帶鋼冷連軋工藝的非線性有限元建模與仿真

帶鋼冷連軋工藝的非線性有限元建模與仿真

為了提高板、管、棒的產(chǎn)量和產(chǎn)量，解決板、管、桿材料連壓工藝的理論問題，本文采用非線性有限作為內(nèi)核，通過選擇模型、系統(tǒng)仿真、工藝決策等措施，提出了確定最佳工藝體系的理論和方法。1連綿材料的模擬1.1板形控制新技術(shù)的板帶u帶鋼冷連軋機型分為四輥軋機和六輥軋機兩種,近年來,誕生了一系列采用板形控制新技術(shù)的板帶軋機,如HC軋機、CVC軋機、PC軋機等,其機架數(shù)量一般為5個。帶鋼冷連軋機機列布置主要有以下幾種:①傳統(tǒng)五機架四輥軋機;②CVC四輥軋機;③HC六輥軋機;④混合型連軋機(見圖1)。1.2冷連機板型在線控制模擬系統(tǒng)1.2.1方案建立的仿真計算軋制后的板面凸度和板形決定于軋件在輥縫中的三維變形情況。本文在對所建立的軋件三維彈塑性變形模型、軋輥彈性變形模型、軋輥熱凸度和磨損凸度模型耦合的基礎上建立了完整的板形計算模型。針對某冷連軋機組工況進行仿真計算,給出各機架的出口厚度分布、帶材前張應力分布、工作輥與帶鋼及軋輥與軋輥間的負荷分布、壓扁分布、工作輥溫度凸度和磨損凸度的計算結(jié)果。第五機架出口處帶鋼板形測量值與計算值對比如圖2所示。從圖2中可以看出,板形測量值與有限元計算值的分布規(guī)律一致,表明所建立的板形計算模型準確可靠。1.2.2帶鋼寬度對帶鋼調(diào)節(jié)功效的影響CVC六輥軋機三維有限元模型如圖3所示。不同板寬下的板形調(diào)控效果如圖4所示,圖中B為帶鋼寬度。采用非線性彈塑性有限元法,建立多種機型的三維非線性有限元板形分析模型,利用所建立的有限元模型,研究不同軋制工藝條件下板形調(diào)控手段對板形調(diào)節(jié)的影響規(guī)律。從圖4中可以看出,隨著帶鋼寬度的增大,3種調(diào)節(jié)手段調(diào)控功效的幅值均增大,其板形調(diào)節(jié)的有效區(qū)域也越大。帶鋼寬度為1200mm時,工作輥彎輥、中間輥彎輥以及中間輥橫移的調(diào)控功效曲線呈近似拋物線分布。但隨著板寬的減小,中間輥彎輥和中間輥橫移的調(diào)節(jié)功效呈高次曲線分布,工作輥彎輥調(diào)控曲線也有微小變化。以板形實測值和有限元計算值為樣本庫,建立BP神經(jīng)網(wǎng)絡訓練模型。1.2.3板形調(diào)節(jié)功效系數(shù)計算板形閉環(huán)反饋控制模型用于板形調(diào)控執(zhí)行機構(gòu)最優(yōu)調(diào)節(jié)量的計算,從而消除板形實測值與目標值間的偏差,其目標函數(shù)為U=∑i=1n[dev(i)?∑j=1mFjeff(i,j)]2U=∑i=1n[dev(i)-∑j=1mFjeff(i,j)]2(1)式中:dev(i)為第i個測量區(qū)段上的板形偏差;i為輥縫寬度方向上離散化的單元編號,i=1～n;j為板形調(diào)控機構(gòu)的個數(shù),j=1～m;Fj為第j個板形調(diào)控機構(gòu)所需的調(diào)節(jié)量;eff(i,j)為第j個板形調(diào)控機構(gòu)對第i段上的板形調(diào)節(jié)功效。根據(jù)板形偏差,利用有限元法計算得到的板形調(diào)節(jié)功效系數(shù)可以快速計算出工作輥彎輥力、中間輥彎輥力、中間輥橫移等板形調(diào)節(jié)參數(shù)。板形閉環(huán)控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖5所示。2端部壁厚超標切除熱軋無縫鋼管張力減徑過程中,常常由于頭尾兩端出現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)軋制而引起端部壁厚超標被切除。為了減少頭尾切損,需對張力減徑機相關(guān)機架的電機轉(zhuǎn)速進行調(diào)整。2.1保持今后文理論在后續(xù)起重機后,既圖6為穩(wěn)態(tài)軋輥轉(zhuǎn)速曲線。如圖6所示,管坯頭端被咬入時,保持第1架機架軋輥轉(zhuǎn)速基本不變,適量提高其他相鄰機架軋輥的轉(zhuǎn)速,以增大管坯頭端的張力,隨著管坯進入后續(xù)機架,軋輥速度曲線逐漸由陡變平,軋輥轉(zhuǎn)速差逐漸變小,最后軋輥速度曲線接近穩(wěn)態(tài)設定曲線。在拋鋼階段,必須保持最后一架機架軋輥轉(zhuǎn)速基本不變,并不斷降低前一機架軋輥出口轉(zhuǎn)速,從而增大軋輥轉(zhuǎn)速差,使管坯尾端張力變大。隨著拋鋼的繼續(xù)進行,軋輥轉(zhuǎn)速越來越低,速度曲線越來越陡,直至管坯尾端離開最后一架機架。2.2動態(tài)轉(zhuǎn)速變化實施管端增厚CEC控制必須精確計算鋼管頭端和尾端到達各機架的時間,以確定鋼管端部在軋制線上的準確位置,并根據(jù)檢測信號對工藝參數(shù)進行適時修正;此外,還需準確掌握各機架動態(tài)轉(zhuǎn)速分布,計算出各機架咬鋼、拋鋼時電機轉(zhuǎn)速的變化值,制定CEC速降因子表。各機架軋輥轉(zhuǎn)速分為穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速和動態(tài)轉(zhuǎn)速兩部分,即nq=nqs+Δnqi(2)nq=nsq+Δniq(2)式中:nq為第q機架軋輥轉(zhuǎn)速;nqssq為第q機架穩(wěn)態(tài)軋制轉(zhuǎn)速;Δnqiiq為第q機架的第i級轉(zhuǎn)速下降率;i為下降級數(shù);q為參加速降的機架號。2.3非線性方程的非線性數(shù)值模擬2.3.1速度制度的模型模擬分析根據(jù)尾端轉(zhuǎn)速下降率可得到尾端增厚控制的各機架軋輥轉(zhuǎn)速,表1所示為尾端各調(diào)控機架軋輥轉(zhuǎn)速。按照表1中的軋輥速度制度進行有限元模擬分析,動態(tài)調(diào)節(jié)各機架轉(zhuǎn)速,模擬結(jié)束后,對管尾每隔一定位置進行壁厚測量,對尾端CEC控制前后的縱向壁厚進行比較,結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出,按照產(chǎn)品壁厚公差要求(±8%),對管尾進行CEC控制軋制后,需要切除200mm左右,與實測值相比,管尾增厚段長度減少約280mm。2.3.2u3000出/轉(zhuǎn)速保持穩(wěn)態(tài)根據(jù)頭端轉(zhuǎn)速下降率可得到頭端增厚控制的各機架的軋輥轉(zhuǎn)速,表2所示為頭端各調(diào)控機架軋輥轉(zhuǎn)速(其他未控機架的軋輥轉(zhuǎn)速保持穩(wěn)態(tài))。調(diào)速過程完成后,各受控機架軋輥恢復穩(wěn)態(tài)軋制轉(zhuǎn)速。按照表2中的軋輥速度制度進行有限元模擬分析,對管頭不同位置進行壁厚測量,結(jié)果如圖8所示。從圖8中可以看出,按照產(chǎn)品壁厚公差要求(±8%),與無CEC控制相比,管頭增厚段長度減少約300mm,證明CEC控制對于減少管端切損有效。3模擬的桿結(jié)構(gòu)3.1孔型配置圖圖2圖9為?22mm圓鋼、?14mm×3(三線切分)、?20mm×2(兩線切分)典型品種的孔型配置圖(孔型圖右下方的數(shù)字為孔型號)。圖10為CARD系統(tǒng)的孔型參數(shù)設計界面。3.2節(jié)省螺釘?shù)那懈詈椭圃爝^程是真實的3.2.1場取樣試驗驗證對?20mm×2螺紋鋼切分軋制過程進行有限元建模與仿真,獲得切分孔型內(nèi)軋件斷面形狀,與現(xiàn)場取樣試件進行對比,結(jié)果表明軋件形變仿真精度良好。模擬過程發(fā)現(xiàn),當軋件在預切分孔型的兩個槽內(nèi)充滿程度不一時,軋件橫斷面內(nèi)金屬流動差別較大,其結(jié)果必將導致兩個孔槽內(nèi)軋件軸向延伸量不同而使軋件向延伸量較小的一側(cè)彎曲,從而引起軋件偏斜,以致進入導位裝置時發(fā)生撞擊、堆積等事故。3.2.2mm3螺紋鋼的有限元模型?14mm×3螺紋鋼軋制線由粗軋、中軋和精軋段組成,其中,粗軋段與圓鋼軋制孔型相同,中軋段為四機架連軋,精軋段由平輥、箱孔、預切分孔、切分孔型、成品前孔型和成品孔型構(gòu)成。對?14mm×3螺紋鋼切分軋制過程進行有限元建模與數(shù)值模擬仿真,獲得了切分孔型內(nèi)軋件斷面形狀,圖11和圖12分別為預切分孔型和切分孔型軋件斷面形狀。對比圖11和圖12發(fā)現(xiàn),軋件兩側(cè)的“缺肉”情況基本一致,說明有限元模擬結(jié)果非常可靠。3.3預測模型建立高溫奧氏體在塑性變形作用下將發(fā)生以動態(tài)再結(jié)晶等過程為主的軟化行為,而在道次間隔處又將可能出現(xiàn)動態(tài)回復、亞動態(tài)再結(jié)晶、靜態(tài)再結(jié)晶等過程,因而構(gòu)成了棒材軋制過程復雜的微觀組織演變行為。CARD系統(tǒng)中嵌入了高溫奧氏體晶粒微觀組織演變數(shù)學模型有限元程序,實現(xiàn)了動態(tài)再結(jié)晶尺寸、動態(tài)再結(jié)晶比率、平均晶粒尺寸等預報功能。本文利用CARD系統(tǒng)建立了?22圓鋼連軋過程中晶粒度尺寸的預測模型。原始方坯尺寸為165mm×165mm×2000mm,材質(zhì)為15號鋼,坯料溫度為1050℃。圖13為粗軋段機架軋件出口斷面平均晶粒尺寸分布。從圖13中可以看出,軋件斷面均呈現(xiàn)表面晶粒尺寸較細、芯部晶粒尺寸較粗的特點。這主要是因為,軋件表面在軋制過