賈 宇，王寶峰，李建超，王瑞海

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

1 前言

在無(wú)縫鋼管生產(chǎn)中，定減徑作為熱軋無(wú)縫鋼管生產(chǎn)的最后一道荒管熱變形工序，其主要作用是消除前道工序造成的荒管外徑不一，以提高熱軋成品管的外徑精度和真圓度等［1］，因此，三輥微張力定減徑機(jī)得到了廣泛使用。

微張力減徑是相對(duì)于無(wú)張力和張力減徑之間的一種形式，系數(shù)較小一般為Z＜0.3。微張力減徑的工作原理，是借助一定數(shù)量的具有特定的軋輥孔型的機(jī)架，按給定的規(guī)律，依次縮減鋼管外徑的同時(shí)對(duì)鋼管縱向施加可微調(diào)比例的張力［2］，從而使之達(dá)到所需要的鋼管尺寸和要求。

本文基于某鋼廠生產(chǎn)φ140 mm×8 mm無(wú)縫鋼管過(guò)程中的8機(jī)架微張力減徑軋制工藝，利用ANSYS/LS-DYNA軟件的非線性有限元法對(duì)微張力減徑過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了鋼管減徑過(guò)程中等效應(yīng)力、等效應(yīng)變等參數(shù)分布以及鋼管經(jīng)過(guò)各機(jī)架時(shí)的壁厚變化，為合理制定減徑工藝提供參考。

2 模型的建立和假設(shè)

三輥微張力減徑軋制模型如圖1所示。在模擬計(jì)算過(guò)程中，做如下簡(jiǎn)化和假設(shè)［3］。(1)模擬過(guò)程中因?yàn)檐堉屏π?，所以忽略軋輥的變形，把軋輥看作剛體。(2)只對(duì)8機(jī)架的減徑機(jī)組的前3架減徑機(jī)組進(jìn)行模擬分析，后面幾架軋輥只是尺寸上的變化，暫時(shí)不做分析。

3 計(jì)算條件

有限元模擬計(jì)算中，采用ANSYS/LS-DYNA軟件中的SOLID164單元進(jìn)行模擬計(jì)算，要涉及到的參數(shù)有材料特性參數(shù)(彈性模量［4］、屈服應(yīng)力、密度等)、摩擦條件、速度條件等，部分工藝參數(shù)如表1所示。

表1 微張力減徑模擬軋制基本參數(shù)

4 模擬結(jié)果分析及討論

4.1 分析部位的選取

軋件局部三維網(wǎng)格圖如圖2所示。在分析過(guò)程中，提取局部具有代表意義的節(jié)點(diǎn)來(lái)進(jìn)行分析。在鋼管三維網(wǎng)格中間部位的某1/6橫截面上的單元上選取一些節(jié)點(diǎn)，具體選取的位置如圖3所示的16個(gè)典型位置。其中，1、2、3、4、5、6、7、8點(diǎn)分別為鋼管外表面上的節(jié)點(diǎn);9、10、11、12、13、14、15、16點(diǎn)為對(duì)應(yīng)管坯內(nèi)側(cè)壁上的8個(gè)節(jié)點(diǎn)。1、9兩個(gè)節(jié)點(diǎn)為第一和第三機(jī)架輥底處的節(jié)點(diǎn);8、16兩個(gè)節(jié)點(diǎn)為輥縫處節(jié)點(diǎn)［5］。

4.2 變形分析

荒管的軋制變形過(guò)程如圖4、圖5所示，由圖4a、圖4b可看到，鋼管外表面上和內(nèi)表面上沿周向分布各個(gè)節(jié)點(diǎn)的外徑和內(nèi)徑隨軋制時(shí)間的變化趨勢(shì)基本一致，但是在數(shù)值上略微有些差別。這是由于在軋制過(guò)程中荒管進(jìn)入軋機(jī)時(shí)，圓周上的各點(diǎn)并不是同時(shí)和軋機(jī)接觸，所以空心鋼管上各節(jié)點(diǎn)處所受到的徑向應(yīng)力、切向應(yīng)力和軸向應(yīng)力并不相等［6］，但差別比較小。從圖5中也能看到鋼管在經(jīng)過(guò)每個(gè)機(jī)架后，縱截面上的變形理論上是不均勻的，但由于各節(jié)點(diǎn)處的變形差別很小，在實(shí)際中可以忽略各個(gè)位置變形差別，近似認(rèn)為變形趨于均勻。

4.3 應(yīng)力分析

整個(gè)軋制過(guò)程分為咬入階段和穩(wěn)態(tài)軋制階段，第一機(jī)架軋輥主要是為了考慮來(lái)料外徑的波動(dòng)和方便咬入，軋件減徑率比較小，應(yīng)力和變形也就比較小，變形不明顯，所以不分析第一機(jī)架處的鋼管變形分析。圖6為鋼管經(jīng)過(guò)第二機(jī)架和第三機(jī)架軋輥時(shí)，外表面上沿軋制方向的等效應(yīng)力分布，最大應(yīng)力出現(xiàn)在鋼管與第三機(jī)架軋輥接觸位置，大小為130.2 MPa，最小應(yīng)力出現(xiàn)在兩架軋輥之間且經(jīng)過(guò)輥縫位置處，大小為26 MPa。這主要是由于軋件進(jìn)入孔型時(shí)，先與孔型的輥縫接觸，后于輥底接觸。因此，在發(fā)生壓扁變形時(shí)，在輥底處的接觸弧長(zhǎng)要大于輥縫處，使軋輥孔型與鋼管各部分的摩擦力大小分布不一，孔型頂部摩擦力最大，帶動(dòng)金屬軸向延伸大，導(dǎo)致輥底處的等效應(yīng)力大。從孔型出來(lái)后的軋件，在其表面上就出現(xiàn)等效應(yīng)力的分布梯度，從輥縫到輥底沿周向分布的等效應(yīng)力逐漸增大。

圖6 鋼管外表面沿軋制方向上的等效應(yīng)力等值線分布圖

圖7為鋼管在變形區(qū)內(nèi)經(jīng)過(guò)第三機(jī)架后沿橫斷面上的等效應(yīng)力分布圖。從圖7中可以看出，最大應(yīng)力出現(xiàn)在輥底處，大小為75.8 MPa;最小應(yīng)力出現(xiàn)在輥縫與輥底之間鋼管中間處，大小為7.23 MPa;比起輥底處的應(yīng)力，其實(shí)輥縫處的應(yīng)力也是很小的，只有15.8 MPa。因此，軋件在經(jīng)過(guò)每個(gè)軋機(jī)時(shí)，軋輥上的各部分施加給軋件的三向壓力的大小是不均勻的，輥底處要大于輥縫處。為了減少這種應(yīng)力的不均勻性，在三輥減徑時(shí)，把相鄰兩機(jī)架的軋輥軸線按60°夾角來(lái)分布，即相鄰兩架共六個(gè)軋輥的軸線投影為一正六角形［7］。鋼管三輥減徑過(guò)程中，金屬在前一機(jī)架與軋輥孔型頂部接觸的部分到下一機(jī)架時(shí)就處于輥縫處，這樣可以大大的降低應(yīng)力的不均勻性。

圖7 鋼管經(jīng)過(guò)第三機(jī)架后的出口斷面上的等效應(yīng)力等值線分布圖

4.4 壁厚分析

圖8是理論計(jì)算與模擬計(jì)算中的平均壁厚隨軋制時(shí)間變化的對(duì)比圖，從圖8中可以看出，壁厚的大小隨著軋制時(shí)間的變化趨勢(shì)總體上是增加的。根據(jù)最新的無(wú)縫鋼管實(shí)驗(yàn)手冊(cè)知，SL/DL＜0.1(SL、DL為來(lái)料壁厚與外徑)的薄壁管在任何減徑量下壁厚都是增加的，而此模擬中SL/DL=0.05，恰好屬于這個(gè)范圍之內(nèi)，所以壁厚總體上是增加的。同時(shí)從圖8可知另一規(guī)律，即在經(jīng)過(guò)每一個(gè)機(jī)架后，鋼管的壁厚都要出現(xiàn)瞬間的減小，然后在緩慢的上下波動(dòng)中減小。這是由于軋件剛出孔型時(shí)，受到彈力和微張力的作用使得壁厚出現(xiàn)快速的減小，而后彈力的作用逐漸減弱，只留下微張力起主要的作用，所以后來(lái)的壁厚只能在上下波動(dòng)中緩慢減少，直至在下一機(jī)架中的增加。

圖8 理論計(jì)算與模擬計(jì)算中的平均壁厚隨軋制時(shí)間變化的對(duì)比

其次，在圖8中也對(duì)模擬計(jì)算和理論計(jì)算的壁厚變化值進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)比發(fā)現(xiàn)兩條線的變化趨勢(shì)基本上趨于一致，只是在一些地方有很小的浮動(dòng)，這充分說(shuō)明了模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性。具體的差值大小從圖9可以明顯的看到，壁厚偏差僅為－0.13%～0.9%，壁厚精度較高，該微張力減徑工藝比較合理。

圖9 理論計(jì)算與模擬計(jì)算平均壁厚的差值隨軋制時(shí)間變化

5 結(jié)論

(1)從模擬計(jì)算的變形分析可知，通過(guò)使用三輥微張力減徑機(jī)組，鋼管變形的不均勻性降低了很多，能夠有效的克服鋼管的“內(nèi)六方”等缺陷，有利于提高產(chǎn)品的壁厚精度。

(2)鋼管在變形區(qū)內(nèi)，無(wú)論沿變形縱截面、還是橫截面上等效應(yīng)力的分布都是不均勻的，大致上可以認(rèn)為，輥底處的等效應(yīng)力要大于輥縫處，入口端的等效應(yīng)力大于出口端的。

(3)在軋制過(guò)程中，薄壁管的壁厚總體上發(fā)生了增壁現(xiàn)象。且變化規(guī)律和理論計(jì)算基本吻合。因此掌握減徑過(guò)程中的壁厚變化規(guī)律，對(duì)于正確制訂減徑工藝，保證產(chǎn)品壁厚精度是十分重要的。

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