大規(guī)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(xiàng)目部，湖北 黃石，435001)

大規(guī)格軸承鋼棒材軋制屬于高溫大變形塑性成形過(guò)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(dòng)方向等因素對(duì)軋制過(guò)程的影響都非常復(fù)雜，因此通常的軋制理論計(jì)算與傳統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)方法都很難解決軋制過(guò)程工藝參數(shù)的計(jì)算問(wèn)題[1]。隨著計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬技術(shù)的快速發(fā)展，特別是大型非線性CAE軟件的發(fā)展，為準(zhǔn)確地模擬并控制材料加工過(guò)程金屬塑性變形從而全面提高棒材產(chǎn)品質(zhì)量和開發(fā)新產(chǎn)品提供了極大可能性[2-4]。目前國(guó)內(nèi)對(duì)軸承鋼連軋工藝的研究大多針對(duì)小規(guī)格棒材，對(duì)大規(guī)格棒材的研究較少[5]。為此，本文重點(diǎn)對(duì)某特鋼企業(yè)的大規(guī)格軸承鋼棒材軋制工藝進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，主要分析大規(guī)格軸承鋼棒材在熱軋過(guò)程中的等效應(yīng)變場(chǎng)和軋制力分布情況，以期為進(jìn)一步改善現(xiàn)場(chǎng)軋制工藝提供理論指導(dǎo)。

1 軋制條件與有限元模型的建立

1.1 軋制工藝參數(shù)

表1 軸承鋼棒材軋制工藝參數(shù)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(jù)金屬塑性變形的彈塑性有限元法構(gòu)建軋件和各機(jī)架間軋輥的有限元模型?？紤]到軋件和軋輥物理模型的對(duì)稱性，只需對(duì)其1/4部分進(jìn)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(shù)、邊界條件及模擬方法

軋輥均選擇剛性體，大規(guī)格軸承鋼棒材材料為GCr15鋼，其化學(xué)成分與熱物性參數(shù)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(duì)于熱邊界條件，取環(huán)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(shù)為15～20 kW·(m2·℃)-1, 軋件與空氣的熱交換系數(shù)為0.2～0.5 kW·(m2·℃)-1。

表2 GCr15軸承鋼棒材的化學(xué)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(shù)Table 3 Thermophysical parameters of steel bar GCr15

采用更新的Lagrange算法、Prandtl-Reuss流動(dòng)方程以及Von Mises屈服準(zhǔn)則等彈塑性理論進(jìn)行熱連軋過(guò)程的有限元模擬分析。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 等效應(yīng)變場(chǎng)的分析

大規(guī)格軸承鋼棒材不同軋制道次斷面等效應(yīng)變圖如圖3所示。由圖3中可知，大規(guī)格軸承鋼棒材在變形區(qū)熱軋制時(shí)，棒材的變形主要集中在與軋輥接觸區(qū)的表層區(qū)域，且最大壓下量往往會(huì)發(fā)生在棒材與軋輥接觸區(qū)槽底圓角處。從圖3中可看出，大規(guī)格軸承鋼棒材的表層區(qū)域變形速率最快，并且靠近接觸區(qū)域部位的變形速率也大于非接觸區(qū)域。從整個(gè)軸承鋼棒材軋制過(guò)程中可知，軸承鋼棒材的金屬流動(dòng)沿切向最為劇烈。從圖3中還發(fā)現(xiàn)，在軋制過(guò)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(yīng)變主要發(fā)生在棒材的表層區(qū)域，棒材芯部幾乎沒(méi)有發(fā)生變形現(xiàn)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(yīng)變的變化還是不太顯著。

表4所示為大規(guī)格軸承鋼棒材各道次等效應(yīng)變分布情況。從表4中可知，在大規(guī)格軸承鋼棒材軋制的前兩道次中，棒材表層區(qū)域等效應(yīng)變分別為0.993與1.1，而芯部等效應(yīng)變分別僅為0.007與0.01，棒材芯部幾乎沒(méi)有發(fā)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(yīng)變?cè)黾语@著，從第3道次的等效應(yīng)變4.38增至第8道次的等效應(yīng)變6.14，而相應(yīng)的芯部等效應(yīng)變僅從0.286增至1.56，棒材芯部等效應(yīng)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(yīng)變圖
Fig.3Contourplotofequivalentstrainatsectionofsteelbarafter2,4,6and8passes

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

大規(guī)格軸承鋼棒材經(jīng)軋制后在棒材的一端取樣進(jìn)行低倍組織檢驗(yàn)，其組織結(jié)構(gòu)如圖4所示。軸承鋼的中心疏松等級(jí)按GB/T18254—2002第1級(jí)別圖評(píng)定，其合格級(jí)別小于1.0級(jí)。從圖4中發(fā)現(xiàn)，大規(guī)格軸承鋼棒材的表面致密，而芯部相對(duì)較疏松?？梢?jiàn)表1所示軋制工藝對(duì)于大規(guī)格軸承鋼棒材而言，不利于其芯部組織的壓實(shí)，如果連鑄坯中有孔洞類鑄造缺陷，則對(duì)大規(guī)格軸承鋼棒材的產(chǎn)品質(zhì)量影響就更大。因此，為了有效改善大規(guī)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F(xiàn)ig.4 Macrostructure of bearing steel

2.2 軋制力的分析

圖5所示為大規(guī)格軸承鋼棒材在第7道次軋制過(guò)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(shí)間延長(zhǎng)而急劇增大，在這個(gè)過(guò)程中，軸承鋼棒材處于非穩(wěn)態(tài)軋制過(guò)程；當(dāng)軸承鋼棒材完全進(jìn)入軋輥孔型后，棒材的變形量不再繼續(xù)增加，此時(shí)熱軋使得軸承鋼棒材產(chǎn)生加工硬化與動(dòng)態(tài)軟化并存過(guò)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(nèi)變化，這表明軋件已進(jìn)入穩(wěn)態(tài)軋制中；當(dāng)軸承鋼棒材脫離軋輥時(shí)，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(guī)律基本相同，不同之處主要在于軋制力會(huì)因棒材壓下量的不同而有所區(qū)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(shù)值模擬計(jì)算的各道次軋制力分布情況。從表5中可發(fā)現(xiàn)，大規(guī)格軸承鋼棒材的整個(gè)軋制過(guò)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(duì)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(guò)各道次軋制力分布情況可以明顯發(fā)現(xiàn)，在大規(guī)格軸承鋼棒材的軋制過(guò)程中，各道次之間軋制力的急劇變化不利于軋制過(guò)程的控制，同時(shí)也會(huì)對(duì)軋制設(shè)備提出更高的要求。因此，必須進(jìn)一步改善和優(yōu)化現(xiàn)場(chǎng)軋制工藝。

表5 數(shù)值模擬計(jì)算的軋制力值Table 5 Rolling forces calculated by the numerical simulation

3 現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證

某特鋼廠大規(guī)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(guān)軋制工藝和設(shè)備依據(jù)軋制現(xiàn)場(chǎng)情況而定。從現(xiàn)場(chǎng)獲得的軋制工藝條件及設(shè)備參數(shù)如表6所示。比較表5和表6可知，大規(guī)格軸承鋼棒材在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際軋制過(guò)程中的軋制力變化規(guī)律與其有限元數(shù)值模擬過(guò)程的軋制力變化規(guī)律基本一致。從表6中可以看出，導(dǎo)致各道次軋制力分布不均勻的主要原因是現(xiàn)場(chǎng)軋制工藝規(guī)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(dāng)。因此，為了使各道次軋制力的分布盡量合理，必須重新調(diào)整和優(yōu)化軋件在各道次中的壓下制度。

表6 軋制工藝條件與設(shè)備參數(shù)Table 6 Rolling process conditions and equipment parameters

圖6所示為軋制力的模擬值與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值的比較。從圖6中可知，各道次軋制力的模擬值與實(shí)測(cè)值基本一致，兩者相對(duì)誤差較小，基本控制在4%以內(nèi)，表明本文對(duì)大規(guī)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(shí)測(cè)值比較

Fig.6Comparisonbetweenthemeasuredandsimulatedrollingforces

4 結(jié)論

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

(2)在大規(guī)格軸承鋼棒材的軋制過(guò)程中，各道次之間軋制力的急劇變化不利于軋制過(guò)程的控制，同時(shí)也會(huì)對(duì)軋制設(shè)備提出更高的要求。

(3)現(xiàn)場(chǎng)軋制工藝規(guī)程中軋件壓下量在各道次分配不當(dāng)是導(dǎo)致各道次軋制力分布不均勻的主要原因。為確保大規(guī)格軸承鋼棒材軋制工藝參數(shù)的合理與可靠，必須進(jìn)一步調(diào)整和優(yōu)化現(xiàn)場(chǎng)軋件壓下制度。

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

[2] 管曉光，唐廣波，程杰鋒，等. GCr15軸承鋼棒材熱連軋過(guò)程溫度場(chǎng)模擬[J]. 上海金屬,2006, 28(4):52-56.

[3] 李勝利，王國(guó)棟，劉相華，等. 大斷面軸承鋼控溫軋制工藝與實(shí)驗(yàn)研究[J]. 鋼鐵,2007, 42(3):41-43.

[4] 鹿守理. 計(jì)算機(jī)輔助孔型設(shè)計(jì)[M]. 北京：冶金工業(yè)出版社, 1992.

[5] 趙玲玲，杜鳳山，許志強(qiáng)，等. 大棒材熱軋工藝的數(shù)值模擬[J]. 武漢科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2010,33(4):367-370.