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无缝钢管张力减径过程内六方产生的模拟分析

张力减径是热轧无缝钢管或焊管生产的一种加工方法，张力减径机(SRM)作为关键设备直接影响产品的成材率。张力减径(简称张减)过程的金属变形发生在三维空间，受到孔型形状、道次减径量、机架间距等多种因素的影响，容易在钢管内部形成内六方缺陷。为此，国内外有关学者做了许多研究工作，大多对内六方进行定性讨论，认为内六方是横向壁厚累加的结果，并从工艺上制定了一些相应的控制措施，但未从金属流动的角度对横向壁厚变化进行定量的分析研究。本文针对某钢管公司18机架张减机组试轧产品出现内六方的状况，利用rc软件进行三维热力藕合有限元建模分析，并与实测数据进行对比，验证模型的准确性。通过研究钢管张减过程的金属变形，定量分析了各机架的横向壁厚分布，探讨内六方产生的原因，为提高无缝钢管产品质量具有重要指导作用。

1 有限元模型建立

1.1 张减过程描述

在热轧无缝钢管时，连轧荒管经过再加热炉加热到900一1000℃，高压水除鳞后，进人张减机组轧制。张减时钢管内部不带芯棒，依次通过各机架孔型，对钢管进行连续加工，在减径的同时实现减壁。张减机组的轧辊大多是椭圆孔型，构成孔型的3个轧辊曲面呈210阵列布置，奇数机架与偶数机架互成60°交替排列。因此，张减机组孔型配置是否合理，是影响产品质量的主要因素之一。

1.2 热边界条件确定

张减时管坯表面存在热传导、热对流和热辐射三类边界条件川，由于对流所产生的热损失所占比例较小，可将其与辐射统一作为一个边界条件处理，写为:

管坯初始温度950 ℃，环境温度取20 ℃，轧辊温度取100℃。在确定热边界条件时，对流和辐射的等效换热系数取150w/(m2·℃)，管坯与轧辊的接触换热系数取 20kW/(m2·℃)，变形功转换系数取0.9，摩擦功转换系数取0.9。

1.3 几何模型的建立

每个机架轧辊孔型的几何特点是孔型曲面为相对于轧辊轴线对称的旋转面，因此可加垫后拧紧螺丝便可以取与钢管对应的半个摆锤疾速回落轧辊曲面作为研究对象，把管坯的计算模型减少到整个截面的六分之一，在此基础上建立全系统有限元连轧模型。

模型简化后，对称边界条件由对称面上的节点速度来确定，其在对称面法线方向上的速度为零。采用八节点等参元来建立描述管坯的有限元格，有限元格划分时沿钢管半径方向分为两层，圆周方向分为12份，共26个节点，如图1所示。钢管材质为20号钢，轧辊与管坯之间的接触摩擦采用修正的剪切摩擦模型：

2 试验验证

2.1 模拟条件

机架数目为18 架，荒管尺寸为Φ152.5mm*10.25mm，成品管尺寸为Φ07mmx10mm，轧辊名义直径 3国内旅游30mm，人口温度 950℃，人口速度 1.44m/s，出口速度3.64m/s，机架间距为310mm，各机架相对减径量和张力系数分布见图2，机组最大相对减径量5.76%，平均张力系数为0.456，最大张力系数为0.53，壁厚系数 0.14，前 3架为张力升起机架，后 7架为张力降落机架。

模拟分析时，假定连轧荒管横向和纵向壁厚均匀，轧件视作变形体，轧辊视作刚性体，各机架轧辊转速根据实际转速给定，不需人为给定张力。模拟时先给轧件一个与轧制方高温球阀向相同的速度，待第一架轧辊咬人后，施加在轧件上的速度变为零，然后轧件在轧辊摩擦力的带动下依次进人后续机架，直至从最后一个机架轧出。

2.2 试验验证

为测得钢管减径后的几何尺寸(外径及壁厚)，从轧后冷却下来的成品钢管上截取一段作为试样，端面磨削处理后，利用扫描仪直接将钢管截面图输人到计算机中，再将截面图以 1:1的比例插人到AUTOCAD软件中，从0°开始到60°，在1/6管坯的横向截面上每隔5°测量一次，得到钢管截面不同点的壁厚值，相应的对模拟完成的钢管有限元格也进行壁厚测量，两者比较如图3所示。

模拟钢管的横向平均壁厚为9.86mm，实测横向平均壁厚为9.89 mm，相差较小。由图4可以看出，模拟结果和实测结果的横向壁厚分布规律接近，且分布不均匀，对应孔型的底部和辊缝两侧部位(0°和60°)壁厚小于平均壁厚，低于产品的理想壁厚(10 mm)，而孔型侧壁中间部位(30°)壁厚大于理想壁厚，壁厚分布使整个管形呈典型的内六方形状。由此可以确定所建立的热力藕合有限元模型是可靠的。

3 内六方产生模拟分析

3.1 非圆孔型的金属流动

三辊张减机组有工作机架和精轧机架组成，其中金属变形主要是在工作机架上完成的。轧辊孔型基本都是非圆孔型，根据塑性力学知识可知变形体所受的应力状态决定了金属的流动。文中只给出了第三架钢管与轧辊的接触区域，如图5所示，其他机架两者之间的接触区域根据减径量的不同略有差异，但分布规律大致相同。

由图4可以看出，钢管与轧辊的接触区域集中在辊底处，而辊缝处几乎没有接触，由此可知钢管表面单位压力分布是不均匀的。图6给出了管坯外表面接触变形区的应力分布(a:径向应力;b:周向应力;c:轴向应力，即轧制方向)，其中0°对应辊底部位，60°对应辊缝部位。

由图5(a)可知，在接触变形区管坯的外表面处于压应力状态，这是由于进人孔型时，管坯获取了孔型形状，外表面被延展，从而产生了较高的压应力，并且根据接触状况从辊底到辊缝压应力逐渐变小，相差8MPa，这造成了金属的横向流动不均匀。同时管坯进入孔型前和离开孔型后，受机架间张力的影响，外表面的径向应力又呈现拉应力状态。由图5(b)可知管坯外表面的周向应力为压应力状态，但从辊底到辊缝差别不大。由于轧辊孔型结构使辊面各点的轧制直径不同，与轧辊接触的钢管表面上各点的线速度也不相同，根据轧制理论可知接触变形区存在前后滑区，图5(c)的轴向应力分布也说明了这一点，在前滑区形成轴向拉应力，后滑区形成压应力，造成了金属纵向流动不水控制器均匀，进一步影响金属的横向流动。因此，三辊张减机孔型结构使得金属横向流动存在不均匀性，但由于相邻两个机架互成60°交替排列，合理的工艺设计可使管坯在经过机组一系列的孔型轧制后，达到总的横向金属流动逐步趋于均匀，从而生产出合格的减径钢管。

3.2 横向壁厚分析

由张减理论可知，影响张减产品出现内六方的因素有机架数量、壁厚系数、减径率、张力系数和轧辊孔型设计。张减工艺首先确定机架数量和壁厚系数，在此基础上对各机架进行张力分配、减径率分配和轧辊孔型设计。三辊张减机组单机架相对减径量允许达到12%，最大张力系数不超过0.84，而该机组的最大相对减径量为5.76%，机架间最大张力系数为0.53，而且从两者的分布上来看是基本合理的。

图6给出了管坯经过各个机架时横向壁厚变化增加值和累加值分布。对于第一机架，0°对应辊底部位，60°对应辊缝部位，第二架两位置相互交替，依次类推。由横向壁厚增加值分布可以看到，由于第一架的减径量较小，横向壁厚变化较小，第二架和第三架的横向壁厚都是辊底处减小，辊缝处增大，这符合非圆孔型的金属流动特点，由于第三架为张力升起最后一架，该机架的横向壁厚变化比较剧烈，辊底处最大增壁量达到 0.6mm，第四架的相对减径量达到最大值，横向壁厚增加并不大，孔型防盗盖结构使得各部位壁厚增加趋于均匀，但辊底和辊缝之间的孔型侧壁处壁厚增加要高于其他部位，第五架至第七架的横向壁厚变化规律与第四架相似，第八架之后，随着单机架相对减径量逐渐减小，横向壁厚在各机架的变化规律基同时也要使抛光毁伤层不会影响终极视察到的构造本一致，变化越来越小。

由横向壁厚累加值分布可以看出，第三架横向壁厚剧烈变化，在孔型侧壁处出现了轻微的增壁现象，第四架变形之后，孔型侧壁的增壁现象没有得到改善，而是继续增厚，内六方开始形成，第五架至第七架的金属变形继续加剧这种现象，内六方缺陷程度越来越大。虽然张力降落的机架数目较多，金属横向流动的不均匀性逐渐减小，但内六方趋势没有得到改善，一致保持到最后。由此可知，第三架至第七架的轧辊孔型引起的金属流动状况是该产品出现内六方缺陷的主要因素，需要对这些机架的轧辊孔型进行改进。

4 结论

(1)利用三维热力藕合有限元法对18机架张力减径过程进行数值模拟，对钢管横向壁厚分布进行研究，得到钢管减径产品断面呈内六方形状，并与试验结果进行了比较，验证了模型的可靠性。

(2)通过模拟轧制可知，在该试轧工艺条件下，第三机架至第七机架轧辊孔型的不合理设计使钢管产品产生了内六方形状缺陷。

(3)通过对张减径程进行全系统建模分析，可以预报钢管出现内多边形缺陷的准确位置，对分析产品缺陷、制定合理工艺具有指导意义。 (end)

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