大擴徑斜軋穿孔過程的熱-力耦合分析

尹元德，黃浩，李勝祗，李學進，毛艷俠

(1.安徽工業大學 冶金工程學院，安徽 馬鞍山 243002；2.河北力通聯無縫鋼管有限公司，河北 滄州 061000 )

大擴徑斜軋穿孔過程的熱-力耦合分析

尹元德1，黃浩1，李勝祗1，李學進2，毛艷俠1

(1.安徽工業大學 冶金工程學院，安徽 馬鞍山 243002；2.河北力通聯無縫鋼管有限公司，河北 滄州 061000 )

采用自行設計的五段式擴徑頂頭的大擴徑斜軋穿孔工藝，將實心圓管坯一次穿制成大口徑空心毛管，可以將擴徑率提高至70%，突破了錐形輥穿孔擴徑率30%的極限，大大減少能源消耗，提高金屬成材率，減少管坯規格，顯著降低大口徑熱軋無縫鋼管的生產成本。本文借助于有限元分析軟件Simufact對大擴徑斜軋穿孔過程進行三維熱力耦合模擬，分析大擴徑斜軋穿孔過程中的應力/應變狀態、力能參數、運動學參數、溫度分布、以及大口徑毛管的尺寸精度等，為大擴徑斜軋穿孔的工具設計及調整參數優化提供科學依據。

大擴徑穿孔；斜軋；數值模擬；應力/應變；溫度場

0 前言

大口徑無縫鋼管主要應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，是關系我國能源安全的重要產品[1]。大口徑熱軋無縫鋼管生產主要采用周期軋管機組、限動芯棒連軋管機組、自動軋管機組等[2]，由于受穿孔擴徑率限制，在要求獲取直徑較大的穿孔毛管外徑時，國內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縫鋼管生產成本。而國外一些發達國家，利用穿孔工藝，使得毛管的擴徑率能夠達到100%，大大降低了生產成本，使得同類產品在市場競爭中更具優勢[3]。當下無縫鋼管行業形勢嚴峻，穿孔能耗是衡量斜軋穿孔生產的一項重要指標[4]。而開發一種擴徑率大、能源消耗低、氧化燒損少、成材率高，顯著降低大口徑熱軋無縫鋼管生產成本的“大擴徑二輥斜軋穿孔+熱拔”短流程工藝技術顯得尤為迫切。

1 大擴徑斜軋穿孔頂頭設計

管坯穿孔是無縫管材生產的第一道變形工具，毛管的質量好壞將直接影響成品的質量[5]。

頂頭設計不僅要滿足變形工藝的要求，而且要使變形區沿頂頭均勻分配，有利于頂頭磨損均勻，減少頂頭磨損，使穿孔過程更加穩定[6]。它的質量好壞、壽命的高低，對無縫鋼管的質量、生產效率以及工廠效益都有重大影響[7]。因此，頂頭設計是實現大擴徑斜軋穿孔工藝的關鍵。目前，生產實際中常用頂頭由頂尖(平頂頭沒有)、穿孔錐、輾軋錐、反錐四段構成。其中，穿孔錐的主要作用是將實心管坯穿制成空心管，并實現大的減壁；輾軋錐的主要作用是輾軋毛管內壁，起到均壁作用，改善毛管壁厚精度。為了提高斜軋穿孔機擴徑能力，實現大擴徑斜軋穿孔，本文針對某鋼管有限公司其典型規格Φ270 mm的管坯穿制成Φ4 609 mm的毛管，對頂頭進行設計及計算調整參數，將頂頭設計成五段式：穿孔錐、輾軋錐、過渡段、擴徑輾軋錐、均壁輾軋錐。頂頭形狀如圖1所示，頂頭各部分尺寸見表1。

圖1 五段式擴徑頂頭

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

2 有限元模型的建立

2.1 穿擴過程工具參數和工藝及調整參數

本文以某鋼管有限公司現有設備及預期改造目標為基礎，利用非線性有限元軟件Simufact，對典型規格Φ270 mm管坯穿制成Φ4 609 mm毛管的大擴徑斜軋穿孔過程進行三維彈塑性熱力耦合有限元模擬，模型中所需設計的工具參數和工藝及調整參數分別見表2和表3。

表2 穿孔過程的工具參數

表3 穿孔過程工藝及調整參數

2.2 管坯尺寸、材質及單元劃分

管坯直徑DB=27 0mm，材質為30CrMoNiV，材料的熱物性參數(彈性模量、熱傳導系數、比熱容、熱膨脹系數)和變形抗力模型取自Simufact材料庫。模型中管坯長度L=800 mm，采用Simufact軟件自動網格劃分功能，共40 000個八節點六面體單元，軋件離散后的圖形如圖2所示。由于延伸系數(4.83)較大，金屬接觸頂頭后變形不均嚴重，引起網格畸變，故模擬過程中對軋件進行了多次網格重生[8]。

圖2 軋件有限元網格

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。在實際生產中，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，在模擬過程中，設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較小，摩擦因子取0.6。導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。金屬塑性加工過程中的熱傳導現象是一個復雜的熱力學問題，軋制過程中，軋件的自由表面存在熱傳導、對流和熱輻射三類熱邊界條件[9]。本模擬中軋件對環境的熱傳導系數為0.05 kW/(m2·℃)，對環境的輻射系數為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、頂頭和導板的熱傳導系數取為20 kW/(m2·℃)，它們和環境的熱輻射系數取為0.2 kW/(m2·℃)；功-熱轉換系數為0.9。建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 大擴徑斜軋穿孔三維有限元分析模型

3 模擬結果及分析

3.1 變形區應力分析

在研究無縫鋼管塑性加工問題時，變形區內的金屬變形規律和應力分布是一個研究重點，也是分析缺陷形成機理、工藝參數優化、工具設計等的基礎。內折疊是影響毛管表面質量的常見缺陷，其形成原因是管坯在接觸頂頭前已經預先形成孔腔，孔腔經過頂頭的輾軋作用，發展成了嚴重影響毛管質量的內折疊缺陷。研究表明[10]，形成孔腔位置的變形金屬處于特殊的應力/應變狀態，研究軋件在穿孔準備區的應力/應變狀態對確定合理工藝參數，改善毛管表面質量有重要意義。

為研究穿孔準備區管坯中心的應力狀態，特在管坯前端橫截面上插入了追蹤粒子，穿孔準備區管坯中心節點的正應力分布如圖4所示。從圖4中可看出，管坯與頂頭接觸前，受到軋輥作用方向的應力σy為壓應力，且σy的值逐漸增大；橫向應力σz為拉應力，σz整體為上升趨勢，但是上升過程中波動較大，最大應力值達38 MPa；軸向應力σx為拉應力，數值很小，稍有波動，主要是表層金屬軸向流動造成的附加拉應力。總體上看，軋件前端在接觸頂頭前，處于兩向拉應力、一向壓應力的應力狀態。

圖4 穿孔準備區中心點正應力變化

3.2 變形區應變分析

二輥斜軋時金屬的變形是斜軋理論中的一個基本問題，只有掌握了金屬的實際變形分布，方可揭示穿孔過程中軋件產生各種缺陷的工藝本質[11]。等效塑形應變是金屬塑性成形過程中的重要指標，它反映的是變形體內各質點的變形強度。整個穿擴過程中軋件縱剖面的等效應變變化過程如圖5所示。

由圖5a可以看出，當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變較大。從圖5b穿孔階段的應變分布可看出，和頂頭接觸的內表層等效應變最大，變形最為激烈，軋件外表層在軋輥作用下變形較大，但在穿孔段，中間層變形較小，說明變形深透性稍差，因此在軋制高合金鋼時，應防止因變形的難深透性造成裂紋、分層等缺陷；在輾軋段和擴徑階段，變形相對均勻。

圖5 軋件縱剖面上等效應變分布

3.3 變形區溫度場分析

在斜軋穿孔過程中，對于難變形和高合金鋼種，由于其對溫度的敏感性，不僅軋制溫度變化時其材料強度發生較大變化，而且有的會使變形過程難以進行。在數值模擬過程中，管坯的初始溫度場為均勻溫度場，穿孔過程中軋件的溫度場主要取決于軋件表面與周圍環境的熱交換、與變形工具間的熱傳導及金屬塑性變形產生的變形熱。軋件穿擴過程溫度場分布如圖6所示。

圖6 軋件縱截面上的溫度分布

從圖中6a可以看出，軋件在穿孔準備區中的溫度場與應變場相類似，也呈“U”形分布，軋件的外層和內層相比較中間層溫度較低，但從圖5a所示的應變場可以看出，軋件外層與軋輥相接觸，變形較劇烈，因此產生的變形熱較多，但軋輥的溫度較低，與軋件接觸發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，所產生的變形熱很難與外界產生熱交換，因此使得中間層溫度高；而內層金屬變形量較小，所產生的變形熱要較外部金屬產生的變形熱要小的多，并且周圍環境與軋件存在熱輻射，從而造成內部金屬的溫度較低。當軋件與頂頭相接觸時，軋件與頂頭接觸的內表面應變最大，變形最為激烈，但由于頂頭溫度較低，與軋件發生熱交換吸收了大量的熱，導致軋件與頂頭接觸的內表面溫降大于溫升，溫度大幅度降低。從圖6b中可以看出穿孔階段溫度由內表面到外表面逐漸升高，靠近外表面溫升較大，溫升達到100℃，這是因為穿孔段完成了穿孔過程中絕大部分的變形，變形非常激烈，產生了大量的變形熱。同時由于軋輥的軋制力增大，使得表面摩擦力增大，產生大量的摩擦熱。這與文獻[12]所得的結論基本相似。在擴徑階段，軋件溫度分布較為均勻，與穿孔階段相比稍有下降，主要原因是擴孔階段變形量較小，產生變形熱較少，同時，與工具接觸及周圍環境熱輻射產生溫降綜合所致。

3.4 力能參數分析

力能參數是鋼管斜軋機工具設計和設備設計中的主要參數，力能參數確定不夠精確往往會使得設備強度設計的過大而造成浪費，或設計過分薄弱而造成設備事故，甚至導致不能正常生產[13]。因此，掌握力能參數的精確值可以為工具的合理設計、變形制度分配、設備安全評定、用最小的能耗生產出合格產品及設備剛度設計提供科學依據。

3.4.1 軋制力分析

圖7為穿擴過程軋制力隨時間變化的曲線。從圖中可以看出，當軋件開始咬入到軋件與頂頭相接觸時，軋制力呈線性迅速增大，當軋件到達孔喉處時，軋輥的入口錐上軋制力達到最大值，約為2.7 MN；當軋件通過孔喉之后開始與出口錐接觸，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，在軋制過程中，出現一段軋制力減小的區域。隨后，入口錐軋制力趨于穩定，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；在擴徑段，軋制力繼續呈線性增大，一直達到最高值約為4 MN。到穩定段以后，軋制力基本平穩。

圖7 軋制力隨時間變化曲線

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度和工作的穩定性，特別是當穿制長厚壁毛管時，頂桿往往由于直徑小和長度大，而不能承受很大的軸向力。有時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大，使得穿孔過程很不穩定，容易造成嚴重的壁厚不均，甚至造成穿廢現象發生。同時軸向力的大小對于了解頂頭前坯料中心的應力狀態以及分析頂頭鼻部損壞原因很重要，因此，確定斜軋穿孔時頂頭軸向力的大小具有很重要的意義。

如圖8所示，在穿擴過程中，當軋件開始與頂頭相接觸時，受到頂頭軸向阻力，頂頭力開始迅速上升，到達孔喉處，軸向力基本平穩在7MN左右，之后，頂頭力呈線性增長，直至穿孔結束，最大頂頭力達到1.48MN；在穿孔段與擴孔段的過渡段，頂頭力略有下降，擴孔時，頂頭力也基本呈線性增大，至擴孔結束最大頂頭力為1.8MN，穩定軋制后，頂頭力也基本趨于穩定。

圖8 頂頭軸向力隨時間變化曲線

3.5 運動學參數分析

斜軋穿孔過程中，由于軋輥相對于軋制線傾斜布置，即送進角和輾軋角的存在，變形區內軋輥接觸表面上某點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，周向速度使軋件旋轉，所以軋件是以螺旋運動的形式通過變形區的。當內外變形工具構成的變形區確定之后，軋輥提供給軋件的運動速度場決定著金屬的變形，通過運動速度場的分析，可以為工藝優化提供科學依據[14]。

由圖9a所示的軋制穩態時的軋件軸向(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算公式：

Wx=Pωgsinαcosβ

(1)

式中,R為出口處軋輥半徑；ωg為軋輥轉速。

對應出口處軋輥半徑經測量R≈586mm，軋輥轉速ωg=100 r/min，送進角α=8°，輾軋角β=15°，代入公式(1)計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，軋件與導板接觸處的Y向速度大約為750 mm/s，軋件與導板接觸處的Z向速度大約為5 550 mm/s。

圖9 變形區出口軋件速度分布

出口處軋件的切向速度計算公式：

(2)

因此，根據公式(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

出口處切向滑動系數

ηox=Vt/Wt=5600/6076≈0.92

3.6 毛管尺寸精度分析

錐形輥穿孔機在變形量的分配上，可承擔較大變形，從而減少了軋管機的變形，穿孔擴徑率可達30%。而本文設計的大擴徑斜軋穿孔擴徑率

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

毛管幾何輪廓尺寸是判斷大擴徑斜軋穿孔技術研發成功與否的主要依據之一。為了準確分析穿制毛管的橫向壁厚及輪廓尺寸，在毛管出口穩定段取4個橫截面切片進行分析，切片編號越大，表示該切片越靠近軋件端部一側。各個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，與目標壁厚9.0 mm 有1 mm的差距，因此，可通過減小頂頭直徑尺寸來達到目標壁厚。橫向壁厚不均度較好，不超過1.5%；軋件的橫向輪廓尺寸比目標值偏小，縱向輪廓尺寸比目標值大，整體的輪廓橢圓度系數約為1.05～1.07之間。

4 結論

(1)大擴徑斜軋穿孔過程中，管坯中心在穿孔準備區的正應力狀態表現為(+，-，+)；

(2)等效應變在穿孔準備區呈“U”形分布，軋件中間層金屬相較于外表層和中心區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)軋件在穿孔準備區溫度場呈“U”形分布，管坯中間層溫度最高；穿擴30CrMoNiV鋼時穿孔階段最大溫升達100℃，為制定溫度制度提供依據；

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

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

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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

安徽高校自然科學研究重點項目資助(KJ2016A806)

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

TG333.8

A

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