无缝钢管张力减径过程管壁增厚规律研究

王超峰，郭延松，杜凤山

（1.宝山钢铁股份有限公司钢管条钢事业部，上海 201900；2.燕山大学机械工程学院，河北 秦皇岛 066004）

张力减径作为热轧无缝钢管生产的最后一道热变形工艺，起着改善产品质量、稳定钢管尺寸、扩大产品规格的重要作用，在钢管生产线上得到了广泛的应用［1］。但由于钢管在轧制过程中受到了减径量、张力、孔型尺寸、材料属性、温度等因素的影响，其变形程度剧烈、变形情况复杂，经过张力减径轧制后，普遍地会出现管端壁厚增厚现象，切除壁厚超差的部分会造成极大的浪费［1-3］；因此，研究其管端增厚规律十分有意义。

在张力减径轧制中，钢管外表面受到轴向拉力（张力），而内表面不受约束，因此其径向变形很难用数学模型描述［4］。本文利用有限元软件对张力减径过程的管壁增厚机理以及张力形成规律进行研究，为减少管端切损量提供解决方案及依据。

1 有限元模型建立

1.1 张力减径过程描述

张力减径过程属于无芯棒轧制，其入口温度一般在900～1 000℃，参与轧制的机架最多可达28机架，其变形主要通过各机架孔型尺寸的变化以及相邻机架间轧辊的转速差得以实现，轧制过程中既减径又减壁，其孔型尺寸是预先确定，并由3个环形布置的各呈120°的轧辊曲面提供，相邻机架互成60°交替排列，轧辊转速由驱动电机提供，相邻轧辊之间存在转速差，通过与钢管的摩擦形成张力，促使减壁［5-7］。因此张力、摩擦、轧辊转速是影响钢管壁厚的主要因素。

1.2 传热边界条件确定

在张力减径过程中钢管传热比较复杂，存在着热传导、热对流、热辐射三类热边界条件，其各部分造成的热损失都必须考虑，而为了简化处理，将对流与辐射统一作为一个热边界条件处理［7］，因此在有限元分析中，钢管管坯初始温度为950℃，环境温度设为20℃，轧辊温度设为100℃，对流和辐射的等效换热系数取170 W/（m2·℃），钢管管坯与轧辊的接触换热系数取15 kW/（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

每台机架的3个轧辊的孔型尺寸以及钢管的轧制条件是一致的，而且每个轧辊又是对称体，因此取与钢管对应的半个轧辊曲面作为研究对象，把钢管管坯的计算模型减少到整个截面的1/6，在此基础上建立有限元张力减径模型［7-10］。

在简化模型后，对称边界条件由对称面上的节点位移来确定，其在对称面法线方向的位移为0。采用八节点等参数单元来建立表示钢管管坯的有限元网格。有限元网格划分时，沿钢管径向分为两层，圆周方向分为15份，共32个节点，钢管横断面单元划分如图1所示，钢管材质为20钢，轧辊与钢管管坯之间的接触摩擦采用修正的剪切摩擦模型，摩擦因数取 0.4［11-15］。

图1 钢管横断面单元划分

2 试验验证

2.1 模拟条件

为了验证有限元模型的计算精度，选取某厂三辊张力减径产品进行模拟计算，模拟所用轧制工艺参数取自现场轧制条件，生产Φ51 mm×4 mm规格钢管张力减径机基本工艺参数见表1，生产轧辊转速及孔型尺寸见表2。为了验证缩微模型的可靠性，模型建两组，一组为缩微机架间距100 mm，一组为正常机架间距310 mm。张力减径机组有限元模型如图2所示。

表1 生产Φ51 mm×4 mm钢管张力减径机基本工艺参数

表2 生产Φ51 mm×4 mm钢管张力减径机轧辊转速及孔型尺寸

图2 张力减径机组有限元模型

模拟分析时，假定钢管管坯横向和纵向壁厚均匀，忽略其弹性变形，视为变形体，轧辊视为刚性体。钢管管坯的咬入通过给其一个与轧制方向相同的速度来实现，钢管咬入后，在摩擦力的作用下依次进入后续机架，直至从最后一个机架轧出。

2.2 对比验证

当轧后钢管管端增厚超过成品壁厚的8%，视为超差，予以切除。分别提取两组模拟轧后钢管0°，20°，40°，60°处的纵向壁厚的数据，求这 4个角度处的壁厚平均值，Φ51 mm×4 mm钢管张力减径有限元模拟结果及温度对比见表3～4，模拟纵向壁厚分布及不同间距的纵向壁厚分布对比如图3～4所示。

表3 Φ51 mm×4 mm钢管张力减径有限元模拟结果对比

表4 Φ51 mm×4 mm钢管张力减径有限元模拟温度对比

图3 Φ51 mm×4 mm钢管张力减径有限元模拟纵向壁厚分布

机架间距为310 mm的有限元模拟结果显示，轧后数据与实际生产数据比较接近，二者的头端、尾端的切损量误差也较小，可见有限元模拟的精度较高、可靠性较好。

机架间距为100 mm和310 mm的有限元模拟结果表明，二者的轧后平均壁厚、延伸系数相差较小，比较接近实际生产数据。由表3～4可见，100 mm间距模型和310 mm间距模型的温降值以及管端切损量大致呈3.1倍关系，并且图4表明二者的管端切损量占轧后总长的比值十分接近，因此100 mm间距的热力耦合有限元模型及结果具有说服力。

图4 不同间距的纵向壁厚分布对比

3 管端增厚机理研究

3.1 管端处于自由状态

以18机架（3机架张力升起、4机架张力降落）入口荒管规格Φ151.5 mm×6.75 mm轧至Φ73.02 mm×5.51 mm规格系列为研究对象，为缩短有限元计算时间，并且保证计算精度，钢管管坯长度为1 500 mm，其余工艺参数取自现场生产数据（表5～6），其有限元仿真结果与实际生产数据见表7。

表5 生产Φ73.02 mm×5.51mm钢管张力减径机基本工艺参数

表6 生产Φ73.02 mm×5.51mm钢管张力减径机轧辊转速及孔型尺寸

表7 Φ73.02 mm×5.51mm钢管张力减径模拟与生产数据对比

可见该规格钢管的有限元模拟结果与实际生产数据十分接近，并且切损量也大致呈3.1倍关系，因此在该规格下的有限元模拟中，得到的结论有说服力。

为了研究管端增厚机理，分别在管头、管尾处于稳定轧制机架时，提取各机架外表面和内表面的前张力，进行对比分析。管端处于稳定轧制状态如图5所示。

图5 管端处于稳定轧制状态示意

Φ73.02 mm×5.51 mm钢管生产张力减径机各机架前张力如图6所示。由图6（a）可以看出，位于前3机架（1～3机架）处管段张力小于此时的中间段，是因为张力升起机架的存在；而管头位于工作机架处（8～11机架）时，可见管头张力仍然小于此时的中间段；由图6（b）可以看出，位于末端4机架（15～18机架）处管段张力小于此时的中间段，是因为张力降落机架的存在；而管尾位于工作机架（7～10机架）处，可见管尾张力仍然小于此时的中间段。因此，当钢管通过张力减径机各机架时，其管头、管尾由于处于“自由状态”，所受到的张力小于中间稳定段，使得管头、管尾产生增厚现象。轧辊与钢管工作直径位置如图7所示。

3.2 工作直径的移动

在张力减径过程中，当稳定轧制钢管时，轧辊与钢管的工作直径位置大致位于20°～36°；而当钢管处于张力升起状态时，工作直径偏向于辊环，即偏向60°；当处于张力降落状态时，工作直径偏向于辊底，即偏向于0°。

提取不同时刻模型后的处理结果，以分别得到管头、管尾进入张力升起机架（前3机架）、工作机架（稳定轧制机架）、张力降落机架（最后4机架）时的钢管与轧辊的接触法向力（contact normal force），如图8～10所示。

由图8～9可以看出，当管端处于张力升起机架时，工作直径偏向辊环（60°）处，当管端处于张力降落机架时，工作直径偏向辊底（0°）处，符合张力减径过程工作直径的变化规律。

图6 生产Φ73.02 mm×5.51 mm钢管张力减径机各机架前张力

图7 轧辊与钢管工作直径位置示意

图8 管端处于张力升起机架的接触法向力

图9 管端处于张力降落机架的接触法向力

由图10可以看出，当管端进入工作机架时，处于稳定轧制阶段，其工作直径仍然偏向辊环（60°）处，表明其实际工作直径偏大，从而导致管端受到的轴向张力减小，造成管端增厚。

图10 管端处于工作机架的接触法向力

4 张力形成规律

为了得到张力的形成规律，分别改变温度、摩擦力、压力因素进行研究，在所有机架都咬入钢管时，即大约在模型计算的第3 150步，提取各机架的前张力。钢管全部咬入所有机架如图11所示。

图11 钢管全部咬入所有机架示意

4.1 张力与温度的关系

分别设定钢管管坯初始温度为950，900，850℃，进行有限元模拟，不同初始温度各机架的前张力如图12所示，轧后结果对比见表8。

图12 不同管坯初始温度的各机架前张力对比

由图12可知，入口温度越高，荒管受到的前张力越小，并且温度越高，工作机架的张力越稳定；分析其原因：当温度降低时，其变形抗力增大，从而导致张力增大。

由表8可知，初始温度越高，钢管轧后长度越长，切损量和稳定段壁厚越小，但影响程度不大。

表8 不同管坯初始温度的轧后结果对比

4.2 张力与各机架摩擦力的关系

设定轧辊与荒管摩擦因数为0.3，0.4，0.5，进行有限元仿真，提取各机架的前张力和轧后管长度、壁厚及钢管切损量，如图13所示和见表9。

图13 不同摩擦因数作用下各机架前张力对比

表9 不同摩擦因数下轧制钢管的切损量对比

由图13可知，增大摩擦因数，各机架前张力有所下降。这是因为当摩擦因数增大时，钢管轴向摩擦力增大，从而引起径向形变与位移，使得轧辊孔型对钢管的压力减小，从而使得张力有所下降，之后进行验证。由表9可知，随着摩擦因数的增大，轧后长度增长，壁厚超差切损量明显下降，稳定段壁厚也有所下降。

4.3 张力与各机架压力的关系

取三种规格钢管 Φ73 mm×5.51 mm、Φ83 mm×5.51 mm、Φ93 mm×5.51 mm，其管坯规格均为Φ151.5mm×6.75mm，其平均对数减径量分别为5.4%，4.6%，3.4%，分别在3 150，3 300，3 450步提取各机架的前张力，在此步数时，钢管被所有机架咬入，各自最大前张力为251.3，245.7，227.8 MPa，再分别取各机架的平均前张力和轧后管长度、壁厚及钢管切损量数据，具体如图14所示和见表10。

图14 不同压力的各机架前张力对比

表10 不同直径钢管的切损量对比

由图14可知，随着产品出口直径的增大（机架平均减径量减小），各机架前张力有所下降，故随着压力的增大，其前张力也增大。由表10可知，随着压力的增大，钢管轧后长度明显增长，而壁厚超差切损量明显下降，稳定段壁厚也有所下降。

5 结 论

（1）利用三维热力耦合有限元法对25机架张力减径过程进行数值模拟，对比研究不同机架间距的钢管纵向壁厚、切损量，二者轧制结果十分接近，并与试验结果对比，验证了缩微模型的可靠性。

（2）通过对张力减径过程钢管管端张力变化及轧辊工作直径变化的研究，从理论上分析了管端增厚原因，了解了管端增厚机理。

（3）通过模拟张力减径过程中不同工艺参数对张力和切损量的影响，了解了张力形成规律，对今后改进管端切损量数学模型以及创新管端壁厚控制技术具有指导意义。