熱連軋帶鋼立- 平輥多道次軋制熱力耦合三維有限元模擬

周家林　彭成武　彭世丹　何　浩　孫　楊　潘成剛

(1.武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢　430081；2.寶鋼特鋼有限公司長(zhǎng)材事業(yè)部，上?！?00940)

帶鋼熱軋過(guò)程中邊部常發(fā)生諸如翹皮、裂紋、折疊、黑線、邊部夾層、邊部減薄等表面缺陷[1]，嚴(yán)重影響帶鋼表面質(zhì)量。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者圍繞鑄坯表面缺陷及粗軋工藝改進(jìn)做了大量研究工作[1- 8]，但對(duì)精軋軋制過(guò)程邊部缺陷影響機(jī)制研究較少[5,9]。有限元方法在模擬軋制過(guò)程中的有效性已經(jīng)被許多研究工作所證實(shí)[7- 16]。由于帶鋼精軋軋件寬厚比大，軋件邊部及表面與其心部溫差大，導(dǎo)致軋制過(guò)程中帶鋼沿寬度方向變形不均勻，金屬流動(dòng)與應(yīng)力應(yīng)變變化相對(duì)復(fù)雜[9- 11]。同時(shí)精軋是一個(gè)多道次連軋過(guò)程，累積壓下系數(shù)大，全道次有限元模擬計(jì)算量大，甚至可能存在網(wǎng)格畸變使得計(jì)算難以進(jìn)行，所以已有的針對(duì)熱軋帶鋼精軋過(guò)程的模擬研究基本是二維或幾道次進(jìn)行的[9- 12,16]。

本文利用Abaqus非線性有限元軟件模擬熱連軋窄帶鋼精軋機(jī)組立- 平10道次軋制的全過(guò)程，并用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)特征點(diǎn)溫度及平軋道次穩(wěn)態(tài)軋制壓力加以驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上，分析軋制過(guò)程軋件斷面溫度場(chǎng)及等效應(yīng)力應(yīng)變的變化規(guī)律；分析軋件斷面特征點(diǎn)尤其是邊部金屬的流動(dòng)規(guī)律，為現(xiàn)場(chǎng)快速分析軋件邊部缺陷來(lái)源、優(yōu)化工藝方案提供理論依據(jù)。

1　有限元模型的建立

1.1　軋制規(guī)程

某熱連軋窄帶鋼廠采用型鋼軋機(jī)將165 mm×280 mm連鑄扁坯軋成30 mm×320 mm中間坯，經(jīng)切頭剪剪切頭部、高壓水除鱗后再送入精軋機(jī)組軋制成厚(2.0～4.5)mm×寬(285～310)mm窄帶卷，其各道次軋制規(guī)程見(jiàn)表1。

表1　精軋各道次軋制規(guī)程Table 1　Rolling schedule of finish rolling for each pass

1.2　軋制幾何模型的建立

由于矩形軋件的對(duì)稱(chēng)性，軋件采用1/4的簡(jiǎn)化模型，軋件長(zhǎng)度取滿(mǎn)足連軋要求的1 500 mm，網(wǎng)格劃分采用C3D8RT- 8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元，單元數(shù)共45 800個(gè)。為防止因大壓下率帶來(lái)的網(wǎng)格畸變問(wèn)題，軋件模型采用熱力耦合的拉格朗日算法和Von- mises屈服準(zhǔn)則來(lái)計(jì)算分析[17]，同時(shí)采用沙漏控制技術(shù)，從而實(shí)現(xiàn)了立- 平10道次軋制全過(guò)程數(shù)據(jù)的繼承。

1.3　材料熱物性參數(shù)及邊界、初始條件

軋件材料為Q345B鋼，其熱物性參數(shù)見(jiàn)表2。軋制過(guò)程中軋件與空氣的熱輻射、熱對(duì)流及與軋輥的接觸傳熱系數(shù)可參考文獻(xiàn)[12，16]，熱功轉(zhuǎn)換系數(shù)取0.9。軋件和軋輥泊松比0.3，為了更準(zhǔn)確反映軋件金屬流動(dòng)規(guī)律，軋輥設(shè)置為彈塑性體，彈性模量為210 GPa；軋輥初始溫度設(shè)定為110 ℃，環(huán)境溫度25 ℃；軋件初速度3.09 m/s；粗軋出口溫度1 035 ℃，精軋入口溫度1 021 ℃，終軋溫度(860±20) ℃。模擬過(guò)程中采用庫(kù)倫摩擦規(guī)律，靜摩擦因數(shù)0.4，動(dòng)摩擦因數(shù)0.32。

2　模擬結(jié)果與分析

2.1　軋件特征點(diǎn)溫度變化

圖1是軋件斷面特征點(diǎn)a、b、c、d的溫度變化曲線。從圖1中可知，軋件經(jīng)過(guò)高壓水除鱗，表面各點(diǎn)溫度迅速下降，圓角處b點(diǎn)溫降最大，之后快速回升，心部溫度變化不大。a、b和c點(diǎn)的溫度在軋制變形區(qū)急劇下降，特別是角部b點(diǎn)，因?yàn)檐埣c冷卻水、軋輥接觸換熱，會(huì)損失大量熱量，隨后心部向表面熱傳遞，溫度快速回升；心部d點(diǎn)溫度逐漸下降，但在變形區(qū)由于形變和摩擦熱，溫度略有升高。隨著軋制的進(jìn)行，軋件厚度方向中心與表面溫差逐漸減小，終軋后基本一致，而寬度方向中心與邊部溫差逐漸增大，終軋后大致相差100 ℃。這是由于隨著軋制的進(jìn)行，軋件厚度變小，心部向表面?zhèn)鳠岣友杆?；而寬度遠(yuǎn)大于厚度，邊部熱耗散較大，中部來(lái)不及向邊部傳熱，致使精軋出口處帶鋼邊部溫度下降較大。由圖1可知，模擬的軋件表面中心a點(diǎn)溫度與實(shí)測(cè)值吻合較好，誤差±10 ℃。

表2　Q345B鋼熱物性參數(shù)Table 2　Thermo- physical parameters of Q345B steel

圖1　軋件斷面特征點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化Fig.1　Temperatures of the feature points of sectional surface as a function of time

2.2　軋制力分析

圖2為平輥各道次穩(wěn)態(tài)平均軋制壓力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較(由于采用1/4模型，圖中模擬數(shù)值為計(jì)算值乘2得到)。由于立輥軋制壓力小，現(xiàn)場(chǎng)未對(duì)其進(jìn)行測(cè)量，由圖2可見(jiàn)，軋制壓力逐道次遞減，前4個(gè)道次壓下較大，軋制力也較大；后4個(gè)道次軋輥直徑小且壓下量較小，軋制力減小，軋制壓力逐道次遞減則板凸度會(huì)逐道次遞減，有利于板形控制。模擬的穩(wěn)態(tài)平均軋制壓力與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。

圖2　各道次軋制壓力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較Fig.2　Comparison of the calculated and measured rolling forces for each pass

2.3　各道次出口等效應(yīng)力和應(yīng)變分析

圖3為各道次出口處橫斷面等效應(yīng)力云圖。由圖可見(jiàn)，軋件邊部尤其是圓角處等效應(yīng)力最大，其次為軋件與軋輥接觸面。由于立輥側(cè)壓調(diào)寬量較小，且軋件較寬，變形不能滲透到心部，所以JL1、JL2邊部“狗骨頭”區(qū)域等效應(yīng)力最大；立軋JL1軋后的平輥F1及JL2軋后的F3道次，由于立軋側(cè)壓作用使軋件邊部增厚形成“狗骨頭”區(qū)域，F(xiàn)1、F3道次對(duì)應(yīng)邊部“狗骨頭”區(qū)壓下量較大，且邊部尤其是角部溫度下降較快，故等效應(yīng)力較大。

圖4為各道次出口處橫斷面等效應(yīng)變?cè)茍D。由圖可知，平輥軋制各道次軋件表面及邊部等效應(yīng)變大于心部。隨著軋制過(guò)程進(jìn)行，軋件逐漸減薄，變形從表面開(kāi)始充分滲透到心部，終軋時(shí)趨于一致；立輥?zhàn)畲蟮刃?yīng)變出現(xiàn)在邊部“狗骨頭”區(qū)域。結(jié)合圖3、圖4可知，隨著軋制的進(jìn)行，平輥軋制的寬度方向等效應(yīng)變總體上趨于一致，邊部等效應(yīng)力、應(yīng)變與中間部分偏差逐漸減小。表明立輥側(cè)壓調(diào)寬利于軋件橫向等效應(yīng)力應(yīng)變的均勻性，對(duì)于改善軋件橫向強(qiáng)度差異和橫向不均勻變形帶來(lái)的板形問(wèn)題有積極作用[1]。

2.4　軋件斷面特征點(diǎn)流動(dòng)規(guī)律

圖5為軋件1/4模型橫斷面上的6個(gè)特征點(diǎn)。A、B分別為離心部1/4和離邊部1/4位置點(diǎn)，C、D、E、F均為邊部位置點(diǎn)，其中D點(diǎn)為圓角位置點(diǎn)。圖6即為各特征點(diǎn)在精軋過(guò)程中Z向和Y向的位移變化。

由于軋件邊部變形較中心復(fù)雜， 為了較準(zhǔn)確反應(yīng)邊部金屬流動(dòng)規(guī)律，圖6(a)、圖6(b)分別為立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)全平輥8道次軋制特征點(diǎn)Z向和Y向位移隨時(shí)間變化曲線；圖6(c)、圖6(d)分別為立輥側(cè)壓立- 平10道次軋制時(shí)特征點(diǎn)Z向和Y向位移隨時(shí)間變化曲線；圖7(a)、圖7(b)分別為立輥無(wú)側(cè)壓和立輥側(cè)壓橫斷面特征點(diǎn)金屬流動(dòng)坐標(biāo)變化；圖8為Q345B鋼終軋出口橫斷面厚度分布比較。

圖3　各道次出口處橫斷面等效應(yīng)力等值線云圖Fig.3　Contour plot of equivalent stress at cross section of each rolled piece

由圖6(a)、圖7(a)可知，同一上表面的A、B、C三點(diǎn)，靠近中部的A點(diǎn)軋制過(guò)程中Z向位移變化最小，為0～1.5 mm，B點(diǎn)在0～1.4～4.5 mm之間變化，靠近邊部的C點(diǎn)，位移變化最為明顯，在0～1.3～5 mm之間變化。由此可以看出，軋制過(guò)程中帶鋼表面金屬?gòu)闹虚g向邊部流動(dòng)阻力逐漸減小，位移逐漸增大。由圖6(b)、圖7(a)可知，A、B兩點(diǎn)Y向位移變化基本一致，C點(diǎn)Y負(fù)向位移稍大于A、B點(diǎn)，說(shuō)明帶鋼邊部存在厚度減薄[5]，且平輥F1道次，C點(diǎn)與A、B點(diǎn)位移差最大達(dá)0.3 mm，隨后逐漸減小。這是因?yàn)殡S著軋制的進(jìn)行，道次壓下量、軋制壓力減小，板厚差逐漸減小并最終趨于穩(wěn)定，終軋后位移差值為0.03 mm(見(jiàn)圖8)。

由圖6(a)、圖7(a)可知，側(cè)邊D、E、F三點(diǎn)Z向位移分別在0～1.3～4.5 mm、0～2.1～5.5 mm、0～2.5～6 mm之間變化，圓角位置D點(diǎn)Z正向位移明顯滯后于E、F點(diǎn)，即D點(diǎn)相對(duì)E、F點(diǎn)發(fā)生了Z負(fù)向位移，表明圓角D點(diǎn)發(fā)生了翻平寬展，F(xiàn)1道次時(shí)相對(duì)F點(diǎn)負(fù)向0.7 mm，且隨著軋制的進(jìn)行翻平量也進(jìn)一步增加，至終軋出口時(shí)增至1.30 mm。邊部中心F點(diǎn)Z正向位移要明顯大于E點(diǎn)，F(xiàn)1道次E、F的位移差為0.35 mm，且隨著軋制的進(jìn)行兩者的差值趨于一個(gè)常數(shù)0.5 mm，表明終軋后軋件邊部產(chǎn)生微量單鼓形。

從圖6(c)～6(d)、圖7(b)中可見(jiàn)，上表面A、B、C三點(diǎn)Z向位移變化中，A仍最小，B點(diǎn)其次，C最大；Y向上，C點(diǎn)在兩立輥由于側(cè)壓作用時(shí)出現(xiàn)Y正向位移，終軋時(shí)A、B、C三點(diǎn)Y向位移量基本相同，C、B點(diǎn)Y向位移(厚度)差0.01 mm，相較于立輥無(wú)側(cè)壓調(diào)寬時(shí)，帶鋼邊部減薄現(xiàn)象有明顯改善，說(shuō)明立輥側(cè)壓對(duì)板形有明顯改善作用[1,5](見(jiàn)圖8)。邊部C、D、E、F點(diǎn)均受到立輥側(cè)壓作用，Z負(fù)向位移明顯；圓角處C、D兩點(diǎn)立輥軋制時(shí)Y正向位移明顯，C、D點(diǎn)和邊部B點(diǎn)形成明顯“狗骨頭”區(qū)域(見(jiàn)圖7(b)和圖3、圖4的立軋斷面)，平輥壓平后Y向位移與立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)一致，這是帶立輥側(cè)壓帶鋼邊部減薄現(xiàn)象得以改善的主要原因[1,5]；F點(diǎn)Z正向位移仍大于E點(diǎn)，終軋后位移差為0.4 mm，略小于立輥無(wú)側(cè)壓0.5 mm；圓角處D點(diǎn)相對(duì)E、F點(diǎn)仍發(fā)生Z負(fù)向位移，在JL1道次位移差為1.7 mm，D點(diǎn)仍發(fā)生了翻平寬展，至終軋出口時(shí)減小至1.0 mm，較立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)有所改善[1]， 因此有部分寬帶鋼廠家在精軋機(jī)組設(shè)置了立輥軋機(jī)以改善帶鋼邊部質(zhì)量[5]。

圖4　各道次出口處橫斷面等效應(yīng)變等值線云圖Fig.4　Contour plot of equivalent strain at cross section of each rolled piece

圖5　橫斷面特征點(diǎn)相對(duì)位置Fig.5　Relative position of surface feature points of cross section

由圖6(a)、圖6(c)可知，立輥無(wú)側(cè)壓時(shí)軋件在前4個(gè)平軋道次表現(xiàn)為Z軸正向位移。以邊部中心F點(diǎn)為例，F(xiàn)1道次最大4.8 mm(寬展量)，F(xiàn)2～F4各道次變形后寬展量基本在0.5 mm；立輥調(diào)寬時(shí)表面各特征點(diǎn)Z正向位移明顯減小，F(xiàn)點(diǎn)在F1道次變形區(qū)寬展量為3.5 mm，F(xiàn)2、F4道次0.5 mm，F(xiàn)3道次2.5 mm。由于邊部溫度降低，道次間邊部均存在冷縮效應(yīng)，后4道次及軋后更為明顯，軋件角部會(huì)存在一定拉應(yīng)力[8]。這是因?yàn)楹?個(gè)道次工作輥輥徑較小，變形區(qū)接觸弧長(zhǎng)減小，同時(shí)軋件溫度急劇下降，摩擦因數(shù)減小，縱向流動(dòng)阻力減小，后4個(gè)道次變形區(qū)基本無(wú)寬展，屬于平面變形狀態(tài)。

圖6　特征點(diǎn)精軋過(guò)程Z軸和Y軸位移變化Fig.6　Z and Y displacement change of the feature point during finish rolling

圖7　橫斷面特征點(diǎn)軋制過(guò)程流動(dòng)規(guī)律Fig.7　Metal flow of feature points of the cross section

邊部翻平寬展及拉應(yīng)力的存在易導(dǎo)致軋件邊部翹皮等缺陷的產(chǎn)生。隨著軋件“狗骨頭”位置的增加，軋件角部拉應(yīng)力增加，軋制過(guò)程角部拉應(yīng)力的大小會(huì)影響軋件角部缺陷的愈合或擴(kuò)展，應(yīng)合理調(diào)整立輥減寬量[6- 8]。

圖9為Q345B鋼立輥無(wú)側(cè)壓與帶立輥側(cè)壓軋后，成品帶卷尾部3 m處取樣邊部表面質(zhì)量的比較?？梢钥闯?，無(wú)立輥側(cè)壓時(shí)帶鋼邊部易產(chǎn)生翹皮等缺陷，加立輥側(cè)壓后邊部缺陷有明顯改善。

圖8　終軋出口軋件斷面板厚橫向分布Fig.8　Thickness transverse distribution along cross section of plate after finish rolling

圖9　(a)立輥無(wú)側(cè)壓1號(hào)和(b)帶立輥 側(cè)壓2號(hào)試樣軋后邊部質(zhì)量Fig.9　Edge quality of specimens after V- rolling (a) without side pressure of No.1 and (b) with side pressure of No.2

3　結(jié)論

(1)利用Abaqus非線性有限元軟件，建立了多場(chǎng)耦合的熱連軋窄帶鋼精軋機(jī)組立- 平輥多道次軋制過(guò)程的三維有限元參數(shù)化模型，模擬計(jì)算的帶鋼斷面特征點(diǎn)溫度和平軋各道次穩(wěn)態(tài)軋制壓力與實(shí)測(cè)值吻合良好。

(2)溫度及應(yīng)力- 應(yīng)變場(chǎng)模擬結(jié)果表明,隨著軋制過(guò)程的進(jìn)行，軋件厚度方向溫差逐漸減小，終軋后趨于一致，而寬度方向中心與邊部溫差逐漸增大，導(dǎo)致軋件角部和邊部由于冷縮效應(yīng)存在一定拉應(yīng)力，從而影響軋件角部缺陷的愈合或擴(kuò)展，實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)注意控制軋件邊、角部溫度。

(3)模擬發(fā)現(xiàn)軋件在前4個(gè)平軋道次均存在一定寬展量，在后4道次平軋基本無(wú)寬展；由于溫度不均勻性導(dǎo)致軋件邊部和角部的金屬應(yīng)變不協(xié)調(diào)，上翻至帶鋼邊部易造成邊部缺陷；采用立輥側(cè)壓調(diào)寬，對(duì)軋件邊部減薄和翻平寬展造成的邊部缺陷有明顯改善作用；表面節(jié)點(diǎn)位置變化規(guī)律可為現(xiàn)場(chǎng)軋制生產(chǎn)中軋件邊部缺陷的溯源分析提供便利。

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