三輥斜軋空心減徑的輥形設計及實驗驗證

賈尚武，王召林，劉松，帥全志

(1.中國重型機械研究院股份公司，西安 710000;2.山西王坪煤電有限責任公司，山西 朔州 036000;3.山西省太重煤機煤礦裝備成套有限公司，太原 030000)

在生產高精度小直徑無縫鋼管時，使用冷拔減徑工藝的較多。因冷拔工藝在生產過程中容易產生污染，現在被逐步淘汰。在生產小直徑無縫鋼管的中大型企業中使用定減徑工藝的較多，采用空心減徑的越來越多。其特點是單機減徑量大、工藝靈活、產品調整方便，適于小批量、多規格生產。文中基于小直徑無縫鋼管斜軋特性和鋼管變形的理論基礎，對三輥斜軋空心減徑過程的工藝原理進行研究，用有限元軟件分析輥型在斜軋過程中對鋼管變形的影響，并通過工業試驗對模擬結果進行驗證。

1 輥形設計[1－2]

根據經驗公式，軋輥最大直徑按式(1)校核:

式中:Dmax為軋輥的最大直徑;dmin為軋制后毛管的最小直徑;f'為相應兩個軋輥間的間隙，f＇=2.5 mm。

軋輥的入口錐角β1的計算如式(2):

式中:β1為軋輥的入口錐角;φ為軋制過程中的輾軋角;β1'為帶輾軋角時的入口錐角。

入口錐角β1減小時可以改善咬入條件和軋件內表面質量，但是入口錐角太小，軋件所受到軋輥的壓縮次數便會增多，影響成形結果。在實際生產過程中入口錐處可以設置成2個錐角。入口錐角通常取2.5°～4.3°。

三輥空心斜軋時軋輥的入口錐長度計算式為:

在計算軋輥均整段長度時，為確保軋件的壁厚均勻，軋輥均整段的長度必須使軋件任意截面上金屬在均整段上軋制2次以上，所以:

式中:DZ為荒管外徑，mm;α為送進角。式中的Zch用最大值代入。

均整段長度的選取由所生產鋼管的質量和精度決定。在實際生產過程中，當軋制過程中軋件的內徑與外徑之比小于0.5時，軋件必須在均整段上經過10次以上的整形才能消除軋件在咬入段及減徑段時產生的橢圓度。由于在文中所提到的軋件的內外徑之比要大于0.5，所以軋制時軋件在均整段內經歷2次以上的整形即可滿足要求。當帶輾軋角時平整段的輥面角近似于輾軋角φ。

在計算軋輥出口錐角的過程中，軋制厚壁管時，出口錐角β4可選2°～3°，軋制薄壁管時，可選3°～4°。當帶輾軋角時，有如下關系:

軋輥出口錐長度的計算如式(7):

對于 DZ/δZ≤12 的毛管，Δ =0.03(dz+ δz)，dz為軋后鋼管內徑，對于DZ/δZ＞12的管子，Δ取[0.4～0.5]DZ/δZ。

文中實驗采用的設備如圖1所示，此結構是基于50三輥穿軋機與阿塞爾軋機結構所設計的，最大可軋制坯料為50 mm的管坯。

圖1 實驗設備Fig.1 Laboratory equipment

由上述公式初步設計的輥型參數見表1。

依據上面的參數，使用三維建模軟件ProE建立軋件及軋輥的模型。輥型的二維及三維圖如圖2所示。

表1 輥型尺寸Table1 The dimensions of roll

圖2 輥型的二維和三維圖Fig.2 Roller-type two-dimensional and three-dimensional drawing

2 三輥斜軋過程的有限元仿真模擬

根據以上設計的輥型，應用ANSYS/LS-DYNA大變形彈塑性顯示分析動力學模塊，進行有限元模擬，分析輥型曲線對成形過程的影響。

2.1 有限元模型建立

在進行模擬時，將外徑為 φ42 mm，壁厚為4 mm，長度為150 mm的軋件劃分為3600個單元，進行網格劃分后的模型如圖3所示。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

模擬時設置的具體參數:軋制溫度為1050℃，動摩擦因子為0.25，靜摩擦因子為0.35，軋件的初速度為 0.05 m/s。

建立的模擬方案見表2。

表2 不同的輥型曲線對成形結果的影響Table2 The forming results with the different roll of curves

2.2 模擬結果與分析[3]

按照表2輥型進行模擬，即送進角為8°，壁厚為4 mm，減徑量為10 mm時，比較入口錐角為2.5°和3.5°時的軋制力以及應力應變情況。

2.2.1 軋制力分布

軋制力曲線如圖4所示。

圖4 軋制力分布曲線Fig.4 The rolling force distribution curves

由圖4可以發現，入口錐角為3.5°時的最大軋制力大于入口錐角為2.5°的最大軋制力，并發現入口錐角為3.5°時的軋制力曲線在最大軋制力附近擺動幅度較大且持續擺動，這說明當入口錐角為3.5°時的三輥斜軋空心過程不穩定。單元沿軋制方向的速度曲線如圖5所示，可以發現，入口錐角為2.5°時的軋件單元沿軋制方向的變形速度比較穩定，而入口錐角為3.5°時的軋件單元沿軋制方向的速度波動相對較大。當軋件逐漸咬入時，出現軋制速度突然降低的現象。這是因為剛開始軋件與軋輥接觸時有一個咬入的過程，這個時候接觸面積非常小，軋輥給軋件的摩擦力很小，但阻力相對較大。

2.2.2 應力與應變分布[4]

圖5 單元沿軋制方向的速度曲線Fig.5 Unit speed curve along the rolling direction

圖6 軋制過程中的應力分布Fig.6 Stress distribution of the the rolling process

入口錐角為3.5°時軋件在整個斜軋空心減徑過程中代表性時刻的應力分布如圖6所示。圖6a為剛開始時刻，軋制情況比較正常。從圖6b發現，出現了三角形截面，這符合三輥斜軋成形規律，但其中2個頂端已不明顯，過渡成圓弧，兩邊出現了新的頂端，且其中的2組拉壓應力均出現在新形成的錐形端部。斷面上出現了6個應力集中處，且頂端在一對應力的中間，即拉應力和壓應力中間，這也符合三輥成形規律。從圖6c發現，軋件端面出現不規則的五邊形，也出現了3個拉應力和3個壓應力。對比入口錐角為2.5°時產生的這種現象可以解釋為:其一，入口錐角變大導致軋件與軋輥的接觸面積太小，從模擬結果來看，軋制力比入口錐角為2.5°的大，所以導致軋件受到的單位應力變大，從而引起附加應力增大，使得軋件金屬向周向流動加快，從而產生多邊形;其二，從軋制力曲線可以看到，軋制過程極不穩定，軋制力不斷變化，導致軋件金屬在復雜應力作用下形成多邊形。

入口錐角為3.5°時軋制過程中各個時刻的應變分布如圖7所示，可以發現，入口錐角為3.5°時三輥斜軋空心減徑過程中的應變分布隨時間的變化由均勻變得不均勻。

從圖8可以發現，當軋件斜軋減徑后，軋件端面呈正四邊形，而且軋件表面產生明顯的螺紋狀，軋件壁厚極不均勻，內表面質量較差。

圖7 軋制過程中各個時刻的應變分布Fig.7 Strain distribution of the various moments in the rolling process

圖8 毛管前段成形后的形狀Fig.8 Shape of the front part of pipe blank after forming

3 實驗過程及結果

為了保證軋制過程的順利進行以及確保能夠正確反映真實的結果，在實驗的過程中對同一種方案進行多次測試，最后選擇共性的具有代表性的樣品進行分析。在實際試驗的過程中還將進行一些交叉的數據實驗，因此實際實驗的方案比模擬的方案多。下面用在給定相關參數進行試驗時選出的代表性樣品，說明相關參數對成形過程的影響規律。

軋輥在軋制成形過程中起著關鍵的作用，輥型設計合理是保證工藝成功的關鍵。由于三輥斜軋空心減徑過程中軋輥所受到的應力非常復雜，輥型設計一般不太可能通過純數學公式計算得到，一般根據現成的理論經驗公式計算出初步的輥型，然后使用輥型對軋制成形過程進行有限元模擬，同時通過改變輥型的參數來觀察不同輥型參數對軋制結果的影響，最后選擇出最合理的輥型。該次的模擬方案選用2組輥型進行試驗，最終選擇有利于軋制過程成形的輥型[5]。

采用方案1使用2種不同輥型進行軋制時所得到的具有代表性的實驗圖片如圖9所示，圖9a，b分別為采用入口錐角為2.5°與入口錐角為3.5°軋制后的結果。從實驗結果發現，當采用入口錐角為2.5°的輥型時，能保證軋制出小直徑無縫鋼管，所以在其他相關工藝參數相同且確定的情況下，與入口錐角為3.5°的輥型相比，從工藝角度來說，當減徑量小的情況下采用入口錐角為2.5°更合理。采用入口錐角為3.5°的輥型在軋制過程中會出現軋卡或四邊形現象，多次試驗結果基本相同。圖9c是入口錐角為3.5°的輥型所對應的軋件模擬后的結果，可見，實驗結果與模擬結果一致。當對2種不同輥型的方案進行軋制實驗時發現，在咬入段，兩者的軋制成形相差并不明顯，它們的變形都很均勻，軋制過程中，軋件都是經歷從圓截面到三角形截面的變形過程。當快接近均整段的時候，入口錐角為3.5°的輥型對應軋件的端面逐漸變成四邊形，有時會出現電機保護跳閘的情況。入口錐角為2.5°的輥型對應的軋件在接近均整變形區時金屬流動十分平緩和均勻，軋件前端面也從三角形截面逐步變為圓截面。綜上所述，最后認定采用入口錐角為2.5°的輥型合理。

圖9 輥型對軋制結果影響Fig.9 The rolling results with roll of curves

入口錐角為3.5°的輥型所對應的軋制過程出現四邊形現象[6]，其產生的原因很多，包括網格劃分不細，軋制條件的設定與真實有差別等。采用入口錐角為2.5°的輥型模擬出的結果較好，是因為軋件在軋制變形的過程中會產生復雜的應力、應變。在沿軋件切向方向上受切向壓縮，在軸向方向上受到軸向延伸變形，沿徑向方向上所受到的徑向壓縮是主要的變形，其余2種變形是次要的。由于在軋制過程中金屬會向著阻力小的方向流動，所以當軋件在徑向方向受到較大的阻力時金屬便沿著切向方向進行擴展，這使得軋件的橢圓度增加，最后造成軋卡。

從模擬結果結合實驗部分分析可以發現[7]，造成悶車及軋件截面呈四邊形的主要變形階段在減徑階段，主要原因為:斜軋減徑過程中軋制帶較長時不容易出現截面呈四邊形甚至發生悶車現象;當軋件端面上受到的最大等效應力分布比較對稱均勻時，軋制出來的毛管效果較好，反之，則易出現多邊形截面。通過分析，入口錐角為2.5°時，軋件與軋輥的接觸帶較長，比入口錐角為3.5°的軋制帶長20 mm左右，而且入口錐角為2.5°時軋件端面上的最大等效應力分布也較均勻，而入口錐角為3.5°時軋件端面上受到的最大等效應力分布不均勻，導致四邊形截面的產生。

在進行工藝摸索的過程中，發現對于42 mm的棒材，當采用小于10 mm的減徑量時，直徑方向上壁厚增加約2 mm;當采用小于14 mm的減徑量時，直徑方向上壁厚增加2.5～3 mm，而長度方向上都有所延伸，呈現出減徑量越大，長度方向上延伸越長的規律[8－10]。符合變形規律。

4 結語

通過對三輥斜軋空心減徑過程中不同輥型的模擬及實驗情況進行對比分析，得到以下結論。

1)當減徑量小于10 mm時，最好使用入口錐角為 2.5°的輥型;

2)當減徑量在14 mm左右時，應使用入口錐角為 3.5°的輥型。

實驗中軋件的變形規律與數值模擬中大致相同。

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