孔型參數對熱連軋優特圓鋼質量影響的數值分析

周家林 劉惠龍 彭世丹 李 鋮 王 浩 潘成剛

(1.武漢科技大學 鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢 430081；2.寶鋼特鋼有限公司 長材事業部，上海 200940)

優特鋼棒材廣泛用于汽車、航空航天、船舶等機械設備的重要零部件[1- 2]。但其在高速熱軋和輸送過程中易出現表面劃傷、凹坑、褶皺等缺陷，嚴重影響后續深加工產品的表面質量[3- 6]。為消除這些缺陷，需在修磨機上進行表面修磨。國內外許多學者對熱軋圓鋼產品的質量控制做了大量的研究[5- 9]，但關于軋制工藝參數對軋件料形及其尺寸影響的研究相對較少[3,10- 11]。有限元模擬軋制過程的有效性已經被許多研究[7- 9,12- 14]所證實，但由于軋件在孔型中沿寬度方向變形不均勻且存在速度差，軋槽中金屬流動規律相對復雜[15- 16]，而優特鋼的摩擦因數和寬展系數相對較大，易造成軋件與導衛接觸過緊，可能引起軋件表面劃傷[4- 6]。

本文運用Abaqus非線性有限元軟件模擬了孔型改進前后直徑16 mm的40Cr圓鋼熱連軋過程，分析了軋件斷面溫度場變化規律及孔型參數對軋件料形、產品精度的影響。并在此基礎上進行了工業軋制試驗，采用現場實測特征點溫度及各機組出口軋件尺寸予以驗證，可為改進軋制工藝參數及導衛內腔尺寸提供理論依據。

1 軋制規程

某棒材廠軋機全線平立(H/V，H為水平軋機，V為立軋機)交替布置，11H～18V機架間共設有7個活套，全線無扭微張或無張力軋制，采用150 mm×150 mm的連鑄方坯軋制直徑12～50 mm的螺紋鋼筋和直徑16～50 mm的優特鋼棒材。為增加孔型共用性，減少軋輥及導衛儲備，軋制直徑16～50 mm圓鋼1H～5H、直徑16～45 mm圓鋼1H～6V、直徑16～32 mm圓鋼1H～10V、直徑16～28 mm圓鋼1H～12V道次的孔型參數相同。為提高圓鋼尺寸精度，成品及成品前兩道次圓孔采用雙半徑擴張[11](其他圓孔采用切線擴張)。圖1為軋制圓鋼的孔型示意圖，表1為改進前現場采用的軋制直徑16 mm圓鋼的孔型參數。

圖1 軋制圓鋼的孔型示意圖Fig.1 Schematic diagrams of pass for the rolled round steel

表1 孔型改進前φ16 mm圓鋼軋制各道次的孔型參數Table 1 Pass parameters for each pass of the rolled round steel 16 mm in diameter before improvement in pass mm

但現場實際軋制的優特圓鋼表面易出現如圖2所示的表面劃傷。為改善軋件料形及產品質量，修改了第4V、5H、12V三道次孔型參數，調整3H、6V、8V、10V、15H道次輥縫，其他道次孔型參數不變(表2)?？仔透倪M后φ16 mm優特圓鋼的軋制規程如表3所示。

圖2 優特圓鋼表面劃傷Fig.2 Scratch on the special round steel

表2 孔型改進后φ16 mm圓鋼部分軋制道次的孔型參數 Table 2 Pass parameters of some passes for the rolled round steel 16 mm in diameter after improvement in pass mm

表3 孔型改進前后φ16 mm優特圓鋼的軋制規程Table 3 Rolling procedures of the special round steel 16 mm in diameter before and after pass improvement

2 有限元模型的建立

2.1 幾何模型的建立及數據繼承

選取40Cr鋼作為優特圓鋼代表鋼種，其化學成分如表4所示。

表4 40Cr鋼的化學成分(質量分數)Table 4 Chemical composition of 40Cr steel (mass fraction) %

鑄坯斷面為150 mm×150 mm，鑒于軋件幾何對稱性，采用軋件的1/4建立軋件模型，隨后可使用Abaqus軟件的鏡像功能還原軋件的整體模型。為防止網格畸變，影響模型精度[14]，可在第6V、12V道次軋后截取一段軋件進行網格重劃，將上一個模型的軋件導入下一個模型，并引用上一個模型軋件的數據，以實現數據繼承，具體過程如圖3所示。軋件采用C3D8RT一階線性減縮積分單元，為防止沙漏模式發生，采用了細化網格的方法。軋輥采用剛性體，軋輥間距采用機架間實際間距，圖4為軋制過程中的有限元模型(以粗軋為例)。

圖3 軋件的建模及數據傳遞Fig.3 Modeling of the rolled piece and data transfer

圖4 粗軋過程中的有限元模型Fig.4 Finite element model during rough rolling

2.2 軋件的熱物性參數及其邊界、初始條件

40Cr鋼的熱物性參數如表5所示，其在不同變形條件下的流動應力、軋件與軋輥的接觸換熱系數、與環境的熱輻射及對流換熱系數參考文獻[14,17]，軋件的熱功轉換系數為0.9。軋輥的初始溫度設為100 ℃，環境溫度設為20 ℃，軋件出爐溫度為1 100 ℃，開軋溫度為1 040 ℃，終軋溫度為(990±20) ℃。軋件入輥速度為0.3 m/s。接觸面之間的摩擦采用采用庫倫摩擦定律，靜摩擦和動摩擦因數分別為0.58和0.36。

表5 40Cr鋼的熱物性參數Table 5 Thermophysical properties of 40Cr steel

3 模擬結果與分析

3.1 截面特征點溫度

由于孔型改進前后40Cr圓鋼的溫度相同，模擬軋件截面特征點溫度場的變化不大。本文僅給出改進后軋件截面特征點a、b、c、d的溫度變化，如圖5所示。

由圖5可知，在高壓水除磷階段軋件表面溫度迅速下降(圓角d點降速最大)，之后快速回升，心部a、b點溫度幾乎不變。軋制變形區由于形變熱效應，a、b點溫度略有上升(中、精軋區上升幅度增大)，隨后由于心部向表面傳熱溫度快速下降(中、精軋區降速加快)；由于與軋輥、 冷卻水接觸換熱，d點在變形區溫度迅速下降，之后快速回升；在水平道次(H)c點與d點溫度的變化規律一致，在立軋道次(V)輥縫處不與軋輥接觸，溫度先略上升后下降，之后回升較d點緩慢。隨著軋制過程的進行，由于軋件截面面積不斷減小，表面與心部溫度梯度迅速減小，終軋后心表溫差在20 ℃以內。此外從圖5可知，模擬軋件表面c點溫度與實測值之間的誤差為±20 ℃，較吻合。

圖5 孔型改進后軋件截面特征點溫度的變化曲線Fig.5 Variation curves of temperature at characteristic points of the rolled piece section after improvement in pass

3.2 軋件料形及孔型充滿情況

圖6、圖7分別為孔型改進前后各道次軋件料形及充滿情況，圖8為各道次軋件寬度變化，圖9為各道次軋槽充滿度及延伸系數變化。

圖6 孔型改進前各道次軋件料形及充滿情況Fig.6 Shape and fullness of the rolled piece in each pass before improvement in pass

圖7 孔型改進后各道次軋件料形及充滿情況Fig.7 Shape and fullness of the rolled piece in each pass after improvement in pass

由圖6、圖9可以看出，孔型改進前第4V、8V、10V道次圓孔軋件欠充滿(充滿度分別為0.87、0.90、0.92)，第6V、14V、16V、18V道次則略過充滿(充滿度分別為0.95、0.97、0.99、0.99)，第13H、17H道次橢圓孔軋件充滿度較大(分別為0.96、0.99)。由圖7可以看出，改進后各道次軋件尤其是圓孔軋件的料形及充滿度較為理想(圖9)。

圖8 孔型改進前后各道次軋件寬度變化Fig.8 Difference in width of the rolled piece in each pass before and after improvement in pass

圖9 孔型改進前后各道次軋槽充滿度及延伸系數Fig.9 Fullness and elongation coefficient of the pass groove in each pass before and after improvement in pass

由圖8、圖9可知：孔型改進后圓孔第4V、8V、10V道次軋件寬度分別增加了2.13、0.48、0.62 mm，軋槽充滿度則從改進前的0.87、0.90、0.92提高到0.92、0.92、0.93；第6V、12V、14V、16V、18V道次軋件寬度分別減小了2.62、0.17、0.18、0.48、0.30 mm，軋槽充滿度則從改進前的0.95、0.93、0.97、0.99、0.99變為0.92、0.95、0.97、0.97、0.97?？仔透倪M后圓孔軋件的料形及軋槽充滿度得到明顯改善，有利于產品尺寸精度的控制。

由圖8、圖9可知：孔型改進后橢圓孔第3H、5H、15H道次軋件寬度增加了0.10、0.28、0.11 mm，軋槽充滿度從改進前的0.92、0.90、0.94變為0.92、0.93、0.94；第7H、9H、11H、13H、17H道次軋件寬度分別減小了1.13、0.90、0.52、0.68、0.21 mm，軋槽充滿度從改進前的0.90、0.90、0.93、0.96、0.99減小到了0.89、0.89、0.92、0.94、0.96?？仔透倪M后，為通過調整圓孔前橢圓軋件尺寸、控制圓軋件的料形及尺寸留了一定的余量[16]。

從圖9可知，孔型改進后粗軋機組的第3H、4V、5H道次延伸系數略有增加，第6V道次則略有減小，其他道次變化很小，從而保證了粗軋末架6V道次的圓軋件料形，為中、精軋機組提供了較好的中間圓坯。

3.3 孔型參數對軋件寬展的影響

孔型改進前后橢圓- 圓孔型參數與軋件寬展系數(β=b/B，即軋后與軋前軋件寬度比值)之間的關系，如圖10所示。由圖10(a,b)可知，隨著圓孔前橢圓高度與其圓弧半徑比值(h/R)或橢圓軋件高寬比值(h/b)的減小，圓軋件寬展系數增加。這是因為隨著軋制的進行，圓軋件半徑逐漸減小，其前橢圓圓弧半徑或軋件寬度越大，則橢圓軋件在圓孔中變形時的相對壓下體積越大。由圖10(c)可知，隨著橢圓前圓軋件半徑的減小，橢圓軋件寬展系數增加。這是因為隨著軋制過程的進行，橢圓軋件越來越接近扁平橢圓(圖6、圖7)，橢圓圓弧側壁限制寬展的作用減小。

由圖10(a,b)可知，孔型改進后圓孔軋件第4V、8V、10V道次寬展系數相比改進前略有增大，第6V、12V、14V、16V、18V道次寬展系數則略微減??；由圖10(c)可知，改進后橢圓孔軋件第5H、15H道次寬展系數略有增大，第7H、9H、11H、13H、17H道次寬展系數則略微減小。改進后軋件的料形和充滿度得到改善(圖6～圖9)。

圖10 孔型參數與軋件寬展系數(β=b/B)的關系Fig.10 Relation of pass parameters to width coefficient of the rolled piece(β=b/B)

3.4 軋件尺寸對導衛內腔尺寸的影響

在軋制過程中，水平軋機的橢圓軋件需在進口夾板的夾持下進入立軋圓孔型，軋件與導衛內腔間隙過大易出現扭轉或側倒，過小則加劇導衛內腔磨損和軋件表面劃傷[16]。因此，需根據軋件紅坯尺寸設計導衛內腔尺寸(圖11)。圖11中，Ck為軋件寬度b+Δ1，Sk為軋件高度h+Δ2，R為軋件圓弧半徑r+Δ3，其中Δ1、Δ2、Δ3為軋件與導衛的接觸間隙，軋件尺寸越大，則其間隙相對較大。

圖11 夾板及滾動導輪內腔的關鍵尺寸示意圖Fig.11 Schematic diagram of key dimensions of the inner cavity of splint and rolling guide wheel

圖12為孔型改進前后軋件寬度與理論設計值偏差。由圖12可知，改進前圓軋件第4V、6V、8V、10V、16V道次軋件寬度與設計值分別相差-4.73、+2.28、-1.58、-1.22、0.42 mm；橢圓軋件第3H、5H、11H、13H、15H、17H道次分別相差-3.40、+0.26、+1.55、+1.85、+1.27、+2.49 mm；箱型孔第2H道次為-3.87 mm。改進前理論設計的進口夾板內腔尺寸小于模擬軋件寬度(如6V、16V、5H、11H、13H、15H、17H道次)，造成軋件與導衛內腔邊部接觸過緊，加劇軋件與導衛內腔磨損，這是改進前優特鋼軋制過程中軋件表面劃傷的主要原因[4- 6]。改進后模擬軋件寬度與設計值相差不大(圖12)，從而有利于合理設計導衛內腔尺寸，減少導衛引起的軋件表面劃傷。

圖12 軋件寬度的模擬值與理論計算值偏差Fig.12 Deviation of the simulated from the calculated width of the rolled piece

3.5 軋件尺寸對連軋過程的影響

軋件紅坯尺寸是計算軋件斷面積、平均工作輥徑、軋輥轉速等工藝參數，進而設定在線軋制規程的重要依據，故軋件紅坯尺寸變化對連軋堆拉關系及產品尺寸精度控制的影響較大[15- 16]。

圖13為孔型改進前后相鄰道次間軋件堆拉率的比較。由圖13可知，模擬計算的改進前道次間軋件堆拉率波動較大。這是因為改進前模擬的軋件寬度與理論計算值相差較大(圖12)，第4V、8V、10V道次圓軋件欠充滿(圖6)，軋件面積相比理論計算值小，第6V、13H、14V、16V、17H、18V道次略過充滿(圖6)，軋件面積相比理論計算值大，引起相應道次軋件的秒流量減小或增大。如4V道次圓軋件欠充滿、面積減小，6V道次圓軋件過充滿、面積增大，導致4V～5H及5H～6V道次間堆拉率較大，分別為1.35%、2.73%，第6V～7H道次間軋件堆拉率為-3.01%。改進前道次間軋件堆拉率過大，會加劇軋件尺寸波動及料形不均勻變化，累積到成品軋槽，可能造成成品圓鋼頭尾尺寸超出公差范圍[3,15]。改進后道次間軋件堆拉率均較小(±0.30%以內)，軋件在孔型內能平穩流動，從而使連軋各道次軋件料形及尺寸相對穩定。

圖13 相鄰道次間軋件堆拉率 Fig.13 Push and pull rate of the rolled piece between adjacent passes

圖14為改進前后圓軋件高度與寬度差。由圖14可知，改進前第4V、6V、8V、10V、16V道次圓軋件高度與寬度相差較大，分別為4.73、-2.28、1.58、1.22、-0.42 mm，即改進前圓軋件的橢圓度較大，對產品尺寸精度控制的影響較大；改進后各道次圓軋件高度與寬度相差較小，即改進后各道次圓軋件橢圓度較小，有利于成品尺寸精度的控制。

圖14 孔型改進前后軋件高度與寬度差Fig.14 Difference between height and width of the rolled piece before and after improvement in pass

4 工業軋制試驗

為控制優特圓鋼表面劃傷，工業試軋前根據改進后模擬的各道次軋件尺寸，對部分導衛內腔尺寸(圖11)進行了修正，Δ1粗軋機組取15 mm、中軋機組取10 mm、精軋機組取5 mm；Δ2粗軋機組取5 mm、中軋機組取3 mm、精軋機組取2 mm；Δ3取1～3 mm。

按改進后的工藝規程進行直徑16 mm 40Cr圓鋼的工業試軋，坯料出爐溫度為1 100 ℃，開軋溫度為1 050 ℃，終軋溫度為1 000 ℃。在軋制過程中運用雷泰RAYR3I2ML3+型紅外線測溫儀(測溫范圍400～2 000 ℃，測量精度±1%)測量并記錄出爐、各機組入口及終軋后軋件頭部和中心的溫度；用外卡鉗和游標卡尺測量并記錄1號、2號飛剪及3號倍尺飛剪切頭的第6V、12V、18V道次出口圓軋件頭部尺寸。軋件頭部溫度及熱態尺寸的模擬值和實測值分別如表6和表7所示。圖15為軋制規程改進后現場軋制的40Cr圓鋼實物。

由表6和表7可知，孔型改進后工業試軋的軋件溫度及尺寸實測值和模擬值吻合較好，且改進后第6V、12V、18V道次圓軋件尺寸精度較好，沒有出現軋件表面劃傷缺陷。

表6 孔型改進后軋件頭部溫度模擬值和實測值Table 6 Simulated and measured values of head temperature of the rolled piece after improvement in pass ℃

表7 孔型改進后軋件熱態尺寸(h×b)的模擬值和實測值Table 7 Simulated and measured values of dimension (h×b) of the hot-rolled piece after improvement in pass mm×mm

圖15 孔型改進后軋制的優特圓鋼產品Fig.15 Rolled special round steel products after improvement in pass

5 孔型改進效果

通過改進部分道次孔型參數及軋制程序表，并修正設計進口夾板、滾動導輪、出口導槽尺寸，在導槽或空過輥道兩側加裝耐磨性好的立輥等措施，逐步解決了優特棒材表面劃傷問題。目前，φ42 mm以下圓鋼表面無劃傷，φ42 mm以上圓鋼表面劃傷率降低85%以上。

此外，成品孔軋輥采用耐磨性良好的碳化鎢輥套，并通過對比優特圓鋼與螺紋鋼PI調節器的參數，優化活套調節器控制參數，提高調節器的性能及活套器的穩定性；通過控制上游機架的速度來降低機架間堆拉率，使其在微堆的狀況下運行，優特鋼產品的尺寸精度滿足GB/T 702—2017 《熱軋鋼棒尺寸、外形、重量及允許偏差》要求。

優特圓鋼修磨前，表面劃傷率從2017年的0.575%逐步下降到2021年的0.050%，同時產品合格率從99.29%提高到99.88%，成材率從96.38%提高到97.95%。

6 結論

(1)運用有限元軟件模擬了孔型改進前后直徑16 mm 40Cr圓鋼的熱連軋工藝，模擬結果與某鋼廠實際相吻合，孔型及軋制規程改進后圓鋼產品質量明顯提高。

(2)隨著軋件斷面的減小，軋件截面溫度梯度先升高后迅速下降，終軋后趨于穩定；隨著橢圓軋件高寬比及圓直徑的減小，圓- 橢圓孔型寬展系數增加；原有孔型部分道次存在明顯欠充滿或過充滿，導致道次間軋件堆拉率較大，圓軋件料形及直徑偏差較大，影響了產品質量；孔型改進后道次間軋件堆拉率減小，圓軋件料形及直徑偏差明顯改善。

(3)通過改進導衛內腔尺寸及導槽兩側加裝立輥等措施，優特圓鋼表面劃傷缺陷得到有效控制，修磨前表面劃傷率下降到0.050%，產品合格率達到了99.88%。