根據(jù)循環(huán)變形參數(shù)評價140軋機上12×18H10T管坯穿孔制度

　　摘 要： 本文推薦了考慮到變形力和熱工機械過程條件的2種變形制度的對比評價方法，認真分析了烏拉爾第一新管廠股份有限公司和南方管廠股份有限公司（140機組）使用耐蝕鋼管坯的穿孔過程。在2家工廠都存在調(diào)整參數(shù)的情況下，烏拉爾第一新管廠的軋機比較有優(yōu)勢。在頂頭嘴前人工調(diào)整壓下量時，南方管廠的軋機有優(yōu)勢。
　　關(guān)鍵詞： 140軋管機組 穿孔機 管坯穿孔制度
　　
　　在用耐蝕鋼生產(chǎn)管子時，由于組織中存在奧氏體和δ—鐵素體，這些具有降低塑性變形特點的因素，對管坯穿孔制度起著重要作用。
　　在烏拉爾第一新管廠和南方管廠（尼克波利市）的2套相同的140軋管機組上軋制高合金鋼管，這2套機組的穿孔機性能如下。
　　在本次工作中，對2臺軋機上所用耐蝕鋼的管坯穿孔制度進行了對比分析。早些時候已證實，可以正確對比變形動力過程的條件（特別是累計位移變形率A—奧德科維斯參數(shù)）；同時也證實，可以正確對比根據(jù)坯料抗變形力的熱工機械條件。
　　在被研究的2臺軋機上，采用直徑和轉(zhuǎn)速值相近的鼓度軋輥?？梢园延绊懝芘髯畲笾睆降娜肟阱F不同長度和影響荒管最大直徑的出口錐不同長度看作是2臺軋機的區(qū)別所在。烏拉爾第一新管廠的軋機軋輥上有圓柱形肩角（凸緣），肩角細處朝向管坯入口側(cè)；在二次壓下量U咬入條件容許的情況下入口錐小1°，頂頭嘴前參數(shù)X/D，增大（雖然類似指標(biāo)很早就用于橫向軋制，但日本專家仍推薦用于不同管子上）。
　　為了作比較，選取以下循環(huán)變形參數(shù)：循環(huán)數(shù)或單一壓下量數(shù)N（荒管坯半卷內(nèi)），累計變形率A，截面B、C、F計算值（圖1）；單一壓下量；頂頭嘴前截面中的變形速度和變形阻力δ。按照工藝規(guī)程，在計算變形阻力δ時，對南方管廠軋機采用的軋輥轉(zhuǎn)速為90轉(zhuǎn)/min，對烏拉爾第一新管廠軋機采用的軋輥轉(zhuǎn)速為110轉(zhuǎn)/min。采用延伸系數(shù)μ、比值X/D，頂頭嘴前壓下量u和軋輥變細處壓下量u作為最終變形參數(shù)。運用莫斯科動力學(xué)院的數(shù)學(xué)模型獲得了循環(huán)變形參數(shù)值。
　　1—管坯；2—軋輥；3—頂桿；4—荒管
　　圖1：截面B中（б）管坯縱截面（a）、橫截面和截面C中
　　 荒管（в）及其部分展開（г）縱橫截面圖
　　在實驗數(shù)據(jù)和M哈伊杜科物理經(jīng)驗關(guān)系式的基礎(chǔ)上，計算δ：
　　δ=δAe?Aε?Aε，（1）
　　式中A，A，A，m，m，m—考慮到材料性能和對熱工機械參數(shù)影響的系數(shù)：每個進給間距的溫度T，變形率ε和變形速度；δ。當(dāng)T=1000℃，ε=0.1、=1C時，針對研究材料獲得實驗變形阻力值。
　　用公式（2）計算了B、C兩點的局部壓下量ε：
　　ε=R1n（Rξ）或ε=1n（S/S），（2）
　　式中R和R—分別是頂頭嘴前截面管坯半徑和取自頂頭嘴前進給間距間隔截面管坯半徑；ξ—取自距頂頭嘴半個間距間隔處截面的橢圓形系數(shù)；S和S分別是截面C處和距截面C處一個進給間距的荒管壁厚。
　　與計算一個變形周期內(nèi)的平均速度一樣，計算了變形速度：
　　=ε/г（3）
　　式中，I/v—被研究截面中一個軋輥的變形長度；I—按照一個軋輥的接觸面寬和子午線截面角計算的軋輥弧長；v—被研究截面的軋輥圓周速度。
　　在比較穿孔制度時，使用了指標(biāo)k：
　　k=（σ/σ）（Λ/Λ）（4）
　　式中指數(shù)1和2表示對比過程或制度；2種關(guān)系具有根據(jù)熱工機械參數(shù)和位移累計變形率比較制度條件下一致的特點。
　　根據(jù)厚、薄壁荒管規(guī)格和實際上相同的延伸系數(shù)從2家工廠的軋制表中選取了直徑D=105mm及直徑相近的管坯穿孔制度（表1）。既然工廠說明書推薦進給角ɑ的部分變化范圍，那么就計算出了ɑ的2個極限值的所有范圍（見表1）。
　　根據(jù)壓下量u和u判斷，烏拉爾第一新管廠采用耐蝕鋼管坯穿孔制度更合理，但是就內(nèi)部缺陷出現(xiàn)概率特點的參數(shù)值X/D而言，實際上整個范圍意義相同，因為南方管廠的軋機軋輥入口錐角較大。最終變形參數(shù)和軋輥入口錐實際角Ф是考慮到進給角處軋輥打開引起的彎斜而計算出來的。
　　既然根據(jù)最終變形參數(shù)的評價得出一些矛盾的結(jié)果，那么就對考慮到根據(jù)循環(huán)變形參數(shù)計算的變形動力和熱工機械參數(shù)過程做了評價。
　　表2的數(shù)據(jù)分析表明，當(dāng)穿孔進給角為11°時，根據(jù)考慮到變形力工藝過程條件參數(shù)A能夠推測出在烏拉爾第一新管廠軋機上產(chǎn)生內(nèi)褶疊的概率很小。當(dāng)進給角為12°時，在南方管廠的軋機上就連出現(xiàn)裂紋傾向的可能也會很大。
　　考慮到熱工機械條件不同，就南方管廠而言σ顯示出減小的趨勢（見表2σ值），所以系數(shù)k小于比值A(chǔ)。2臺對比軋機數(shù)值中的差別是以計算南方管廠軋機的循環(huán)變形參數(shù)時在相應(yīng)截面中由于入口錐角Ф值較小而得到橢圓形系數(shù)ξ值較小為條件的。這就導(dǎo)致用公式（2）計算時，單位壓下量ε減小，用公式（3）計算時，變形速度減小，用公式（1）計算時σ，值相應(yīng)減小。
　　累計變形率A關(guān)系式在所有軋機上都符合進給角影響荒管質(zhì)量的已知表達式。用公式（4）計算出的指標(biāo)k，在南方管廠和烏拉爾第一新管廠的穿孔機上薄壁荒管穿孔制度比厚壁荒管穿孔制度更接近。
　　因為針對2臺140軋機而言，被研究的工廠制度在原始調(diào)整中（不同壓下量u和u）都有差別，根據(jù)推薦壓下量（u≈5%，u≈10%，比如11）曾嘗試調(diào)整給定壓下量。在這種情況下，采用了相同的荒管規(guī)格（D、S）。在這種“調(diào)整”荒管和壓下量尺寸的情況下，必須以得到沿變形源長度重新分配循環(huán)變形參數(shù)為前提。
　　烏拉爾第一新管廠的頂桿工作部分長l與頂桿直徑d之比要比南方管廠的大（圖2），但盡管如此，用于烏拉爾第一新管廠穿孔軋機輥上有圓柱形肩角，像建議的那樣成功地對穿孔機進行了調(diào)整。在南方管廠的穿孔機上偏重于頂頭嘴前壓下量u的調(diào)整，因為壓下量影響著內(nèi)部缺陷的產(chǎn)生，而壓下量u定的有些過大。當(dāng)壓下量u接近相同時，相應(yīng)的延伸系數(shù)值μ小于參數(shù)值X/D，這說明南方管廠穿孔機的優(yōu)勢。計算出的循環(huán)變形參數(shù)證明了這一結(jié)論（表4）。
　　 穿孔機（虛線）軋輥相互位置示意圖
　　按公式（1）計算，荒管薄皮的增加導(dǎo)致進給間距減小，因此快速單位壓下量ε減小，變形速度下降，在同一時間內(nèi)變形阻力σ也會減小。進給角縮小也會使進給間距減小，可見在管坯橢圓化不變的情況下，也會產(chǎn)生同樣的結(jié)果。在變形動力條件下，由于加大進給角，南方管廠的穿孔機穿孔較好。對于厚壁荒管而言，熱工機械因素的主要貢獻是指標(biāo)k的差異，對于薄壁荒管而言是變形動力因素（見公式（4）），但在采用建議溫度（公比值σ）時，對數(shù)值A(chǔ)的影響就不那么重要了。
　　表4：烏拉爾第一新管廠和南方管廠140穿孔機相同調(diào)整情況下1155℃穿孔時，厚壁和薄壁荒管的循環(huán)變形參數(shù)
　　*分子—σ=74，4H/MM，σ=62，78H/MM
　　**穿孔溫度1155/1215℃
　　考慮到變形動力和熱工機械工藝過程條件，推薦用耐蝕鋼管坯穿孔制度評價方法，在不同進給角和穿孔溫度情況下，在許多實例中獲得厚壁和薄壁荒管。按照工廠軋制表調(diào)整的情況下，對烏拉爾第一新管廠和南方管廠的140穿孔機進行了對比。就烏拉爾第一新管廠而言，過程指標(biāo)k較小，這就可以推測出在允許的進給角情況下產(chǎn)生褶疊的概率較小。
　　調(diào)整頂頭嘴前壓下量u，在修正調(diào)整之后在這種過程條件下南方管廠的穿孔機擁有較好的指標(biāo)。被推薦的評價方法能夠考慮到穿孔過程的各種條件。
　　 注：“本文中所涉及到的圖表、公式、注解等請以PDF格式閱讀”