二輥周期冷軋管機(jī)孔型側(cè)壁開口度分析

二輥周期冷軋管機(jī)孔型側(cè)壁開口度分析

張志娜，雙遠(yuǎn)華，張志武，周研

(太原科技大學(xué)，太原 030024)

摘要：通過選取不同的軋輥孔型側(cè)壁開口度對(duì)管材軋制質(zhì)量，生產(chǎn)效率等方面的影響著手，分析研究軋制變形階段孔型側(cè)壁開口度變化趨勢(shì)，并結(jié)合生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)的取值特點(diǎn)，綜合考慮不同規(guī)格管材在軋制過程中的變形特點(diǎn)及材料特性，對(duì)已有孔型側(cè)壁開口度計(jì)算公式進(jìn)行修正處理，提出新的設(shè)計(jì)公式。最后通過有限元模擬對(duì)軋制過程進(jìn)行數(shù)值分析驗(yàn)證可行性，為軋輥孔型加工提供參考依據(jù)。

關(guān)鍵詞：孔型；側(cè)壁開口度；冷軋管；修正；有限元

收稿日期：2015-01-13

作者簡介：張志娜(1989-)，女，碩士研究生，主要研究方向?yàn)橹芷诶滠埞軝C(jī)孔型設(shè)計(jì)及其工藝參數(shù)優(yōu)化。

中圖分類號(hào)：TG332+.5文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

二輥周期冷軋管機(jī)軋輥的孔型設(shè)計(jì)對(duì)軋制過程中的力能參數(shù)及所軋出管子的質(zhì)量精度有很大影響[1]?？仔蛡?cè)壁開口度作為孔型設(shè)計(jì)中的一個(gè)重要參數(shù)，其選擇恰當(dāng)與否將直接影響所軋管子的質(zhì)量和軋機(jī)的產(chǎn)量。此外大量的生產(chǎn)實(shí)踐表明，開口過小，鋼管表面就會(huì)出現(xiàn)耳子，開口過大，金屬的橫向流動(dòng)加大，此時(shí)由于金屬的不均勻變形使得軋輥輥縫處金屬受到的附加應(yīng)力急劇增加，這對(duì)于軋制塑性差的金屬或軋制已經(jīng)硬化的金屬都有可能出現(xiàn)拉裂現(xiàn)象，還會(huì)使所軋出的管子出現(xiàn)大的橢圓度，成為廢品。總之孔型側(cè)壁開口度的過大過小，都將惡化管子的壁厚不均勻變形，影響管子質(zhì)量降低生產(chǎn)產(chǎn)量，間接增加生產(chǎn)成本。故為軋出具有良好精度和質(zhì)量的鋼管，需尋找出一個(gè)合適的孔型側(cè)壁開口度變化曲線。

近幾年來，諸多學(xué)者將研究的視角更多的集中于對(duì)整機(jī)設(shè)備的研發(fā)，對(duì)于孔型側(cè)壁開口度的研究相對(duì)較少。早期陶德鑫先生基于銅管的軋制，提出在孔型軋槽壓縮段處最適宜的開口角為30~40°和相應(yīng)的孔型寬度計(jì)算公式[2]。李永春先生基于實(shí)際生產(chǎn)情況對(duì)蘇聯(lián)提出的HNTN-HT3孔型設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了簡化和修正[3]，總結(jié)出新的孔型設(shè)計(jì)方法。對(duì)孔型寬度變化曲線進(jìn)行了重新的定義。但其設(shè)計(jì)公式存在經(jīng)驗(yàn)選取系數(shù)，且系數(shù)選用僅適用于HNTN-HT3設(shè)計(jì)方法，具有一定局限性。

本文基于傳統(tǒng)孔型側(cè)壁開口度設(shè)計(jì)公式，綜合考慮不銹鋼在往復(fù)輾軋過程中塑性變形特點(diǎn)，及軋制過程中變形階段減徑減壁段的合理分配問題，結(jié)合大量實(shí)際生產(chǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)該理論公式進(jìn)行了修正優(yōu)化，得出新的設(shè)計(jì)公式，為生產(chǎn)加工提供理論參考。最后利用三維仿真模擬軟件DEFORM對(duì)新的數(shù)據(jù)建模分析，以進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算公式的可行性。

1設(shè)計(jì)原理

二輥周期冷軋管機(jī)孔型設(shè)計(jì)主要是針對(duì)軋制變形階段的孔型設(shè)計(jì)。變形階段由減徑段、壁厚壓下段、預(yù)精整段和定徑段構(gòu)成。在減徑階段，鋼管外徑減小，壁厚有所增加，在軋制過程中這種變形是最不理想的變形過程，應(yīng)盡量減小管壁的增厚。在壁厚壓下段，金屬在軋槽的作用下發(fā)生強(qiáng)迫寬展。因此，在確定軋槽寬度時(shí)，應(yīng)將其考慮在內(nèi)[4]。適宜的軋槽寬度將會(huì)在不影響鋼管縱向延伸的情況下適度產(chǎn)生橫向?qū)捳骨也划a(chǎn)生耳子。故在設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量做到留出合理的軋槽寬度最大限度的降低強(qiáng)迫寬展，使其不致產(chǎn)生過大的軋制力。然而軋槽寬度確定的恰到與否又更多的受孔型側(cè)壁開口度影響，故在得到合理的軋槽寬度時(shí)，應(yīng)先得到合理的孔型側(cè)壁開口度值。

圖1　壓下段變形特點(diǎn)

圖1表示了二輥周期冷軋管機(jī)在送進(jìn)一段距離后，軋輥軋到接近中間位置時(shí)的軋制情況。此時(shí)隨著減徑的完成，被輾軋過的管子緊貼在芯棒上，壁厚有所增加。在軋輥上從m點(diǎn)到n點(diǎn)接觸弧上的孔型直徑是連續(xù)不斷減小的，而實(shí)際被軋管子的直徑在n點(diǎn)大于m點(diǎn)，即管子的實(shí)際直徑大于軋槽的基圓直徑。為能成功的軋出管子，就要使得n點(diǎn)孔型寬度大于m點(diǎn)，以免出現(xiàn)咬邊。此時(shí)需要合適的側(cè)壁開口，即開口度fx(如圖2所示)，以適應(yīng)管子直徑變化。

e:偏心距　 R x:軋槽半徑　 f:輥縫

孔型側(cè)壁開口度的確定主要受以下幾個(gè)因素影響：(1)送進(jìn)量；(2)延伸率；(3)孔型錐度；(4)管子的彈性；(5)管端的橢圓度；(6)孔型的磨損[5]。此外，針對(duì)其不同鋼種的不同材料特性，各自具有不同的延伸性及寬展性，故在孔型側(cè)壁開口度計(jì)算時(shí)也應(yīng)將其考慮在內(nèi)，以適應(yīng)不同鋼種的軋制。目前理論的孔型側(cè)壁開口度計(jì)算公式為送進(jìn)量、孔型錐度、延伸率的乘積(按式(1)表示)[6]。

fx=KTmμx(tgγx-tgα)+Knmμtxtgα

(1)

式中：KT=1.8~1.05考慮其強(qiáng)迫寬展和工具磨損系數(shù)(起始截面采用大的數(shù)值末端截面采用小的數(shù)值)；

Kn—水平壓扁系數(shù)，約取0.7；

m—軋制時(shí)送進(jìn)量，mm；

α—芯棒錐度角的1/2；

Dp—管坯外徑，mm；

Dx—計(jì)算斷面的孔型直徑，mm；

L—變形階段長度，mm；

Sp—管坯壁厚，mm；

Sx—計(jì)算斷面的壁厚，mm；

i—分段數(shù)。

受經(jīng)驗(yàn)和生產(chǎn)條件的限制，該公式并不能很好的應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)加工。在大量的生產(chǎn)實(shí)踐中，設(shè)計(jì)人員根據(jù)自己的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)對(duì)孔型側(cè)壁開口度的設(shè)定值進(jìn)行局部修改以得到合適的孔型側(cè)壁開口度值。然而這一修正過程針對(duì)性強(qiáng)、適用范圍窄，且試改周期長。圖3為某廠針對(duì)四種不同規(guī)格管材軋制孔型側(cè)壁開口度的修正值同理論值的對(duì)比，由圖可發(fā)現(xiàn)采用該公式所得開口度值均較小。如此在軋制過程中會(huì)產(chǎn)生較大的金屬變形抗力，不利于金屬的塑性變形，影響所軋管材的組織性能。此外，由于不銹鋼含碳量較低，軋制過程中粘性較大，芯棒易產(chǎn)生較大的軸向力。對(duì)此，本文將所軋管材材料性能考慮在內(nèi)，結(jié)合大量生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)通過數(shù)值回歸擬合對(duì)該公式進(jìn)行修正處理，得到式(2)：

fx=KTmμx(tgγx-tgα)+Knmμtxtgα+kxf(Dp,i)

(2)

式中： kx—材料影響系數(shù)；

f(Dp,i)—針對(duì)不同規(guī)格管材軋制形狀函數(shù)。

圖3是反映了生產(chǎn)孔型側(cè)壁開口度經(jīng)驗(yàn)值同理論值(式(1)計(jì)算所得值)的變化情況。由圖分析可看出，計(jì)算孔型側(cè)壁開口度值均較小，不能滿足生產(chǎn)使用。且式(1)在使用過程中更適應(yīng)于小規(guī)格管材的軋制。因此在式(2)中，依據(jù)不同材料在碾壓過程中的塑性變化特點(diǎn)，引入材料影響系數(shù)kx；

同時(shí)考慮到在軋制不同規(guī)格管材時(shí)不同壓下量在變形階段減徑段同減壁段分配的影響，提出修正函數(shù)f(Dp,i)，以此對(duì)式(1)進(jìn)行修正處理。

2設(shè)計(jì)驗(yàn)證與結(jié)果

2.1數(shù)值對(duì)比

以KPW·25·VMR二輥周期冷軋管軋機(jī)為依托，利用式(2)和式(1)分別對(duì)φ16×2 mm-φ8×1 mm規(guī)格的軋輥孔型側(cè)壁開口度進(jìn)行計(jì)算，并繪制成圖4，以比較其差異。

圖4　變形段各截面孔型側(cè)壁開口度值變化

圖4是對(duì)式(1)、式(2)計(jì)算值同實(shí)驗(yàn)修正所得值的對(duì)比分析，由圖可以初步確定公式所得數(shù)值基本滿足生產(chǎn)需求。最后，結(jié)合其他孔型參數(shù)建立三維模型，對(duì)其進(jìn)行有限元仿真模擬分析。

2.2模擬分析

通過采用三維模擬軟件DEFORM-3D對(duì)二輥周期式冷軋管機(jī)軋制304不銹鋼管的完整軋制過程進(jìn)行有限元模擬。分析軋制過程中軋制力，軸向力變化特點(diǎn)及孔型填充變化情況。初步驗(yàn)證孔型設(shè)計(jì)的可行性，為生產(chǎn)工藝提供參考。

2.2.1工藝參數(shù)的設(shè)定

管坯材質(zhì)為不銹鋼304，其相關(guān)材料參數(shù)可從DEFORM-3D的材料庫中讀取。冷軋規(guī)程為管坯φ16×2 mm→管材φ8×1 mm.軋制過程中，送進(jìn)量m=4 mm，延伸系數(shù)μΣ=4.181，回轉(zhuǎn)角θ=30°，軋輥周向面與管材外表面及芯棒與管材內(nèi)表面摩擦系數(shù)μ=0.01，軋輥位移邊界條件為U=410 mm，軋輥直徑Φ軋輥=197.5 mm，工作變形階段l變形段=300 mm，精整段l精整段=70 mm.考慮到是實(shí)際生產(chǎn)中軋輥、芯棒的材質(zhì)為高合金鋼，相對(duì)不銹鋼304來說其強(qiáng)度大、硬度高，僅會(huì)發(fā)生很小的彈性變形，故在軋制中將其視為剛形體。

圖5　二輥周期式冷軋管軋制過程有限元示意圖

2.2.2軋制力變化

軋輥孔型側(cè)壁開口度對(duì)軋制過程中力能參數(shù)的影響即表現(xiàn)在改變軋輥同軋件接觸區(qū)域的大小。當(dāng)孔型側(cè)壁開口度小時(shí)，軋槽寬度小，軋槽側(cè)壁同軋件的接觸面積較大[7]。然而由于孔型脊部金屬變形優(yōu)先于孔型側(cè)壁處金屬，此時(shí)管壁拉伸受到軋槽表面同金屬之間摩擦阻力的限制，使得側(cè)壁處金屬處于較強(qiáng)的應(yīng)力狀態(tài)，繼而產(chǎn)生較大金屬變形抗力，造成鋼管的不均勻變形加劇，產(chǎn)生較大的軋制力?？仔蛡?cè)壁開口度增大時(shí)，孔型側(cè)壁對(duì)軋件的法向應(yīng)力減弱，金屬橫向流動(dòng)增多，繼而寬展增大。由此造成輥縫處金屬增多，亦導(dǎo)致金屬不均勻變形程度加劇，使軋制力增大。

使用圖4計(jì)算結(jié)果建立三維模型，通過對(duì)軋制過程的仿真模擬得到如圖6中a、b所示的正反行程軋制力變化情況對(duì)比。圖6為軋制第25道次后，軋輥正反行程的軋制力在各截面分布情況。由圖可以看出在鋼管回轉(zhuǎn)送進(jìn)后的減徑段均會(huì)產(chǎn)生較大軋制力，這是由于鋼管的回轉(zhuǎn)送進(jìn)，返行程時(shí)鋼管寬的部分轉(zhuǎn)到接近垂直的平面，窄的部分轉(zhuǎn)到近水平面，故使軋制力有所增加。采用式1(圖a)所提供孔型側(cè)壁開口度時(shí)軋制力均很較大，而采用式2(圖b)所提供孔型側(cè)壁開口度時(shí)軋制力變化相對(duì)平穩(wěn)且值小。軋制力的減小和改善可有效的減小軋機(jī)在往復(fù)輾軋過程中的沖擊，提高軋機(jī)使用壽命。同時(shí)降低金屬在輾軋過程中的不均勻變形繼而改善組織性能提高軋機(jī)生產(chǎn)效率。

圖6　軋制力分布曲線

2.2.3軸向力分析

在軋制過程中，芯棒軸向力由fx(g)+Ffx兩項(xiàng)構(gòu)成，其中fx(g)為芯棒抱緊力，其存在源于鋼管塑性變形后，芯棒同金屬產(chǎn)生的粘結(jié)作用的結(jié)果，且對(duì)于不銹鋼軋制尤為嚴(yán)重。Ffx為瞬時(shí)變形區(qū)中芯棒對(duì)鋼管內(nèi)表面的摩擦阻力，其受軋制力的影響，其分布情況同軋制力的分布情況密切相關(guān)，具有相同的分配原則，亦隨軋制周期的結(jié)束而消失[8]。fx(g)而在變形區(qū)長度上是積累變形作用力，其會(huì)隨著孔型側(cè)壁開口度的減小而增大，故需選擇合理的孔型側(cè)壁開口度可以減弱芯棒同金屬的粘結(jié)，減小脫棒力，提高生產(chǎn)效率。圖7為軋制第25道次后，軋輥正反行程的軸向力分布情況。由圖可知其分布規(guī)律基本和軋制力變化情況相一致，且返行程軸向力大于正向行程軸向力。原因在于返行程軋制時(shí)孔型整個(gè)表面上的摩擦力方向同機(jī)架運(yùn)行方向相同；此外，返行程時(shí)金屬已充滿孔型側(cè)壁開口，使得金屬作用在軋輥上的垂直壓力增大，繼而產(chǎn)生較大軸向力。合理的孔型側(cè)壁開口度有助于減小軸向力，繼而使鋼管易于從芯棒上脫開，提高生產(chǎn)效率。由圖7可以看出在此孔型設(shè)計(jì)參數(shù)條件下并未產(chǎn)生過大的軸向力，且其數(shù)值變化規(guī)律基本符合軋制要求。

2.2.4孔型填充狀態(tài)分析

圖7　軸向力分布曲線

如圖8為軋制第28道次結(jié)束時(shí)管子在不同階段的變形情況，此道次管子已在不斷送進(jìn)回轉(zhuǎn)中軋至精整段。A為在第27道次結(jié)束后，管子剛送進(jìn)4 mm，回轉(zhuǎn)30°即將軋制時(shí)的金屬填充孔型狀態(tài)，此時(shí)管材發(fā)生回轉(zhuǎn)壁厚較厚段旋轉(zhuǎn)至軋槽脊部附近，較薄部分逐漸轉(zhuǎn)離軋槽脊部；圖B是第28次軋制到變形階段中間位置時(shí)(即行程位移為150 mm處)金屬填充孔型狀態(tài)，此時(shí)軋管運(yùn)行到壁厚壓下階段，由圖可以看出此時(shí)壁厚基本處于均勻變形狀態(tài)壁厚得到改善；圖C是軋輥軋制變形階段結(jié)束，精整段起始處(即行程位移為300 mm處)管材變形狀態(tài)。由A、B、C可以看出在軋制過程中管材壁厚變化均勻，并未出現(xiàn)過大的橢圓度及耳子。

圖8　孔型充滿變化

3結(jié)論

通過對(duì)孔型側(cè)壁開口度理論值及生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)值的比較分析，綜合考慮材料寬展變形特點(diǎn)、材料特性及現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)條件等因素，對(duì)原有理論公式進(jìn)行重新整理，得到新的孔型側(cè)壁開口度計(jì)算公式，為生產(chǎn)提供了理論基礎(chǔ)。

基于所提公式，通過對(duì)軋制φ16×2 mm→φ8×1 mm管材軋制過程的有限元模擬，驗(yàn)證其可行性，為該套規(guī)格不銹鋼管材軋制生產(chǎn)工藝提供參考依據(jù)。

通過對(duì)模擬結(jié)果的分析即軋制力的對(duì)比分析、軸向力分析及軋制過程中管子填充孔型狀態(tài)的分析可知，該組數(shù)值可有效的改善軋制過程中不均勻變形現(xiàn)象，且避免了耳子和過大橢圓度的出現(xiàn)。

參考文獻(xiàn)：

[1]盧于逑，付希才，劉懷文,等.LD型冷軋管機(jī)軋輥孔型開口角對(duì)力參數(shù)和鋼管精度的影響[J].鋼管技術(shù)，1985(1)：1-8.

[2]陶德鑫.冷軋管子的孔型軋槽寬度[J].金屬學(xué)報(bào)，1965(3)：302-310.

[3]李永春.ХПТ冷軋管機(jī)孔型設(shè)計(jì)的簡化計(jì)算方法[J].鞍鋼技術(shù)，1979(8)：33-39.

[4]雙遠(yuǎn)華.現(xiàn)代無縫鋼管生產(chǎn)技術(shù) [M].北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2008.

[5]RANDDALL S N，李裕華.用皮爾格冷軋管機(jī)生產(chǎn)管子[J].重型機(jī)械，1972(2)：59-71.

[6]白連海，朱旭.我國冷軋管設(shè)備工藝技術(shù)的發(fā)展[J].鋼管，2012(4)：1-6.

[7]李正仁.二輥周期式冷軋管機(jī)軋制壓力計(jì)算[J].鋼管技術(shù)，1984(2)：7-12.

[8]付希才，盧于逑.周期式冷軋管機(jī)的軋制軸向力[J].武漢鋼鐵學(xué)院學(xué)報(bào)，1987(2)：49-55.

Analysis of Roll Gap for Two-high Pilger Cold Rolling Mill

ZHANG Zhi-na，SHUANG Yuan-hua，ZHANG Zhi-wu，ZHOU Yan

(Taiyuan University of Science and Technology，Taiyuan 030024，China)

Abstract：This study analyes the change of roll gap in wall-thickness reduction zone under the influence of roll gap on the pipe rolling quality and producvtivity，as well as combining with the data of production.all kinds of materials during the cold rolling were considered to modify the computational formula and provide new design formula.Finally，the finite element numerical simulation of rolling process verified its feasibility，and the data for process was provided.

Key words：roll pass，cold rolling tube，sidewall opening，modify，finite element