周玉雄,林高用, 雷玉霞,王 宏,張勝華

(1.中南大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙 410083)(2. 江蘇太倉市金鑫銅管有限公司，江蘇 蘇州 215412)

傳統(tǒng)的銅管生產(chǎn)方式主要采用 “實心錠—穿孔擠壓—(冷軋)—拉伸”法，即“擠壓法”?！皵D壓法”無法生產(chǎn)大長度的管材，且擠壓時穿孔料頭、擠壓脫皮、壓余等工藝廢料通常占到錠坯重量的20-30%，因此“擠壓法”生產(chǎn)銅管成品率較低，該方法現(xiàn)在逐漸受到新型的高效短流程銅管生產(chǎn)技術(shù)的挑戰(zhàn)。目前銅管加工的新技術(shù)有水平連鑄空心錠坯-行星軋制”法，即“鑄軋法”，該技術(shù)已成功應(yīng)用于紫銅和白銅管的大量生產(chǎn)，然而對于H65等普通黃銅來說卻未能實現(xiàn)，這是因為行星軋制的溫升過高(高達700℃)，而黃銅在200℃～700℃會發(fā)生脆性轉(zhuǎn)變，軋制易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。國內(nèi)部分企業(yè)正在嘗試采用另外一種無擠壓的高效短流程銅管加工技術(shù)，即“水平連鑄管坯—皮爾格冷軋開坯—拉拔”法進行黃銅管生產(chǎn)， 采用該技術(shù)已能成功生產(chǎn)紫銅管和α單相黃銅管，但對于H65黃銅管的加工尚存在一定的困難。H65有較寬的主成份范圍，屬于介于α單相和α+β黃銅的一種合金，其加工工藝較難把握。采用冷軋方式開坯時，若工藝控制不當，管坯中的溫升仍可能引發(fā)β′，脆性相的析出，加上冷軋時不均勻變形嚴重，兩軋輥間開口部位的管坯將承受較大附加拉應(yīng)力，于是冷軋時容易產(chǎn)生表面裂紋[1-4]。目前，除了本文作者外，對H65黃銅的冷軋開坯工藝尚無任何報導(dǎo)。

本文結(jié)合生產(chǎn)試驗，采用有限元數(shù)值模擬技術(shù)對H65黃銅管冷軋變形開展深入分析，研究成形過程中的溫度和附加應(yīng)力分布，由此為工藝優(yōu)化提供依據(jù)。

1 有限元建模

1.1 模型簡化

皮爾格冷軋管是一小段 m長的管坯在由孔型和芯棒所構(gòu)成的、尺寸逐漸減少的環(huán)形間隙中進行減徑和減壁厚的過程。整個過程是周期性、高度非穩(wěn)態(tài)的過程，每一小段m長的管坯軋制到成品管尺寸都必須經(jīng)歷十幾次到幾十次的輾軋周期，每個周期又由正行程、反行程、管料送進和旋轉(zhuǎn)部分(如圖1所示，旋轉(zhuǎn)角度θ不能是360°/n，以避免回轉(zhuǎn)角的耦合)組成,且進程軋制又分為減徑段、壓下段、預(yù)精整段和精整段。因此，任何完全預(yù)測的從頭計算的有限元模擬是不現(xiàn)實的。為此對模型做如下簡化[5]：

(1)對于單送進單回轉(zhuǎn)的皮爾格冷軋管，由于反行程軋制時管料的變形主要是彈性變形，因此，本文將忽略反行程軋制，只模擬一個正行程的軋制過程；

(3)由于整個冷軋管過程變形主要發(fā)生在減徑段和壓下段，故只對減徑段和壓下段進行建模和分析，且工作段管坯的幾何模型是結(jié)合軋輥孔型和芯棒建立的。

圖1 特定Z坐標下的管坯(陰影部分)和孔型(粗實線)橫截面示意圖

1.2 模型參數(shù)設(shè)置

本文有限元模擬的初始管坯尺寸為φ81×8mm，成品管尺寸φ45×3mm。軋輥孔型和芯棒的幾何參數(shù)根據(jù)某公司使用的XⅡT-80圖紙確定，孔型工藝參數(shù)如表1所示，利用三維繪圖軟件Pro/E分別建立軋輥、工件、芯棒和擋板的實體模型，并在Pro/E中進行裝配，然后以stl格式導(dǎo)入DEFROM-3D軟件中，建立的三維有限元模型如圖2所示。

圖2 H65黃銅管皮爾格冷軋管三維有限元模型

管坯材質(zhì)為H65黃銅，其材料參數(shù)可直接從DEFORM-3D材料庫中導(dǎo)入，管坯定義為塑性體。軋輥、芯棒的材質(zhì)均采用GCr15鋼，其強度和硬度遠遠高于H65黃銅，在軋制過程僅會發(fā)生很小的彈性變形，故本模擬將軋輥、芯棒均定義為剛體。

(1)傳熱邊界條件的設(shè)置

為了研究冷軋管過程的溫升現(xiàn)象(變形熱和摩擦生熱)，將模擬控制方式選擇為變形和傳熱的耦合方式，確定傳熱邊界條件時考慮軋輥與坯料的接觸熱傳導(dǎo)、坯料與環(huán)境的對流和輻射傳熱以及潤滑乳液與管坯之間的熱傳導(dǎo)。

計算皮爾格冷軋管過程的溫度場時，涉及的內(nèi)熱源有以下兩種：一是塑性變形熱，即變形熱效應(yīng)，其表達式為

式中：σ為等效應(yīng)力；ε為平均變形速率；η為塑性功轉(zhuǎn)變熱的比例，Wertheimer[7]認為對大多數(shù)金屬而言，變形功的90%轉(zhuǎn)化成為熱量，故這里η取0.9；二是變形區(qū)接觸摩擦功轉(zhuǎn)化熱，單位時間內(nèi)因軋件與軋輥和芯棒的摩擦而產(chǎn)生的摩擦功均可由(2)式計算：

Wf=μp(φ)νf(2)

式中：μ為摩擦系數(shù)；p(φ)為軋制力的法向分量；νf為軋件與軋輥或芯棒的相對速度值；

皮爾格冷軋管過程的軋件的溫度場邊界面分為自由表面和軋件與軋輥的接觸表面，對于自由表面存在對流和輻射以及潤滑乳液對管坯的冷卻作用，其可統(tǒng)一表示為：

q=H(T-T∞) (3)

H=h+hf+hw(4)

hf=Eσ(T+T∞)×(T2+T∞2) (5)

式中：q為熱流密度；H為等效導(dǎo)熱系數(shù)；T、T∞分別為軋管表面和周圍環(huán)境溫度；h為對流傳熱系數(shù)，這里取0.02KW/(m2.K); hf為輻射傳熱系數(shù)；hw為噴射到管坯的乳液與管坯的傳熱系數(shù)，根據(jù)大量的試驗數(shù)據(jù)和模擬結(jié)果的吻合程度來看，取值為0.06 KW/(m2.K)較為合理；E為黑度，這里取0.6；σ為玻爾茲曼常數(shù)。

對于軋件與軋輥的接觸熱傳導(dǎo)可表示為：

qc=hc(T-Tt) (6)

式中：hc為接觸導(dǎo)熱系數(shù)，本文模擬取hc=11 KW/(m2.K)；T、Tt分別為軋件接觸部分表面溫度和軋輥接觸部分表面溫度。

(2)摩擦接觸條件的設(shè)置

冷軋管實際生產(chǎn)中，由于管坯外表面不斷更新潤滑乳液對其進行冷卻和潤滑，而內(nèi)表面卻無潤滑，故管坯與軋輥的接觸摩擦力相對較小，取剪切摩擦因子f=0.08，而管坯與芯棒和擋板的接觸摩擦力相對較大，取剪切摩擦因子f=0.12。

(3)運動條件的設(shè)置

模擬皮爾格冷軋管的過程中，為了防止管坯沿軸向發(fā)生剛體運動，需要在管坯尾部加一固定擋板。另外，軋制過程中，管坯在X、Y、Z方向都受到力的作用，為了防止軋制出來的管料發(fā)生振動和彎曲，需要對成品管前端面增加約束，使Vx=Vy=0(相當于實際導(dǎo)向輥的導(dǎo)向作用)。皮爾格冷軋管過程是軋輥的運動沿管坯軸向的直線運動和繞其自身的軸轉(zhuǎn)動的復(fù)合運動，為了實現(xiàn)運動的協(xié)調(diào)，本文模擬中軋輥的自轉(zhuǎn)速度為10.916rad/s,沿管坯軸向的速度為2406mm/s[8-10]。

2 試驗方法

某公司采用“水平連鑄管坯—冷軋開坯—拉拔”的技術(shù)方案進行了H65黃銅管的生產(chǎn)試驗研究，通過開展一系列工藝試驗和檢測分析，從熔煉、水平連鑄、冷軋、拉拔等工藝環(huán)節(jié)對H65黃銅管高效短流程工藝進行了系統(tǒng)優(yōu)化。本文重點對冷軋管工藝進行分析研究，本文取得的樣品均來自該公司生產(chǎn)試驗現(xiàn)場。

將經(jīng)粗磨、精磨和拋光后的試樣進行腐蝕(腐蝕劑為：5g三氯化鐵+ 15ml鹽酸+100ml蒸餾水)后，在4XC型金相顯微鏡上觀察樣品鑄態(tài)、軋管態(tài)的金相組織。

3 結(jié)果及分析

3.1 有限元模擬分析結(jié)果

(1)溫度場分布

正行程開軋時，假設(shè)管坯溫度分布是均勻的，開軋后管坯的溫度場分布取決于塑性變形產(chǎn)生的熱效應(yīng)、接觸摩擦生熱以及管坯與周圍環(huán)境的熱交換。圖3為管坯軋制到第260步時的溫度場分布情況，可以看出，孔型側(cè)壁開口處的管坯溫度相對較低，其溫升主要來自塑性功的轉(zhuǎn)換。而孔型脊部區(qū)域的管坯溫度相對較高(局部區(qū)域高達300℃，紅色顯示)，其溫升是變形熱效應(yīng)和摩擦生熱共同作用的結(jié)果。另外從

(待續(xù))