尹元德，黃浩，李勝祗，李學(xué)進(jìn)，毛艷俠

(1.安徽工業(yè)大學(xué) 冶金工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002；2.河北力通聯(lián)無(wú)縫鋼管有限公司，河北 滄州 061000 )

大擴(kuò)徑斜軋穿孔過(guò)程的熱-力耦合分析

尹元德1，黃浩1，李勝祗1，李學(xué)進(jìn)2，毛艷俠1

(1.安徽工業(yè)大學(xué) 冶金工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002；2.河北力通聯(lián)無(wú)縫鋼管有限公司，河北 滄州 061000 )

采用自行設(shè)計(jì)的五段式擴(kuò)徑頂頭的大擴(kuò)徑斜軋穿孔工藝，將實(shí)心圓管坯一次穿制成大口徑空心毛管，可以將擴(kuò)徑率提高至70%，突破了錐形輥穿孔擴(kuò)徑率30%的極限，大大減少能源消耗，提高金屬成材率，減少管坯規(guī)格，顯著降低大口徑熱軋無(wú)縫鋼管的生產(chǎn)成本。本文借助于有限元分析軟件Simufact對(duì)大擴(kuò)徑斜軋穿孔過(guò)程進(jìn)行三維熱力耦合模擬，分析大擴(kuò)徑斜軋穿孔過(guò)程中的應(yīng)力/應(yīng)變狀態(tài)、力能參數(shù)、運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)、溫度分布、以及大口徑毛管的尺寸精度等，為大擴(kuò)徑斜軋穿孔的工具設(shè)計(jì)及調(diào)整參數(shù)優(yōu)化提供科學(xué)依據(jù)。

大擴(kuò)徑穿孔；斜軋；數(shù)值模擬；應(yīng)力/應(yīng)變；溫度場(chǎng)

0 前言

大口徑無(wú)縫鋼管主要應(yīng)用于石油天然氣管線管、壓力容器管、高壓鍋爐管及軍工用管等，是關(guān)系我國(guó)能源安全的重要產(chǎn)品[1]。大口徑熱軋無(wú)縫鋼管生產(chǎn)主要采用周期軋管機(jī)組、限動(dòng)芯棒連軋管機(jī)組、自動(dòng)軋管機(jī)組等[2]，由于受穿孔擴(kuò)徑率限制，在要求獲取直徑較大的穿孔毛管外徑時(shí)，國(guó)內(nèi)普遍采取的方法是增加管坯和頂頭直徑，而大直徑管坯不僅加熱溫度均勻性差，而且燃料消耗高，金屬燒損高，大大增加大口徑熱軋無(wú)縫鋼管生產(chǎn)成本。而國(guó)外一些發(fā)達(dá)國(guó)家，利用穿孔工藝，使得毛管的擴(kuò)徑率能夠達(dá)到100%，大大降低了生產(chǎn)成本，使得同類產(chǎn)品在市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)中更具優(yōu)勢(shì)[3]。當(dāng)下無(wú)縫鋼管行業(yè)形勢(shì)嚴(yán)峻，穿孔能耗是衡量斜軋穿孔生產(chǎn)的一項(xiàng)重要指標(biāo)[4]。而開(kāi)發(fā)一種擴(kuò)徑率大、能源消耗低、氧化燒損少、成材率高，顯著降低大口徑熱軋無(wú)縫鋼管生產(chǎn)成本的“大擴(kuò)徑二輥斜軋穿孔+熱拔”短流程工藝技術(shù)顯得尤為迫切。

1 大擴(kuò)徑斜軋穿孔頂頭設(shè)計(jì)

管坯穿孔是無(wú)縫管材生產(chǎn)的第一道變形工具，毛管的質(zhì)量好壞將直接影響成品的質(zhì)量[5]。

頂頭設(shè)計(jì)不僅要滿足變形工藝的要求，而且要使變形區(qū)沿頂頭均勻分配，有利于頂頭磨損均勻，減少頂頭磨損，使穿孔過(guò)程更加穩(wěn)定[6]。它的質(zhì)量好壞、壽命的高低，對(duì)無(wú)縫鋼管的質(zhì)量、生產(chǎn)效率以及工廠效益都有重大影響[7]。因此，頂頭設(shè)計(jì)是實(shí)現(xiàn)大擴(kuò)徑斜軋穿孔工藝的關(guān)鍵。目前，生產(chǎn)實(shí)際中常用頂頭由頂尖(平頂頭沒(méi)有)、穿孔錐、輾軋錐、反錐四段構(gòu)成。其中，穿孔錐的主要作用是將實(shí)心管坯穿制成空心管，并實(shí)現(xiàn)大的減壁；輾軋錐的主要作用是輾軋毛管內(nèi)壁，起到均壁作用，改善毛管壁厚精度。為了提高斜軋穿孔機(jī)擴(kuò)徑能力，實(shí)現(xiàn)大擴(kuò)徑斜軋穿孔，本文針對(duì)某鋼管有限公司其典型規(guī)格Φ270 mm的管坯穿制成Φ4 609 mm的毛管，對(duì)頂頭進(jìn)行設(shè)計(jì)及計(jì)算調(diào)整參數(shù)，將頂頭設(shè)計(jì)成五段式：穿孔錐、輾軋錐、過(guò)渡段、擴(kuò)徑輾軋錐、均壁輾軋錐。頂頭形狀如圖1所示，頂頭各部分尺寸見(jiàn)表1。

圖1 五段式擴(kuò)徑頂頭

頂頭直徑Dp/mm422輾軋錐錐角/(°)6.54頂頭長(zhǎng)度/mm952輾軋錐長(zhǎng)度/mm90頂尖直徑/mm27.5過(guò)渡段長(zhǎng)度/mm20頂尖長(zhǎng)度/mm3.0擴(kuò)徑輾軋錐錐角/(°)5.5～12.5穿孔錐圓弧半徑/mm1300擴(kuò)徑輾軋錐長(zhǎng)度/mm233.5穿孔錐長(zhǎng)度/mm405.5均壁輾軋錐錐角/(°)3～6

2 有限元模型的建立

2.1 穿擴(kuò)過(guò)程工具參數(shù)和工藝及調(diào)整參數(shù)

本文以某鋼管有限公司現(xiàn)有設(shè)備及預(yù)期改造目標(biāo)為基礎(chǔ)，利用非線性有限元軟件Simufact，對(duì)典型規(guī)格Φ270 mm管坯穿制成Φ4 609 mm毛管的大擴(kuò)徑斜軋穿孔過(guò)程進(jìn)行三維彈塑性熱力耦合有限元模擬，模型中所需設(shè)計(jì)的工具參數(shù)和工藝及調(diào)整參數(shù)分別見(jiàn)表2和表3。

表2 穿孔過(guò)程的工具參數(shù)

表3 穿孔過(guò)程工藝及調(diào)整參數(shù)

2.2 管坯尺寸、材質(zhì)及單元?jiǎng)澐?/p>

管坯直徑DB=27 0mm，材質(zhì)為30CrMoNiV，材料的熱物性參數(shù)(彈性模量、熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容、熱膨脹系數(shù))和變形抗力模型取自Simufact材料庫(kù)。模型中管坯長(zhǎng)度L=800 mm，采用Simufact軟件自動(dòng)網(wǎng)格劃分功能，共40 000個(gè)八節(jié)點(diǎn)六面體單元，軋件離散后的圖形如圖2所示。由于延伸系數(shù)(4.83)較大，金屬接觸頂頭后變形不均嚴(yán)重，引起網(wǎng)格畸變，故模擬過(guò)程中對(duì)軋件進(jìn)行了多次網(wǎng)格重生[8]。

圖2 軋件有限元網(wǎng)格

2.3 邊界條件

(1)摩擦條件。變形工具與軋件之間均遵循剪切摩擦定律。在實(shí)際生產(chǎn)中，為了改善咬入條件，通常將軋輥入口錐做刻槽、噴砂處理，而出口錐不作此處理。因此，在模擬過(guò)程中，設(shè)置軋輥的入口錐與軋件的接觸摩擦因子為0.9，而出口錐與軋件接觸面間摩擦相對(duì)較小，摩擦因子取0.6。導(dǎo)板和軋件接觸面間的摩擦因子取0.4。由于頂頭表面有氧化膜，具有潤(rùn)滑作用，故頂頭和軋件接觸面間的摩擦因子取0.25。

(2)傳熱邊界條件。金屬塑性加工過(guò)程中的熱傳導(dǎo)現(xiàn)象是一個(gè)復(fù)雜的熱力學(xué)問(wèn)題，軋制過(guò)程中，軋件的自由表面存在熱傳導(dǎo)、對(duì)流和熱輻射三類熱邊界條件[9]。本模擬中軋件對(duì)環(huán)境的熱傳導(dǎo)系數(shù)為0.05 kW/(m2·℃)，對(duì)環(huán)境的輻射系數(shù)為0.2 kW/(m2·℃)；軋輥視作溫度為150℃恒溫剛性體，頂頭視作溫度為400℃恒溫剛性體，軋輥、頂頭和導(dǎo)板的熱傳導(dǎo)系數(shù)取為20 kW/(m2·℃)，它們和環(huán)境的熱輻射系數(shù)取為0.2 kW/(m2·℃)；功-熱轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.9。建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 大擴(kuò)徑斜軋穿孔三維有限元分析模型

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 變形區(qū)應(yīng)力分析

在研究無(wú)縫鋼管塑性加工問(wèn)題時(shí)，變形區(qū)內(nèi)的金屬變形規(guī)律和應(yīng)力分布是一個(gè)研究重點(diǎn)，也是分析缺陷形成機(jī)理、工藝參數(shù)優(yōu)化、工具設(shè)計(jì)等的基礎(chǔ)。內(nèi)折疊是影響毛管表面質(zhì)量的常見(jiàn)缺陷，其形成原因是管坯在接觸頂頭前已經(jīng)預(yù)先形成孔腔，孔腔經(jīng)過(guò)頂頭的輾軋作用，發(fā)展成了嚴(yán)重影響毛管質(zhì)量的內(nèi)折疊缺陷。研究表明[10]，形成孔腔位置的變形金屬處于特殊的應(yīng)力/應(yīng)變狀態(tài)，研究軋件在穿孔準(zhǔn)備區(qū)的應(yīng)力/應(yīng)變狀態(tài)對(duì)確定合理工藝參數(shù)，改善毛管表面質(zhì)量有重要意義。

為研究穿孔準(zhǔn)備區(qū)管坯中心的應(yīng)力狀態(tài)，特在管坯前端橫截面上插入了追蹤粒子，穿孔準(zhǔn)備區(qū)管坯中心節(jié)點(diǎn)的正應(yīng)力分布如圖4所示。從圖4中可看出，管坯與頂頭接觸前，受到軋輥?zhàn)饔梅较虻膽?yīng)力σy為壓應(yīng)力，且σy的值逐漸增大；橫向應(yīng)力σz為拉應(yīng)力，σz整體為上升趨勢(shì)，但是上升過(guò)程中波動(dòng)較大，最大應(yīng)力值達(dá)38 MPa；軸向應(yīng)力σx為拉應(yīng)力，數(shù)值很小，稍有波動(dòng)，主要是表層金屬軸向流動(dòng)造成的附加拉應(yīng)力。總體上看，軋件前端在接觸頂頭前，處于兩向拉應(yīng)力、一向壓應(yīng)力的應(yīng)力狀態(tài)。

圖4 穿孔準(zhǔn)備區(qū)中心點(diǎn)正應(yīng)力變化

3.2 變形區(qū)應(yīng)變分析

二輥斜軋時(shí)金屬的變形是斜軋理論中的一個(gè)基本問(wèn)題，只有掌握了金屬的實(shí)際變形分布，方可揭示穿孔過(guò)程中軋件產(chǎn)生各種缺陷的工藝本質(zhì)[11]。等效塑形應(yīng)變是金屬塑性成形過(guò)程中的重要指標(biāo)，它反映的是變形體內(nèi)各質(zhì)點(diǎn)的變形強(qiáng)度。整個(gè)穿擴(kuò)過(guò)程中軋件縱剖面的等效應(yīng)變變化過(guò)程如圖5所示。

由圖5a可以看出，當(dāng)管坯咬入軋輥初始階段，軋件前端呈“漏斗”形，縱剖面的等效應(yīng)變呈“U”形分布，表明變形不均勻，軋件和軋輥接觸的外表面應(yīng)變較大。從圖5b穿孔階段的應(yīng)變分布可看出，和頂頭接觸的內(nèi)表層等效應(yīng)變最大，變形最為激烈，軋件外表層在軋輥?zhàn)饔孟伦冃屋^大，但在穿孔段，中間層變形較小，說(shuō)明變形深透性稍差，因此在軋制高合金鋼時(shí)，應(yīng)防止因變形的難深透性造成裂紋、分層等缺陷；在輾軋段和擴(kuò)徑階段，變形相對(duì)均勻。

圖5 軋件縱剖面上等效應(yīng)變分布

3.3 變形區(qū)溫度場(chǎng)分析

在斜軋穿孔過(guò)程中，對(duì)于難變形和高合金鋼種，由于其對(duì)溫度的敏感性，不僅軋制溫度變化時(shí)其材料強(qiáng)度發(fā)生較大變化，而且有的會(huì)使變形過(guò)程難以進(jìn)行。在數(shù)值模擬過(guò)程中，管坯的初始溫度場(chǎng)為均勻溫度場(chǎng)，穿孔過(guò)程中軋件的溫度場(chǎng)主要取決于軋件表面與周?chē)h(huán)境的熱交換、與變形工具間的熱傳導(dǎo)及金屬塑性變形產(chǎn)生的變形熱。軋件穿擴(kuò)過(guò)程溫度場(chǎng)分布如圖6所示。

圖6 軋件縱截面上的溫度分布

從圖中6a可以看出，軋件在穿孔準(zhǔn)備區(qū)中的溫度場(chǎng)與應(yīng)變場(chǎng)相類似，也呈“U”形分布，軋件的外層和內(nèi)層相比較中間層溫度較低，但從圖5a所示的應(yīng)變場(chǎng)可以看出，軋件外層與軋輥相接觸，變形較劇烈，因此產(chǎn)生的變形熱較多，但軋輥的溫度較低，與軋件接觸發(fā)生熱交換吸收大量的熱，溫降大于溫升；中間層變形也較為劇烈，所產(chǎn)生的變形熱很難與外界產(chǎn)生熱交換，因此使得中間層溫度高；而內(nèi)層金屬變形量較小，所產(chǎn)生的變形熱要較外部金屬產(chǎn)生的變形熱要小的多，并且周?chē)h(huán)境與軋件存在熱輻射，從而造成內(nèi)部金屬的溫度較低。當(dāng)軋件與頂頭相接觸時(shí)，軋件與頂頭接觸的內(nèi)表面應(yīng)變最大，變形最為激烈，但由于頂頭溫度較低，與軋件發(fā)生熱交換吸收了大量的熱，導(dǎo)致軋件與頂頭接觸的內(nèi)表面溫降大于溫升，溫度大幅度降低。從圖6b中可以看出穿孔階段溫度由內(nèi)表面到外表面逐漸升高，靠近外表面溫升較大，溫升達(dá)到100℃，這是因?yàn)榇┛锥瓮瓿闪舜┛走^(guò)程中絕大部分的變形，變形非常激烈，產(chǎn)生了大量的變形熱。同時(shí)由于軋輥的軋制力增大，使得表面摩擦力增大，產(chǎn)生大量的摩擦熱。這與文獻(xiàn)[12]所得的結(jié)論基本相似。在擴(kuò)徑階段，軋件溫度分布較為均勻，與穿孔階段相比稍有下降，主要原因是擴(kuò)孔階段變形量較小，產(chǎn)生變形熱較少，同時(shí)，與工具接觸及周?chē)h(huán)境熱輻射產(chǎn)生溫降綜合所致。

3.4 力能參數(shù)分析

力能參數(shù)是鋼管斜軋機(jī)工具設(shè)計(jì)和設(shè)備設(shè)計(jì)中的主要參數(shù)，力能參數(shù)確定不夠精確往往會(huì)使得設(shè)備強(qiáng)度設(shè)計(jì)的過(guò)大而造成浪費(fèi)，或設(shè)計(jì)過(guò)分薄弱而造成設(shè)備事故，甚至導(dǎo)致不能正常生產(chǎn)[13]。因此，掌握力能參數(shù)的精確值可以為工具的合理設(shè)計(jì)、變形制度分配、設(shè)備安全評(píng)定、用最小的能耗生產(chǎn)出合格產(chǎn)品及設(shè)備剛度設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

3.4.1 軋制力分析

圖7為穿擴(kuò)過(guò)程軋制力隨時(shí)間變化的曲線。從圖中可以看出，當(dāng)軋件開(kāi)始咬入到軋件與頂頭相接觸時(shí)，軋制力呈線性迅速增大，當(dāng)軋件到達(dá)孔喉處時(shí)，軋輥的入口錐上軋制力達(dá)到最大值，約為2.7 MN；當(dāng)軋件通過(guò)孔喉之后開(kāi)始與出口錐接觸，軋輥出口錐軋制力迅速增大，但增大的幅度要小于入口錐減小的幅度，因此，在軋制過(guò)程中，出現(xiàn)一段軋制力減小的區(qū)域。隨后，入口錐軋制力趨于穩(wěn)定，軋制力逐漸增大；在輾軋段軋制力又呈線性增大，但直線斜率相較于一次咬入段有一定減小；在擴(kuò)徑段，軋制力繼續(xù)呈線性增大，一直達(dá)到最高值約為4 MN。到穩(wěn)定段以后，軋制力基本平穩(wěn)。

圖7 軋制力隨時(shí)間變化曲線

3.4.2 頂頭軸向力分析

軸向力即為作用在頂頭和頂桿上的壓力，軸向力的大小直接影響著頂頭鼻部磨損情況以及頂桿的強(qiáng)度和工作的穩(wěn)定性，特別是當(dāng)穿制長(zhǎng)厚壁毛管時(shí)，頂桿往往由于直徑小和長(zhǎng)度大，而不能承受很大的軸向力。有時(shí)雖然頂桿承受很大的軸向力還不至于破壞，但由于頂桿的彎曲過(guò)大，使得穿孔過(guò)程很不穩(wěn)定，容易造成嚴(yán)重的壁厚不均，甚至造成穿廢現(xiàn)象發(fā)生。同時(shí)軸向力的大小對(duì)于了解頂頭前坯料中心的應(yīng)力狀態(tài)以及分析頂頭鼻部損壞原因很重要，因此，確定斜軋穿孔時(shí)頂頭軸向力的大小具有很重要的意義。

如圖8所示，在穿擴(kuò)過(guò)程中，當(dāng)軋件開(kāi)始與頂頭相接觸時(shí)，受到頂頭軸向阻力，頂頭力開(kāi)始迅速上升，到達(dá)孔喉處，軸向力基本平穩(wěn)在7MN左右，之后，頂頭力呈線性增長(zhǎng)，直至穿孔結(jié)束，最大頂頭力達(dá)到1.48MN；在穿孔段與擴(kuò)孔段的過(guò)渡段，頂頭力略有下降，擴(kuò)孔時(shí)，頂頭力也基本呈線性增大，至擴(kuò)孔結(jié)束最大頂頭力為1.8MN，穩(wěn)定軋制后，頂頭力也基本趨于穩(wěn)定。

圖8 頂頭軸向力隨時(shí)間變化曲線

3.5 運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)分析

斜軋穿孔過(guò)程中，由于軋輥相對(duì)于軋制線傾斜布置，即送進(jìn)角和輾軋角的存在，變形區(qū)內(nèi)軋輥接觸表面上某點(diǎn)的切線速度可分解成軸向速度和切向速度，其中軸向速度使軋件前進(jìn)，周向速度使軋件旋轉(zhuǎn)，所以軋件是以螺旋運(yùn)動(dòng)的形式通過(guò)變形區(qū)的。當(dāng)內(nèi)外變形工具構(gòu)成的變形區(qū)確定之后，軋輥提供給軋件的運(yùn)動(dòng)速度場(chǎng)決定著金屬的變形，通過(guò)運(yùn)動(dòng)速度場(chǎng)的分析，可以為工藝優(yōu)化提供科學(xué)依據(jù)[14]。

由圖9a所示的軋制穩(wěn)態(tài)時(shí)的軋件軸向(X向)出口速度分布看出，軋件的出口速度大約為600mm/s。出口處軋輥的軸向速度理論計(jì)算公式：

Wx=Pωgsinαcosβ

(1)

式中,R為出口處軋輥半徑；ωg為軋輥轉(zhuǎn)速。

對(duì)應(yīng)出口處軋輥半徑經(jīng)測(cè)量R≈586mm，軋輥轉(zhuǎn)速ωg=100 r/min，送進(jìn)角α=8°，輾軋角β=15°，代入公式(1)計(jì)算出口處軋輥的軸向速度

軋件Y、Z向速度分別如圖9b和9c所示。由圖9b所示的軋件Y向速度可以看出，軋件與軋輥接觸處的速度大約為5 500 mm/s，從圖9c所示的軋件Z向速度可以看出，軋件與軋輥接觸處的速度大約為750 mm/s；同樣地，從圖9b和圖9c可以看出，軋件與導(dǎo)板接觸處的Y向速度大約為750 mm/s，軋件與導(dǎo)板接觸處的Z向速度大約為5 550 mm/s。

圖9 變形區(qū)出口軋件速度分布

出口處軋件的切向速度計(jì)算公式：

(2)

因此，根據(jù)公式(2)可算出出口處軋件的切向速度

出口處軋輥的切向速度計(jì)算公式如下

Wt=Rωgcosα

(3)

因此，出口處軋輥的切向速度為

出口處切向滑動(dòng)系數(shù)

ηox=Vt/Wt=5600/6076≈0.92

3.6 毛管尺寸精度分析

錐形輥穿孔機(jī)在變形量的分配上，可承擔(dān)較大變形，從而減少了軋管機(jī)的變形，穿孔擴(kuò)徑率可達(dá)30%。而本文設(shè)計(jì)的大擴(kuò)徑斜軋穿孔擴(kuò)徑率

擴(kuò)徑率提高至70%，突破了錐形輥穿孔擴(kuò)徑率30%的極限，大大減少能源消耗，提高金屬成材率，減少管坯規(guī)格，顯著降低大口徑熱軋無(wú)縫鋼管的生產(chǎn)成本。

毛管幾何輪廓尺寸是判斷大擴(kuò)徑斜軋穿孔技術(shù)研發(fā)成功與否的主要依據(jù)之一。為了準(zhǔn)確分析穿制毛管的橫向壁厚及輪廓尺寸，在毛管出口穩(wěn)定段取4個(gè)橫截面切片進(jìn)行分析，切片編號(hào)越大，表示該切片越靠近軋件端部一側(cè)。各個(gè)切片的橫向平均壁厚、最大壁厚、最小壁厚、橫向最大壁厚偏差及輪廓尺寸及外輪廓橢圓度系數(shù)如表4所示。

表4 毛管橫截面壁厚精度及真圓度分析

從表4可以看出，軋件的橫向平均壁厚約為8.0 mm左右，與目標(biāo)壁厚9.0 mm 有1 mm的差距，因此，可通過(guò)減小頂頭直徑尺寸來(lái)達(dá)到目標(biāo)壁厚。橫向壁厚不均度較好，不超過(guò)1.5%；軋件的橫向輪廓尺寸比目標(biāo)值偏小，縱向輪廓尺寸比目標(biāo)值大，整體的輪廓橢圓度系數(shù)約為1.05～1.07之間。

4 結(jié)論

(1)大擴(kuò)徑斜軋穿孔過(guò)程中，管坯中心在穿孔準(zhǔn)備區(qū)的正應(yīng)力狀態(tài)表現(xiàn)為(+，-，+)；

(2)等效應(yīng)變?cè)诖┛诇?zhǔn)備區(qū)呈“U”形分布，軋件中間層金屬相較于外表層和中心區(qū)域金屬變形更為激烈；穿孔階段軋件中間層金屬相較于外表層和管壁內(nèi)表層金屬塑性變形較小，變形滲透性差，穿制難變形高合金鋼應(yīng)防止因變形的難滲透性造成裂紋、分層等缺陷傾向；

(3)軋件在穿孔準(zhǔn)備區(qū)溫度場(chǎng)呈“U”形分布，管坯中間層溫度最高；穿擴(kuò)30CrMoNiV鋼時(shí)穿孔階段最大溫升達(dá)100℃，為制定溫度制度提供依據(jù)；

(4)采用自行設(shè)計(jì)的五段式擴(kuò)徑頂頭及工藝調(diào)整參數(shù)的大擴(kuò)徑斜軋穿孔工藝，將擴(kuò)徑率提高至70%，突破了錐形輥穿孔擴(kuò)徑率30%的極限；

(5)采用自行設(shè)計(jì)的頂頭和工藝及調(diào)整參數(shù)的大擴(kuò)徑斜軋穿孔工藝，穿孔效率可達(dá)0.73，穿制的大口徑毛管橫向壁厚不均度在1.5%以內(nèi)，毛管真圓度為1.05～1.07之間。

[1] 劉豐，王帥偉，陳雷，等. 大口徑厚壁無(wú)縫鋼管孔隙性缺陷的焊合問(wèn)題[J]. 塑性工程學(xué)報(bào)，2014, 21(04): 101-108.

[2] 李曉紅. 國(guó)內(nèi)大口徑無(wú)縫鋼管生產(chǎn)發(fā)展的裝備選擇[J]. 鋼管, 2007, 35(06): 4-11.

[3] Chihiro HAYASI，TomioYAMAKA. Influences Skew of Angles Piercing Ratio, Expansion on Available Piercing Size Ratio. Feed, Cross and Rangein Rotary Piercing Process[J]. ISIJ International, 1998, 38(11): 1255-1261.

[4] 肖東，王繼春，毛志忠，等. 穿孔效率與能耗的建模與綜合優(yōu)化[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2013, 25(01):14-22.

[5] 李勝祗，孫中建. 斜軋穿孔機(jī)孔型優(yōu)化系統(tǒng)的研制[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào)，1998,10(05):15-18.

[6] 王金良. 淺談穿孔機(jī)的工具設(shè)計(jì)[J]. 科技創(chuàng)新與生產(chǎn)力，2013 (02): 82-84.

[7] 王斌，易丹青，吳伯濤，等. 無(wú)縫鋼管穿孔頂頭失效形式分析及提高使用壽命的研究進(jìn)展[J]. 材料導(dǎo)報(bào)，2006, 20(06):82-84.

[8] M. C. Lee, M. S. Joun, J. K. Lee. Adaptive Tetrahedral Element Generation and Refinement to Improve the Quality of Bulk Metal Forming Simulation[J]. Finite Element in Analysis and Design, 2007(43): 788-802.

[9] L. Lazi, M. L. Jugovi, . Grubii. Energy Transformation During the Pierce Process in the Production of Seamless Pipes[J]. Acta Metallurgica Slovaca, 2016, 22(01): 60-67.

[10]李勝祗，陳大宏，孫中建. 二輥橫軋圓坯過(guò)程的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)及破裂的傾向性[J]. 鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2003, 15(01): 67-70.

[11]尹元德，李勝祗，康永林，等.大口徑P92厚壁管斜軋穿孔分層缺陷形成傾向性研究[J]. 熱加工工藝，2012, 41(13): 13-17.

[12]白麗楊，李勝祗，周志楊. 錐形輥斜軋穿孔過(guò)程溫度場(chǎng)的研究[J]. 安徽工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2015,32(04):315-340.

[13]陸璐，王照旭，王輔忠. 斜軋穿孔過(guò)程力能參數(shù)理論計(jì)算研究[J]. 吉林大學(xué)學(xué)報(bào)(信息科學(xué)版)，2012,30(03):306-310.

[14]V. P. Romanenko, D. V. Sizov. Evaluation the Adequacy of a Mathematical Model of the Piercing of a Billet into an Ultra-Thick-Walled Shell on a Two-High Rotary Rolling Mill[J]. Metallurgist, 2014, 57(09-10): 830-836.

Thermo-mechanical analysis of large diameter expandingskew rolling piercing process

YIN Yuan-de1, HUANG Hao1, LI Sheng-zhi1, LI Xue-jin2, MAO Yan-xia1

(1.School of Metallurgy Engineering, Anhui University of Technology, Ma’anshan 243002, China;2.Hebei Litonglian Seamless Steel Tube Co., Ltd., Cangzhou 061000, China)

This paper used a self-designed expanding plug which has five stages, the large diameter expanding skew rolling piercing technology could directly pierce the solid round billet into the large diameter hollow tube, increasing the expanding rate to 70%, which broke through the limit of 30% of expanding rate of cone-type piercer. It greatly reduces energy consumption, improving the metal yield, reducing round billet specifications, and significantly reduces the large diameter hot-rolled seamless steel tube production cost. With the aid of the finite element software Simufact, a 3D thermo-mechanical simulation was presented on the large diameter expanding skew rolling piercing process. It was analyzed that stress-strain, temperature field, mechanical parameters, kinematic parameters and dimensional precision of pierced shell on expanding skew rolling piercing process, which provides scientific bases for tools design and parameters adjustment.

large diameter expanding piercing; skew rolling; numerical simulation; stress/strain; temperature field

2016-10-29；

2016-11-26

安徽高校自然科學(xué)研究重點(diǎn)項(xiàng)目資助(KJ2016A806)

尹元德(1970-)，男，副教授，博士，主要從事管板成形工藝及數(shù)值模擬研究.

TG333.8

A

1001-196X(2017)02-0065-07