Shanghai 201900,China）

TE973

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.03.014

2016－12－21

編輯：李紅麗

李新文（1983—），男，工程師，碩士，主要從事材料加工方面的工作。