摘 要：全浮動(dòng)芯棒連軋過(guò)程中，芯棒因不受控制，處于自由浮動(dòng)狀態(tài)；與之相鄰的鋼管的受力狀態(tài)、變形情況等和二者之間的摩擦力密切相關(guān)。文章利用商用有限元軟件SuperForm建立的有限元模型，著重研究了不同芯棒摩擦條件對(duì)鋼管壁厚均勻性的影響。周向上，荒管外徑呈“V”字形分布，而壁厚呈“M”字形分布；縱向上，荒管外徑、壁厚均隨芯棒摩擦系數(shù)的增大而增大。

關(guān)鍵詞：全浮動(dòng)；摩擦；芯棒；壁厚

中圖分類號(hào)：TG335 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2095-2945（2017）27-0008-03

1 有限元模型的建立

金屬塑性加工中，工具與工件的接觸面上要發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)或有相對(duì)滑動(dòng)的趨勢(shì)，于是，在此接觸面上就存在阻礙這種滑動(dòng)的摩擦[1-3]。由于芯棒的速度不斷變化，再加上芯棒和毛管各處的表面狀況、潤(rùn)滑狀況不盡相同，因此實(shí)際上的芯棒摩擦系數(shù)在整個(gè)連軋過(guò)程中是變化的。根據(jù)寶鋼“竹節(jié)”攻關(guān)組測(cè)得的數(shù)據(jù)，芯棒摩擦系數(shù)一般在0.06～0.14之間波動(dòng)[4]。趙志毅等對(duì)寶山鋼鐵股份有限公司的全浮動(dòng)芯棒連軋管機(jī)組各機(jī)架軋制壓力、芯棒運(yùn)動(dòng)速度等一系列參數(shù)進(jìn)行了綜合測(cè)試，分析了軋件與芯棒間的摩擦狀態(tài)，并推算出兩者間在各機(jī)架處的摩擦系數(shù)（為0.033～0.074）[5]，該系數(shù)沿軋制方向呈增大的趨勢(shì)。作者綜合兩家意見(jiàn)，取芯棒與毛管間摩擦系數(shù)為0.03、0.07、0.11，分三組實(shí)驗(yàn)，研究不同芯棒摩擦系數(shù)的對(duì)荒管壁厚均勻性的影響。實(shí)驗(yàn)方案如表1所示：

本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ突趯氫摝?40mm全浮動(dòng)芯棒連軋管機(jī)組的Φ195mm孔型參數(shù)，由Φ218mm×18.75mm規(guī)格的毛管，軋制Φ195mm×10.25mm規(guī)格的荒管[6]。毛管長(zhǎng)度選取時(shí)，根據(jù)毛管橫截面面積和荒管橫截面面積之比，即總的延伸系數(shù)？滋總=1.9，一方面要考慮保證軋件能夠通過(guò)穩(wěn)定軋制區(qū)，另一方面也要考慮縮短計(jì)算時(shí)間，這里取L=1800mm，兩輥間距為300mm。軋輥與毛管之間摩擦系數(shù)，根據(jù)寶鋼現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)數(shù)據(jù)設(shè)置為0.3；芯棒直徑Dd=171.5mm。模擬的其他工藝參數(shù)基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的數(shù)據(jù)參見(jiàn)表2。由于連軋過(guò)程變形具有對(duì)稱性，故只研究毛管橫截面的1/4即可[7-11]。網(wǎng)格劃分采用8節(jié)點(diǎn)6面體等參單元，橫截面上32個(gè)單元，長(zhǎng)度上劃分190個(gè)單元，單元間距約9.5mm，共計(jì)6080個(gè)單元，連軋過(guò)程的有限元模型如圖1所示，模擬CPU時(shí)間約一天。

2 不同芯棒摩擦系數(shù)對(duì)荒管尺寸精度的影響

在建立模型時(shí)，沿毛管縱向上每隔三層單元作一橫向切片（單元集合），模擬結(jié)束時(shí)，從結(jié)果文件中提取出所作的切片，利用SuperForm中的相關(guān)命令將各切片單元轉(zhuǎn)化為外輪廓線；然后再利用SuperForm與CAD接口，將各切片的外輪廓線導(dǎo)出為.DWG文件；利用CAD方便快捷的測(cè)量荒管的壁厚與外徑[12]?；墓芡鈴郊氨诤竦腃AD測(cè)量圖如圖2所示。

2.1 某一芯棒摩擦系數(shù)時(shí)不同角度壁厚沿縱向的分布情況

圖3是芯棒摩擦系數(shù)為0.07時(shí)，不同角度的壁厚沿荒管縱向的分布情況。由圖可以看出，荒管壁厚橫向上分布極不均勻，30°及60°方向上的壁厚最厚，0°及90°方向上的壁厚最薄，兩者之差約達(dá)到了0.4mm，是名義10.25mm壁厚的4%?？梢?jiàn)，在孔型優(yōu)化時(shí)注意增大側(cè)壁區(qū)30°及60°方向上的壓下量、減小孔頂壓下量，以獲得橫向壁厚更加均勻的荒管。

2.2 不同摩擦系數(shù)時(shí)壁厚及外徑的周向分布情況

圖4為芯棒摩擦系數(shù)分別為0.03、0.07以及0.11時(shí)，荒管長(zhǎng)度1/2處的切片的外徑沿1/4橫截面周向的分布情況。由圖可以看出，在某一芯棒摩擦系數(shù)時(shí)，荒管外徑沿橫截面周向分布是不均勻的：從孔頂?shù)捷伩p處是先減小后增大的，45°側(cè)壁區(qū)的荒管外徑最小，即呈“V”字形分布，且這一趨勢(shì)隨著摩擦系數(shù)的增大愈發(fā)明顯。這是因?yàn)檫B軋機(jī)組為兩輥平立交錯(cuò)布置的，在徑向上0°或者90°方向上的金屬僅發(fā)生4次壓縮變形，而45°側(cè)壁區(qū)金屬累計(jì)受軋輥的8次輾壓變形；且最后一機(jī)架雖然是圓孔型，但是仍然存在孔型開(kāi)口，這就使得在45°側(cè)壁區(qū)荒管外徑最小，而0°或者90°方向上荒管外徑存在最大值。由圖還可以看出，以45°側(cè)壁區(qū)為分界線，荒管外徑分別隨著摩擦系數(shù)的增大而減小、隨著摩擦系數(shù)的增大而增大。

圖5為摩擦系數(shù)分別為0.03、0.07以及0.11時(shí)，荒管長(zhǎng)度1/2處的切片的壁厚沿荒管1/4橫截面周向的分布情況。由圖可以看出：（1）某一摩擦系數(shù)下，荒管壁厚沿橫截面周向分布是不均勻的：從孔頂（輥縫）到45°側(cè)壁區(qū)先增大再減小，從45°側(cè)壁區(qū)到輥縫（孔頂）也是先增大再減小，在45°側(cè)壁區(qū)有一個(gè)極小值，壁厚整體分布趨勢(shì)為“M”型。這是因?yàn)榭仔椭芟驂合虏痪鳈C(jī)架從孔頂至輥縫處徑向壓下量逐漸減小，8機(jī)架連軋結(jié)果就是孔頂（0°和90°方向上）荒管壁厚較??；而45°側(cè)壁區(qū)經(jīng)過(guò)8機(jī)架累積壓下量較大，荒管壁厚在此處出現(xiàn)一個(gè)極小值。（2）雖然荒管壁厚平均值是隨著芯棒摩擦系數(shù)的增大而增大的，但是荒管橫向壁厚絕對(duì)值、橫向壁厚相對(duì)值是基本保持不變的（橫向壁厚絕對(duì)值約為0.3mm、橫向壁厚相對(duì)值約為2.9%）。

2.3 不同摩擦系數(shù)時(shí)壁厚及外徑的縱向分布情況

圖6為摩擦系數(shù)分別為0.03、0.07以及0.11時(shí)，荒管外徑沿縱向分布情況。由圖可以看出，在某一芯棒摩擦系數(shù)下，荒管的外徑沿鋼管縱向從頭至尾是逐漸增大的。這可能是由于連軋過(guò)程中鋼管的溫度降低，塑性變差，變形抗力增大，外徑隨之增大[13-15]。由圖還可以看出，隨著摩擦系數(shù)的增大，荒管外徑在縱向上也是增大的。

圖7為摩擦系數(shù)分別為0.03、0.07以及0.11時(shí)，荒管壁厚沿縱向分布情況。可以看出，荒管壁厚在縱向上分布也是不均勻的，從頭至尾沿荒管縱向壁厚總體趨勢(shì)是增大的；且隨著芯棒摩擦系數(shù)的增大，壁厚的增大趨勢(shì)愈加明顯。芯棒摩擦系數(shù)為0.03時(shí)，荒管頭尾最大壁厚與最小壁厚差值僅為0.16mm；而芯棒摩擦系數(shù)為0.11時(shí)，該差值為0.28mm，增大了近75%。由此可見(jiàn)，改善芯棒潤(rùn)滑條件，可以有效減輕全浮動(dòng)芯棒連軋管的縱向壁厚不均勻度。endprint

3 結(jié)束語(yǔ)

本文研究了連軋過(guò)程中芯棒摩擦對(duì)荒管壁厚精度等的影響，揭示其規(guī)律性，主要的結(jié)論有：

（1）荒管外徑沿橫截面周向、縱向分布都是不均勻的。周向上，荒管外徑隨著摩擦系數(shù)的增大，從0-90°上呈“V”字形分布愈加明顯；縱向上，荒管外徑隨芯棒摩擦系數(shù)的增大而增大。

（2）荒管壁厚沿橫截面周向、鋼管縱向分布也都是不均勻的。沿橫截面周向呈“M”形分布；在縱向上從頭至尾有增厚趨勢(shì)，且芯棒摩擦系數(shù)為0.11時(shí)，較芯棒摩擦系數(shù)為0.03時(shí)壁厚不均增大了近75%。

綜上，改善芯棒潤(rùn)滑條件，可以有效減輕全浮動(dòng)芯棒連軋管的縱向壁厚不均。

參考文獻(xiàn)：

[1]李連詩(shī).鋼管塑性變形原理（上冊(cè)）[M].北京：冶金工業(yè)出版社，1985.

[2]王廷溥，齊克敏.金屬塑性加工學(xué)[M].北京：冶金工業(yè)出版社，2001.

[3]左大為，李重真，等.無(wú)縫管軋制變形區(qū)內(nèi)金屬流動(dòng)和摩擦力的實(shí)驗(yàn)研究[J].鋼管，1996（6）：1-5.

[4]張丕軍，盧于逑，等.連軋管“竹節(jié)”問(wèn)題的研究[J].鋼鐵，1995（2）：40-44.

[5]趙志毅，董凱，等.全浮動(dòng)芯棒連軋管機(jī)組軋件與芯棒速度及摩擦系數(shù)研究（上）[J].鋼管，2006，35（6）：17-21.

[6]萬(wàn)鋒，李勝祗，等.全浮動(dòng)芯棒連軋管機(jī)孔型對(duì)鋼種適應(yīng)性的模擬研究[J]鋼管，2013，42（6）：24-27.

[7]A.N.Bramley. Forming processes and simulation[A].Seventeenth National Conference on Manufacturing Research[C].Cardiff University， UK，17th，Sep 4-6，2001：3-10.

[8]李勝祗，尹元德，等.芯棒對(duì)連軋管軋制過(guò)程影響的三維有限元分析[J].重型機(jī)械，2005（1）：40-43.

[9]M.Vacance， E.Masson， J.L.Chenot. Multi stand pipe mill finite element model[J].Journal of Materials Processing Technology，1990，24：421-430.

[10]齊秀美，趙志毅，等.浮動(dòng)芯棒速度對(duì)鋼管連軋力學(xué)參數(shù)影響的有限元分析[J].材料工程，2010（8）：81-85

[11]趙志毅，齊秀美，等.全浮動(dòng)芯棒鋼管連軋金屬流動(dòng)的有限元分析[J].北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，32（2）：183-189.

[12]尹元德，李勝祗，等.AutoCAD在有限元模擬連軋管壁厚測(cè)量中的應(yīng)用[J].工程圖學(xué)學(xué)報(bào)，2006（1）：13-18.

[13]龔堯，周國(guó)盈.連軋鋼管[M].北京：冶金工業(yè)出版社，1992.

[14]張丕軍，盧于逑.連軋管機(jī)芯棒的能量傳遞作用[J].鋼鐵，1990，25（9）：31-34.

[15]洪慧平，趙志毅，等.T91鋼熱連軋管過(guò)程力學(xué)參數(shù)的有限元分析[J].特殊鋼，2006，27（5）：3-5.endprint