三輥斜軋空心減徑的輥形設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

賈尚武，王召林，劉松，帥全志

(1.中國(guó)重型機(jī)械研究院股份公司，西安 710000;2.山西王坪煤電有限責(zé)任公司，山西 朔州 036000;3.山西省太重煤機(jī)煤礦裝備成套有限公司，太原 030000)

在生產(chǎn)高精度小直徑無(wú)縫鋼管時(shí)，使用冷拔減徑工藝的較多。因冷拔工藝在生產(chǎn)過(guò)程中容易產(chǎn)生污染，現(xiàn)在被逐步淘汰。在生產(chǎn)小直徑無(wú)縫鋼管的中大型企業(yè)中使用定減徑工藝的較多，采用空心減徑的越來(lái)越多。其特點(diǎn)是單機(jī)減徑量大、工藝靈活、產(chǎn)品調(diào)整方便，適于小批量、多規(guī)格生產(chǎn)。文中基于小直徑無(wú)縫鋼管斜軋?zhí)匦院弯摴茏冃蔚睦碚摶A(chǔ)，對(duì)三輥斜軋空心減徑過(guò)程的工藝原理進(jìn)行研究，用有限元軟件分析輥型在斜軋過(guò)程中對(duì)鋼管變形的影響，并通過(guò)工業(yè)試驗(yàn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 輥形設(shè)計(jì)[1－2]

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式，軋輥?zhàn)畲笾睆桨词?1)校核:

式中:Dmax為軋輥的最大直徑;dmin為軋制后毛管的最小直徑;f'為相應(yīng)兩個(gè)軋輥間的間隙，f＇=2.5 mm。

軋輥的入口錐角β1的計(jì)算如式(2):

式中:β1為軋輥的入口錐角;φ為軋制過(guò)程中的輾軋角;β1'為帶輾軋角時(shí)的入口錐角。

入口錐角β1減小時(shí)可以改善咬入條件和軋件內(nèi)表面質(zhì)量，但是入口錐角太小，軋件所受到軋輥的壓縮次數(shù)便會(huì)增多，影響成形結(jié)果。在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中入口錐處可以設(shè)置成2個(gè)錐角。入口錐角通常取2.5°～4.3°。

三輥空心斜軋時(shí)軋輥的入口錐長(zhǎng)度計(jì)算式為:

在計(jì)算軋輥均整段長(zhǎng)度時(shí)，為確保軋件的壁厚均勻，軋輥均整段的長(zhǎng)度必須使軋件任意截面上金屬在均整段上軋制2次以上，所以:

式中:DZ為荒管外徑，mm;α為送進(jìn)角。式中的Zch用最大值代入。

均整段長(zhǎng)度的選取由所生產(chǎn)鋼管的質(zhì)量和精度決定。在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，當(dāng)軋制過(guò)程中軋件的內(nèi)徑與外徑之比小于0.5時(shí)，軋件必須在均整段上經(jīng)過(guò)10次以上的整形才能消除軋件在咬入段及減徑段時(shí)產(chǎn)生的橢圓度。由于在文中所提到的軋件的內(nèi)外徑之比要大于0.5，所以軋制時(shí)軋件在均整段內(nèi)經(jīng)歷2次以上的整形即可滿足要求。當(dāng)帶輾軋角時(shí)平整段的輥面角近似于輾軋角φ。

在計(jì)算軋輥出口錐角的過(guò)程中，軋制厚壁管時(shí)，出口錐角β4可選2°～3°，軋制薄壁管時(shí)，可選3°～4°。當(dāng)帶輾軋角時(shí)，有如下關(guān)系:

軋輥出口錐長(zhǎng)度的計(jì)算如式(7):

對(duì)于 DZ/δZ≤12 的毛管，Δ =0.03(dz+ δz)，dz為軋后鋼管內(nèi)徑，對(duì)于DZ/δZ＞12的管子，Δ取[0.4～0.5]DZ/δZ。

文中實(shí)驗(yàn)采用的設(shè)備如圖1所示，此結(jié)構(gòu)是基于50三輥穿軋機(jī)與阿塞爾軋機(jī)結(jié)構(gòu)所設(shè)計(jì)的，最大可軋制坯料為50 mm的管坯。

圖1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備Fig.1 Laboratory equipment

由上述公式初步設(shè)計(jì)的輥型參數(shù)見(jiàn)表1。

依據(jù)上面的參數(shù)，使用三維建模軟件ProE建立軋件及軋輥的模型。輥型的二維及三維圖如圖2所示。

表1 輥型尺寸Table1 The dimensions of roll

圖2 輥型的二維和三維圖Fig.2 Roller-type two-dimensional and three-dimensional drawing

2 三輥斜軋過(guò)程的有限元仿真模擬

根據(jù)以上設(shè)計(jì)的輥型，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA大變形彈塑性顯示分析動(dòng)力學(xué)模塊，進(jìn)行有限元模擬，分析輥型曲線對(duì)成形過(guò)程的影響。

2.1 有限元模型建立

在進(jìn)行模擬時(shí)，將外徑為 φ42 mm，壁厚為4 mm，長(zhǎng)度為150 mm的軋件劃分為3600個(gè)單元，進(jìn)行網(wǎng)格劃分后的模型如圖3所示。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

模擬時(shí)設(shè)置的具體參數(shù):軋制溫度為1050℃，動(dòng)摩擦因子為0.25，靜摩擦因子為0.35，軋件的初速度為 0.05 m/s。

建立的模擬方案見(jiàn)表2。

表2 不同的輥型曲線對(duì)成形結(jié)果的影響Table2 The forming results with the different roll of curves

2.2 模擬結(jié)果與分析[3]

按照表2輥型進(jìn)行模擬，即送進(jìn)角為8°，壁厚為4 mm，減徑量為10 mm時(shí)，比較入口錐角為2.5°和3.5°時(shí)的軋制力以及應(yīng)力應(yīng)變情況。

2.2.1 軋制力分布

軋制力曲線如圖4所示。

圖4 軋制力分布曲線Fig.4 The rolling force distribution curves

由圖4可以發(fā)現(xiàn)，入口錐角為3.5°時(shí)的最大軋制力大于入口錐角為2.5°的最大軋制力，并發(fā)現(xiàn)入口錐角為3.5°時(shí)的軋制力曲線在最大軋制力附近擺動(dòng)幅度較大且持續(xù)擺動(dòng)，這說(shuō)明當(dāng)入口錐角為3.5°時(shí)的三輥斜軋空心過(guò)程不穩(wěn)定。單元沿軋制方向的速度曲線如圖5所示，可以發(fā)現(xiàn)，入口錐角為2.5°時(shí)的軋件單元沿軋制方向的變形速度比較穩(wěn)定，而入口錐角為3.5°時(shí)的軋件單元沿軋制方向的速度波動(dòng)相對(duì)較大。當(dāng)軋件逐漸咬入時(shí)，出現(xiàn)軋制速度突然降低的現(xiàn)象。這是因?yàn)閯傞_(kāi)始軋件與軋輥接觸時(shí)有一個(gè)咬入的過(guò)程，這個(gè)時(shí)候接觸面積非常小，軋輥給軋件的摩擦力很小，但阻力相對(duì)較大。

2.2.2 應(yīng)力與應(yīng)變分布[4]

圖5 單元沿軋制方向的速度曲線Fig.5 Unit speed curve along the rolling direction

圖6 軋制過(guò)程中的應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution of the the rolling process

入口錐角為3.5°時(shí)軋件在整個(gè)斜軋空心減徑過(guò)程中代表性時(shí)刻的應(yīng)力分布如圖6所示。圖6a為剛開(kāi)始時(shí)刻，軋制情況比較正常。從圖6b發(fā)現(xiàn)，出現(xiàn)了三角形截面，這符合三輥斜軋成形規(guī)律，但其中2個(gè)頂端已不明顯，過(guò)渡成圓弧，兩邊出現(xiàn)了新的頂端，且其中的2組拉壓應(yīng)力均出現(xiàn)在新形成的錐形端部。斷面上出現(xiàn)了6個(gè)應(yīng)力集中處，且頂端在一對(duì)應(yīng)力的中間，即拉應(yīng)力和壓應(yīng)力中間，這也符合三輥成形規(guī)律。從圖6c發(fā)現(xiàn)，軋件端面出現(xiàn)不規(guī)則的五邊形，也出現(xiàn)了3個(gè)拉應(yīng)力和3個(gè)壓應(yīng)力。對(duì)比入口錐角為2.5°時(shí)產(chǎn)生的這種現(xiàn)象可以解釋為:其一，入口錐角變大導(dǎo)致軋件與軋輥的接觸面積太小，從模擬結(jié)果來(lái)看，軋制力比入口錐角為2.5°的大，所以導(dǎo)致軋件受到的單位應(yīng)力變大，從而引起附加應(yīng)力增大，使得軋件金屬向周向流動(dòng)加快，從而產(chǎn)生多邊形;其二，從軋制力曲線可以看到，軋制過(guò)程極不穩(wěn)定，軋制力不斷變化，導(dǎo)致軋件金屬在復(fù)雜應(yīng)力作用下形成多邊形。

入口錐角為3.5°時(shí)軋制過(guò)程中各個(gè)時(shí)刻的應(yīng)變分布如圖7所示，可以發(fā)現(xiàn)，入口錐角為3.5°時(shí)三輥斜軋空心減徑過(guò)程中的應(yīng)變分布隨時(shí)間的變化由均勻變得不均勻。

從圖8可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)軋件斜軋減徑后，軋件端面呈正四邊形，而且軋件表面產(chǎn)生明顯的螺紋狀，軋件壁厚極不均勻，內(nèi)表面質(zhì)量較差。

圖7 軋制過(guò)程中各個(gè)時(shí)刻的應(yīng)變分布Fig.7 Strain distribution of the various moments in the rolling process

圖8 毛管前段成形后的形狀Fig.8 Shape of the front part of pipe blank after forming

3 實(shí)驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果

為了保證軋制過(guò)程的順利進(jìn)行以及確保能夠正確反映真實(shí)的結(jié)果，在實(shí)驗(yàn)的過(guò)程中對(duì)同一種方案進(jìn)行多次測(cè)試，最后選擇共性的具有代表性的樣品進(jìn)行分析。在實(shí)際試驗(yàn)的過(guò)程中還將進(jìn)行一些交叉的數(shù)據(jù)實(shí)驗(yàn)，因此實(shí)際實(shí)驗(yàn)的方案比模擬的方案多。下面用在給定相關(guān)參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)選出的代表性樣品，說(shuō)明相關(guān)參數(shù)對(duì)成形過(guò)程的影響規(guī)律。

軋輥在軋制成形過(guò)程中起著關(guān)鍵的作用，輥型設(shè)計(jì)合理是保證工藝成功的關(guān)鍵。由于三輥斜軋空心減徑過(guò)程中軋輥所受到的應(yīng)力非常復(fù)雜，輥型設(shè)計(jì)一般不太可能通過(guò)純數(shù)學(xué)公式計(jì)算得到，一般根據(jù)現(xiàn)成的理論經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出初步的輥型，然后使用輥型對(duì)軋制成形過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，同時(shí)通過(guò)改變輥型的參數(shù)來(lái)觀察不同輥型參數(shù)對(duì)軋制結(jié)果的影響，最后選擇出最合理的輥型。該次的模擬方案選用2組輥型進(jìn)行試驗(yàn)，最終選擇有利于軋制過(guò)程成形的輥型[5]。

采用方案1使用2種不同輥型進(jìn)行軋制時(shí)所得到的具有代表性的實(shí)驗(yàn)圖片如圖9所示，圖9a，b分別為采用入口錐角為2.5°與入口錐角為3.5°軋制后的結(jié)果。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)采用入口錐角為2.5°的輥型時(shí)，能保證軋制出小直徑無(wú)縫鋼管，所以在其他相關(guān)工藝參數(shù)相同且確定的情況下，與入口錐角為3.5°的輥型相比，從工藝角度來(lái)說(shuō)，當(dāng)減徑量小的情況下采用入口錐角為2.5°更合理。采用入口錐角為3.5°的輥型在軋制過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)軋卡或四邊形現(xiàn)象，多次試驗(yàn)結(jié)果基本相同。圖9c是入口錐角為3.5°的輥型所對(duì)應(yīng)的軋件模擬后的結(jié)果，可見(jiàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果一致。當(dāng)對(duì)2種不同輥型的方案進(jìn)行軋制實(shí)驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)，在咬入段，兩者的軋制成形相差并不明顯，它們的變形都很均勻，軋制過(guò)程中，軋件都是經(jīng)歷從圓截面到三角形截面的變形過(guò)程。當(dāng)快接近均整段的時(shí)候，入口錐角為3.5°的輥型對(duì)應(yīng)軋件的端面逐漸變成四邊形，有時(shí)會(huì)出現(xiàn)電機(jī)保護(hù)跳閘的情況。入口錐角為2.5°的輥型對(duì)應(yīng)的軋件在接近均整變形區(qū)時(shí)金屬流動(dòng)十分平緩和均勻，軋件前端面也從三角形截面逐步變?yōu)閳A截面。綜上所述，最后認(rèn)定采用入口錐角為2.5°的輥型合理。

圖9 輥型對(duì)軋制結(jié)果影響Fig.9 The rolling results with roll of curves

入口錐角為3.5°的輥型所對(duì)應(yīng)的軋制過(guò)程出現(xiàn)四邊形現(xiàn)象[6]，其產(chǎn)生的原因很多，包括網(wǎng)格劃分不細(xì)，軋制條件的設(shè)定與真實(shí)有差別等。采用入口錐角為2.5°的輥型模擬出的結(jié)果較好，是因?yàn)檐埣谲堉谱冃蔚倪^(guò)程中會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的應(yīng)力、應(yīng)變。在沿軋件切向方向上受切向壓縮，在軸向方向上受到軸向延伸變形，沿徑向方向上所受到的徑向壓縮是主要的變形，其余2種變形是次要的。由于在軋制過(guò)程中金屬會(huì)向著阻力小的方向流動(dòng)，所以當(dāng)軋件在徑向方向受到較大的阻力時(shí)金屬便沿著切向方向進(jìn)行擴(kuò)展，這使得軋件的橢圓度增加，最后造成軋卡。

從模擬結(jié)果結(jié)合實(shí)驗(yàn)部分分析可以發(fā)現(xiàn)[7]，造成悶車及軋件截面呈四邊形的主要變形階段在減徑階段，主要原因?yàn)?斜軋減徑過(guò)程中軋制帶較長(zhǎng)時(shí)不容易出現(xiàn)截面呈四邊形甚至發(fā)生悶車現(xiàn)象;當(dāng)軋件端面上受到的最大等效應(yīng)力分布比較對(duì)稱均勻時(shí)，軋制出來(lái)的毛管效果較好，反之，則易出現(xiàn)多邊形截面。通過(guò)分析，入口錐角為2.5°時(shí)，軋件與軋輥的接觸帶較長(zhǎng)，比入口錐角為3.5°的軋制帶長(zhǎng)20 mm左右，而且入口錐角為2.5°時(shí)軋件端面上的最大等效應(yīng)力分布也較均勻，而入口錐角為3.5°時(shí)軋件端面上受到的最大等效應(yīng)力分布不均勻，導(dǎo)致四邊形截面的產(chǎn)生。

在進(jìn)行工藝摸索的過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)對(duì)于42 mm的棒材，當(dāng)采用小于10 mm的減徑量時(shí)，直徑方向上壁厚增加約2 mm;當(dāng)采用小于14 mm的減徑量時(shí)，直徑方向上壁厚增加2.5～3 mm，而長(zhǎng)度方向上都有所延伸，呈現(xiàn)出減徑量越大，長(zhǎng)度方向上延伸越長(zhǎng)的規(guī)律[8－10]。符合變形規(guī)律。

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)對(duì)三輥斜軋空心減徑過(guò)程中不同輥型的模擬及實(shí)驗(yàn)情況進(jìn)行對(duì)比分析，得到以下結(jié)論。

1)當(dāng)減徑量小于10 mm時(shí)，最好使用入口錐角為 2.5°的輥型;

2)當(dāng)減徑量在14 mm左右時(shí)，應(yīng)使用入口錐角為 3.5°的輥型。

實(shí)驗(yàn)中軋件的變形規(guī)律與數(shù)值模擬中大致相同。

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