工程科学学报，第39卷，第5期：747-755.2017年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.5:747-755,May 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.05.013;http://journals.ustb.edu.cn 不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 楚志兵12)，魏栋，杨彦龙)，黄庆学12)四，胡正寰23) 1)太原科技大学重型机械教有部工程研究中心，太原030024 2)太原科技大学山西省冶金设备设计理论与技术重点实验室，太原030024 3)北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:LGDXHQX@163.com 摘要皮尔格冷轧无缝钢管过程中为了获得性能较好的成品需要选择合理的送进量数值，本文以冷轧304不锈钢为研究 对象，借助有限元模拟软件对不同送进量下的皮尔格冷轧过程进行了完整的仿真，对比分析了送进量对金属流动速度、轧制 力、等效应力、残余应力及管材回弹的影响规律.结果表明轧制过程中孔型背脊和与轧辊接触的孔型侧壁处管材金属流动速 度随送进量增加而增加，轧制力、等效应力及残余应力均随送进量的增加而增大，并且送进量的增大还会显著增加管材的回 弹量.借助试验轧机对不同送进量下皮尔格冷轧管进行轧制试验，对试验得到的管材进行尺寸和残余应力测量，测量结果与 有限元仿真结果基本一致，为皮尔格轧制过程不同送进量的选择提供依据. 关键词皮尔格冷轧：送进量：孔型背脊：等效应力：残余应力 分类号TG335.7 Influence and verification of different feed ranges on cold pilgering CHU Zhi-bing),WEI Dong,YANG Yan-long,HUANG Qing-xue,HU Zheng-huan 1)Heavy Machinery Engineering Research Center of Ministry of Education,Taiyuan University of Science and Technology,Taiyuan 030024,China 2)Shanxi Provincial Key Laboratory of Metallurgical Device Design Theory and Technology,Taiyuan University of Science and Technology,Taiyuan 030024,China 3)School of Mechanical Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:LGDXHQX@163.com ABSTRACT To achieve better performance in finished cold-pilger rolled stainless steel tubes,it is critical to select an appropriate feed range.In this study,cold-rolling 304 stainless steel tube was used as the research object to simulate the entire cold-pilgering process at different feed ranges.Using finite element software,it was comparatively analyzed that the feed range effects on the metal flow rate,rolling force,equivalent stress,residual stress,and piping spring-back.The results indicate that the metal flow rate increa- ses with an increased feed range in the groove bottom and the contact of the groove flank with the roll.In addition,the rolling force, equivalent stress and residual stress increase with increases in the feed range,increments of which will increase the spring-back of the piping.Rolling tests at different feed ranges were performed with the help of experimental rolling mill and it is found that test results are roughly identical to the simulation results.experimental test results regarding the dimensions and residual stress of the piping provide evidence for optimizing the selection of the feed range in pilger rolling. KEY WORDS cold pilgering;feed range;groove bottom;equivalent stress;residual stress 收稿日期：2016-06-27 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51105264)：山西省青年科技基金资助项目(2015021111)：专利推广实施资助专项资助项目 (20161006):山西省研究生教育创新项目资助项目(2016$Y055):研究生科技创新资助项目(20145004)：太原科技大学博士科研启动项目资 助项目(20122017)
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期:747鄄鄄755,2017 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 5: 747鄄鄄755, May 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 05. 013; ;http: / / journals. ustb. edu. cn 不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 楚志兵1,2) , 魏 栋1) , 杨彦龙1) , 黄庆学1,2) 苣 , 胡正寰2,3) 1) 太原科技大学重型机械教育部工程研究中心, 太原 030024 2) 太原科技大学山西省冶金设备设计理论与技术重点实验室, 太原 030024 3) 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 苣 通信作者, E鄄mail: LGDXHQX@ 163. com 摘 要 皮尔格冷轧无缝钢管过程中为了获得性能较好的成品需要选择合理的送进量数值,本文以冷轧 304 不锈钢为研究 对象,借助有限元模拟软件对不同送进量下的皮尔格冷轧过程进行了完整的仿真,对比分析了送进量对金属流动速度、轧制 力、等效应力、残余应力及管材回弹的影响规律. 结果表明轧制过程中孔型背脊和与轧辊接触的孔型侧壁处管材金属流动速 度随送进量增加而增加,轧制力、等效应力及残余应力均随送进量的增加而增大,并且送进量的增大还会显著增加管材的回 弹量. 借助试验轧机对不同送进量下皮尔格冷轧管进行轧制试验,对试验得到的管材进行尺寸和残余应力测量,测量结果与 有限元仿真结果基本一致,为皮尔格轧制过程不同送进量的选择提供依据. 关键词 皮尔格冷轧; 送进量; 孔型背脊; 等效应力; 残余应力 分类号 TG335郾 7 Influence and verification of different feed ranges on cold pilgering CHU Zhi鄄bing 1,2) , WEI Dong 1) , YANG Yan鄄long 1) , HUANG Qing鄄xue 1,2) 苣 , HU Zheng鄄huan 2,3) 1) Heavy Machinery Engineering Research Center of Ministry of Education, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China 2) Shanxi Provincial Key Laboratory of Metallurgical Device Design Theory and Technology, Taiyuan University of Science and Technology, Taiyuan 030024, China 3) School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: LGDXHQX@ 163. com 收稿日期: 2016鄄鄄06鄄鄄27 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51105264 );山西省青年科技基金资助项目( 2015021111 );专利推广实施资助专项资助项目 (20161006);山西省研究生教育创新项目资助项目(2016SY055);研究生科技创新资助项目(20145004);太原科技大学博士科研启动项目资 助项目(20122017) ABSTRACT To achieve better performance in finished cold鄄pilger rolled stainless steel tubes, it is critical to select an appropriate feed range. In this study, cold鄄rolling 304 stainless steel tube was used as the research object to simulate the entire cold鄄pilgering process at different feed ranges. Using finite element software, it was comparatively analyzed that the feed range effects on the metal flow rate, rolling force, equivalent stress, residual stress, and piping spring鄄back. The results indicate that the metal flow rate increa鄄 ses with an increased feed range in the groove bottom and the contact of the groove flank with the roll. In addition, the rolling force, equivalent stress and residual stress increase with increases in the feed range, increments of which will increase the spring鄄back of the piping. Rolling tests at different feed ranges were performed with the help of experimental rolling mill and it is found that test results are roughly identical to the simulation results. experimental test results regarding the dimensions and residual stress of the piping provide evidence for optimizing the selection of the feed range in pilger rolling. KEY WORDS cold pilgering; feed range; groove bottom; equivalent stress; residual stress
·748· 工程科学学报，第39卷，第5期 皮尔格冷轧作为一种无缝管材加工方法，其具 精度和产品性能都有重要影响，针对于目前的技术屏 有管材的内外径和壁厚在由确定尺寸且轴对称的芯 障，其选择也是依靠经验获得.本文以304不锈钢为 棒和往复运动的带有沟槽的轧辊作用下逐渐减小的 研究对象，通过有限元模似及实验研究分析，得出了不 特点，皮尔格冷轧被广泛用于制造难以变形的金属 同周期送进量对皮尔格冷轧成形的影响规律，对皮尔 管材1- 格冷轧钢管的工艺控制有重要意义 Lodej等利用三维有限元模拟分析方法来简化模 1皮尔格冷轧送进量特征分析 型，通过变形量叠加的形式计算出冷轧过程中应力应 变的变化特点[].Abe和Furugen分析了皮尔格轧制 图1为皮尔格冷轧示意图，轧制过程中，当工作机 的变形行为并得到了保证成品管表面质量所需的合适 架移到后极限位置I时，将管料向前送进一个距离，同 轧制条件[6.但上述研究只是揭示了皮尔格冷轧中管 时将管材回转一定角度.工作机架向前移动后，刚送 材成形的特点和规律，并没有对轧制过程中工艺参数 进的管料以及原来处在工作机架两极限位置之间尚未 进行进一步研究.Abe等利用雷诺方程提出一种新的 加工完毕的管材，在开有直径不断变化的孔型的2个 润滑计算方法，并给出冷轧过程中不同送进量、轧制速 轧辊以及横截面直径不断减小的芯棒之间发生塑性变 度、轧辊孔型等工艺参数时所需润滑状态的计算方 形[9-o].当工作机架移动到前极限位置Ⅱ时，管料送 法)]，但其只针对不同工艺参数下的润滑状态计算方 进一个距离且与芯棒一起回转一定的角度.工作机架 法进行了研究.刘江林等借助有限元模拟软件研究了 反向移动后，管材受轧辊的继续轧制.轧成部分的管 冷轧工艺参数对TA18钛合金管材金属流动及成形载 材在下一次管料送进时离开轧机，其极限位置I和极 荷的影响规律]，但其管材变形区是预制的，并没有模 限位置Ⅱ的送进量数值总和称之为周期送进量.皮尔 拟完整的轧制过程 格轧制就是不断的重复上述过程直到管材成形.送进 实际生产中，在大多数情况下工艺参数设计是根 机构将管材沿轧制方向移动一段距离m,如图1中所 据轧制材质不同采用生产经验形式选取，这会导致在 示，此时管材脱离了芯棒表面并产生了一定的间隙，图 某些情况下工艺选择不合理，因此在冷轧生产过程中 中m+△m区域为先前管材送进部分在经过多个周期 会产生横向压痕、纵向毛刺以及产品精度较低等缺陷， 轧制后所处区域，管材沿轧制方向延伸量为△m.送进 所以工艺参数选择至关重要.皮尔格轧制过程中管材 量m的不同会导致管材与芯棒间隙8的不同，进而影 的周期送进量m是关键的工艺参数，对成品管的尺寸 响管材的尺寸精度以及成形过程中的力能参数等. 12周期正向行程) 12周期反向回程) 轧辊 管材 +△V 芯棒 芯棒 轧辊 图1皮尔格冷轧示意图 Fig.1 Schematic of the cold pilgering process 图2为送进机构示意图，在管坯卡盘J上，螺母与 管坯送进卡盘J推着管坯向前送进一个距离，即送进 送进丝杆C相配合组成螺旋副.管坯L在送进卡盘J量.当卡盘J向前运动到某一位置时，电动机F将其 推动作用下实现送进，运动由轴H输入，一方面经过 快速退回到起始位置，送进量可以在一定范围内无极 齿轮1~4驱动送进凸轮B与曲轴同步转动，凸轮B每 调节 旋转一周送进丝杆就随着凸轮绕可调支点A来回摆 2有限元模型建立与分析 动一次，从而使横向架M连同齿轮12、13、轴I、联轴器 K和送进丝杆等做与送进量相适应的沿轴向的前进和 2.1有限元模型建立 后退运动.另一方面，经齿轮5~13、无级变速器D、电 本文以LG-60皮尔格冷轧管机为原型，分别对送 磁离合器￡，驱动送进丝杆做与送进量相适应的连续 进量为8、10和12mm下的皮尔格冷轧过程进行了完 的等速旋转运动.送进丝杆这两个复合运动的结果使 整的有限元模拟.该模拟计算方法采用修正的拉格朗
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 皮尔格冷轧作为一种无缝管材加工方法,其具 有管材的内外径和壁厚在由确定尺寸且轴对称的芯 棒和往复运动的带有沟槽的轧辊作用下逐渐减小的 特点,皮尔格冷轧被广泛用于制造难以变形的金属 管材[1鄄鄄4] . Lodej 等利用三维有限元模拟分析方法来简化模 型,通过变形量叠加的形式计算出冷轧过程中应力应 变的变化特点[5] . Abe 和 Furugen 分析了皮尔格轧制 的变形行为并得到了保证成品管表面质量所需的合适 轧制条件[6] . 但上述研究只是揭示了皮尔格冷轧中管 材成形的特点和规律,并没有对轧制过程中工艺参数 进行进一步研究. Abe 等利用雷诺方程提出一种新的 润滑计算方法,并给出冷轧过程中不同送进量、轧制速 度、轧辊孔型等工艺参数时所需润滑状态的计算方 法[7] ,但其只针对不同工艺参数下的润滑状态计算方 法进行了研究. 刘江林等借助有限元模拟软件研究了 冷轧工艺参数对 TA18 钛合金管材金属流动及成形载 荷的影响规律[8] ,但其管材变形区是预制的,并没有模 拟完整的轧制过程. 实际生产中,在大多数情况下工艺参数设计是根 据轧制材质不同采用生产经验形式选取,这会导致在 某些情况下工艺选择不合理,因此在冷轧生产过程中 会产生横向压痕、纵向毛刺以及产品精度较低等缺陷, 所以工艺参数选择至关重要. 皮尔格轧制过程中管材 的周期送进量 m 是关键的工艺参数,对成品管的尺寸 精度和产品性能都有重要影响,针对于目前的技术屏 障,其选择也是依靠经验获得. 本文以 304 不锈钢为 研究对象,通过有限元模拟及实验研究分析,得出了不 同周期送进量对皮尔格冷轧成形的影响规律,对皮尔 格冷轧钢管的工艺控制有重要意义. 1 皮尔格冷轧送进量特征分析 图 1 为皮尔格冷轧示意图,轧制过程中,当工作机 架移到后极限位置玉时,将管料向前送进一个距离,同 时将管材回转一定角度. 工作机架向前移动后,刚送 进的管料以及原来处在工作机架两极限位置之间尚未 加工完毕的管材,在开有直径不断变化的孔型的 2 个 轧辊以及横截面直径不断减小的芯棒之间发生塑性变 形[9鄄鄄10] . 当工作机架移动到前极限位置域时,管料送 进一个距离且与芯棒一起回转一定的角度. 工作机架 反向移动后,管材受轧辊的继续轧制. 轧成部分的管 材在下一次管料送进时离开轧机,其极限位置玉和极 限位置域的送进量数值总和称之为周期送进量. 皮尔 格轧制就是不断的重复上述过程直到管材成形. 送进 机构将管材沿轧制方向移动一段距离 m,如图 1 中所 示,此时管材脱离了芯棒表面并产生了一定的间隙,图 中 m + 驻m 区域为先前管材送进部分在经过多个周期 轧制后所处区域,管材沿轧制方向延伸量为 驻m. 送进 量 m 的不同会导致管材与芯棒间隙 啄 的不同,进而影 响管材的尺寸精度以及成形过程中的力能参数等. 图 1 皮尔格冷轧示意图 Fig. 1 Schematic of the cold pilgering process 图 2 为送进机构示意图,在管坯卡盘 J 上,螺母与 送进丝杆 C 相配合组成螺旋副. 管坯 L 在送进卡盘 J 推动作用下实现送进,运动由轴 H 输入,一方面经过 齿轮1 ~ 4 驱动送进凸轮 B 与曲轴同步转动,凸轮 B 每 旋转一周送进丝杆就随着凸轮绕可调支点 A 来回摆 动一次,从而使横向架 M 连同齿轮 12、13、轴 I、联轴器 K 和送进丝杆等做与送进量相适应的沿轴向的前进和 后退运动. 另一方面,经齿轮 5 ~ 13、无级变速器 D、电 磁离合器 E,驱动送进丝杆做与送进量相适应的连续 的等速旋转运动. 送进丝杆这两个复合运动的结果使 管坯送进卡盘 J 推着管坯向前送进一个距离,即送进 量. 当卡盘 J 向前运动到某一位置时,电动机 F 将其 快速退回到起始位置,送进量可以在一定范围内无极 调节. 2 有限元模型建立与分析 2郾 1 有限元模型建立 本文以 LG鄄鄄60 皮尔格冷轧管机为原型,分别对送 进量为 8、10 和 12 mm 下的皮尔格冷轧过程进行了完 整的有限元模拟. 该模拟计算方法采用修正的拉格朗 ·748·
楚志兵等：不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 ·749· 回转装置 管材安装位置 送进装置 图2送进机构示意图 Fig.2 Schematic of the feeding device 日法，材料模型遵循randtl--Reuss流动方程和Von Mises屈服准则I-I] 轧辊 图3为皮尔格冷轧有限元模型，模型由上、下轧 芯棒 辊、管材、芯棒和推块组成.考虑到实际生产中的轧 管材 辊、芯棒、推块同304不锈钢相比强度大、硬度高，在轧 制过程中仅产生极小的弹性变形，所以将轧辊、芯棒、 推块设定为刚体，而将管材设定为弹塑性体，接触的摩 轧辊 擦类型全部定义为库伦摩擦，轧辊和芯棒与管材的摩 擦系数为0.1.初始管材尺寸为67mmx6mm,成 图3皮尔格冷轧有限元模型 品管尺寸为38mm×3mm,送进量分别选8、10和 Fig.3 Finite element model of the cold pilgering process 12mm,其他工艺参数如表1所示. 表1轧制工艺参数 Table 1 Rolling parameters 行程类别 回转角度/ 机架行程次数/齿轮节圆直径/ 辊径/ 机架行程/ 前回转段长度/后回转段长度/ () min-1 mm mm mm mm mm 正行程 31 60 336 376 951.64 60 90 反行程 26 2.2有限元模拟结果分析对比 一个道次的轧制正行程可以分为减径、壁厚压下 以及精整三个过程.沿轧制方向分别截取距轧制起始 位置分别为135、408和736.5mm的三个截面，这三个 截面分别处于管材减径段、壁厚压下段以及精整段. 在轧制过程中，管材与轧辊并非完全接触，主要分为孔 型开口区，与轧辊不接触的孔型侧壁区，与轧辊接触的 孔型侧壁区以及孔型脊部区域.图4为测量点选取示 意图，分别选取截面不同管材与轧辊不同接触区域内 T1011 的12个点，其中点1和点7位于孔型开口区，点2、6、8 和12位于与轧辊不接触的孔型侧壁区，点3、5、9和11 位于与轧辊接触的孔型侧壁区，点4和点10位于孔型 图4测量点选取 脊部区域，其中点1至点6和点7至点12的位置是关 Fig.4 Selection of measuring points 于原点对称的.通过有限元软件后处理模块对轧制过 2.2.1不同周期送进量对应力的影响 程中的轧制力以及上述各点的应力、金属流动速度、残 图5所示为轧制过程中不同送进量下孔型不同 余应力和外径值等进行测量分析 位置处的等效应力分布曲线.图5(a)、5(b)、5(c)
楚志兵等: 不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 图 2 送进机构示意图 Fig. 2 Schematic of the feeding device 日法,材 料 模 型 遵 循 randtl鄄鄄 Reuss 流 动 方 程 和 Von Mises屈服准则[11鄄鄄13] . 图 3 为皮尔格冷轧有限元模型,模型由上、下轧 辊、管材、芯棒和推块组成. 考虑到实际生产中的轧 辊、芯棒、推块同 304 不锈钢相比强度大、硬度高,在轧 制过程中仅产生极小的弹性变形,所以将轧辊、芯棒、 推块设定为刚体,而将管材设定为弹塑性体,接触的摩 擦类型全部定义为库伦摩擦,轧辊和芯棒与管材的摩 擦系数为 0郾 1 [14] . 初始管材尺寸为 准67 mm 伊 6 mm,成 品管尺寸为 准38 mm 伊 3 mm,送进量分别选 8、10 和 12 mm,其他工艺参数如表 1 所示. 图 3 皮尔格冷轧有限元模型 Fig. 3 Finite element model of the cold pilgering process 表 1 轧制工艺参数 Table 1 Rolling parameters 行程类别 回转角度/ (毅) 机架行程次数/ min - 1 齿轮节圆直径/ mm 辊径/ mm 机架行程/ mm 前回转段长度/ mm 后回转段长度/ mm 正行程 反行程 31 26 60 336 376 951郾 64 60 90 2郾 2 有限元模拟结果分析对比 一个道次的轧制正行程可以分为减径、壁厚压下 以及精整三个过程. 沿轧制方向分别截取距轧制起始 位置分别为 135、408 和 736郾 5 mm 的三个截面,这三个 截面分别处于管材减径段、壁厚压下段以及精整段. 在轧制过程中,管材与轧辊并非完全接触,主要分为孔 型开口区,与轧辊不接触的孔型侧壁区,与轧辊接触的 孔型侧壁区以及孔型脊部区域. 图 4 为测量点选取示 意图,分别选取截面不同管材与轧辊不同接触区域内 的 12 个点,其中点 1 和点 7 位于孔型开口区,点 2、6、8 和 12 位于与轧辊不接触的孔型侧壁区,点 3、5、9 和 11 位于与轧辊接触的孔型侧壁区,点 4 和点 10 位于孔型 脊部区域,其中点 1 至点 6 和点 7 至点 12 的位置是关 于原点对称的. 通过有限元软件后处理模块对轧制过 程中的轧制力以及上述各点的应力、金属流动速度、残 余应力和外径值等进行测量分析. 图 4 测量点选取 Fig. 4 Selection of measuring points 2郾 2郾 1 不同周期送进量对应力的影响 图 5 所示为轧制过程中不同送进量下孔型不同 位置处的等效应力分布曲线. 图 5 ( a) 、5 ( b) 、5 ( c) ·749·
·750· 工程科学学报，第39卷，第5期 分别为减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量 壁区域的等效应力值变化较大，而孔型脊部和与轧 下的等效应力分布曲线，横坐标对应不同点的圆周 辊接触的孔型侧壁区的等效应力相差不大.综合不 角度，以图4中点1为起始点0°逆时针递增.对比不 同变形阶段的等效应力分布曲线可以得出，无论在 同位置的等效应力变化曲线可以看出在轧制过程中 孔型哪个区域，其等效应力都随着送进量的变化而 等效应力最大值出现在壁厚压下段，而精整段的等 变化并且送进量越大等效应力也越大，这是因为当 效应力值最小.从图5不同变形阶段的等效应力分 送进量增大时使得变形段管材横截面尺寸增大，由 布曲线中可以看出在不同的变形阶段，随着送进量 于轧辊轧槽和芯棒尺寸是确定的，从而导致了变形 的变化，孔型开口处及管材与轧辊不接触的孔型侧 量的增大以至于管材等效应力随之增大 900 (a) 920 b 80 880 840 840 安810 -8 mm 800 8 mm 780 ◆-10mm ◆-10mm 12 mm +-12mm 760 750 60 120180240300360 60 120180240300360 角度 角度) 550 500 ---8 mm 450 ◆-10mm +12mm 4006 60120180240300360 角度) 图5不同送进量下不同变形阶段等效应力分布曲线.(a)减径段：(b)壁厚压下段：(c)精整段 Fig.5 Curves of effective stress with different feed ranges in different deformation stages:(a)reducing segment;(b)wall thickness reduction seg- ment;(c)finishing segment 从图中还可以得出，轧制过程中不同送进量下不 小之差，从而导致管材变形的不均匀性，进而影响管材 同变形阶段管材不同位置的等效应力均不超过304不 的尺寸精度及残余应力的大小【)] 锈钢的极限应力值，且在不同送进量下各位置等效应 2.2.3不同周期送进量对轧制力的影响 力值在304不锈钢的屈服应力352MPa以上，说明8、 图7为轧制正行程不同送进量下轧制力变化曲 10和12mm送进量均有利于管材的塑性变形. 线，从图7中可以看出，在轧制正行程中轧制力迅速增 2.2.2不同周期送进量对金属流动速度的影响 加随后逐渐减小，且轧制力随着送进量数值的不同而 图6为轧制过程中不同变形阶段管材截面不同位 发生改变，送进量越大导致轧制力就越大.这是因为 置的金属流动速度分布曲线.图6(a)、6(b)、6(c)分 当送进量增大时，单个道次内管材受压缩的金属体积 别对应减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量下 增大从而导致金属变形强烈，造成轧制力明显增大 的金属流动速度分布曲线.从图6中可以看出，不同 相反当送进量较小时单个道次内管材受压缩金属体积 变形阶段中，在管材截面孔型开口处和与轧辊不接触 较小使得轧制力相对较小.增大送进量会提高生产效 的孔型侧壁处金属流动速度随送进量的变化没有明显 率但同时也加速了轧辊的磨损并对设备性能要求增 的变化，流动速度大小基本相同.相反，在孔型脊部以 加，所以选择合适的送进量对保证生产效率及节约成 及与轧辊接触的孔型侧壁处管材金属流动速度随着送 本和能源起着至关重要的作用. 进量的增大而显著增加.送进量增加使变形区内管材 2.2.4不同周期送进量对残余应力的影响 变形量增大，从而导致了金属流动速度的增加，但是增 图8为轧制过程中不同变形阶段管材截面不同位 大送进量后增加了管材圆周各点之间金属流动速度大 置的残余应力分布曲线.图8(a)、8(b)、8(c)分别对
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 分别为减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量 下的等效应力分布曲线,横坐标对应不同点的圆周 角度,以图 4 中点 1 为起始点 0毅逆时针递增. 对比不 同位置的等效应力变化曲线可以看出在轧制过程中 等效应力最大值出现在壁厚压下段,而精整段的等 效应力值最小. 从图 5 不同变形阶段的等效应力分 布曲线中可以看出在不同的变形阶段,随着送进量 的变化,孔型开口处及管材与轧辊不接触的孔型侧 壁区域的等效应力值变化较大,而孔型脊部和与轧 辊接触的孔型侧壁区的等效应力相差不大. 综合不 同变形阶段的等效应力分布曲线可以得出,无论在 孔型哪个区域,其等效应力都随着送进量的变化而 变化并且送进量越大等效应力也越大,这是因为当 送进量增大时使得变形段管材横截面尺寸增大,由 于轧辊轧槽和芯棒尺寸是确定的,从而导致了变形 量的增大以至于管材等效应力随之增大. 图 5 不同送进量下不同变形阶段等效应力分布曲线 郾 (a) 减径段; (b) 壁厚压下段; (c) 精整段 Fig. 5 Curves of effective stress with different feed ranges in different deformation stages: (a) reducing segment; (b) wall thickness reduction seg鄄 ment; (c) finishing segment 从图中还可以得出,轧制过程中不同送进量下不 同变形阶段管材不同位置的等效应力均不超过 304 不 锈钢的极限应力值,且在不同送进量下各位置等效应 力值在 304 不锈钢的屈服应力 352 MPa 以上,说明 8、 10 和 12 mm 送进量均有利于管材的塑性变形. 2郾 2郾 2 不同周期送进量对金属流动速度的影响 图 6 为轧制过程中不同变形阶段管材截面不同位 置的金属流动速度分布曲线. 图 6( a)、6( b)、6( c)分 别对应减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量下 的金属流动速度分布曲线. 从图 6 中可以看出,不同 变形阶段中,在管材截面孔型开口处和与轧辊不接触 的孔型侧壁处金属流动速度随送进量的变化没有明显 的变化,流动速度大小基本相同. 相反,在孔型脊部以 及与轧辊接触的孔型侧壁处管材金属流动速度随着送 进量的增大而显著增加. 送进量增加使变形区内管材 变形量增大,从而导致了金属流动速度的增加,但是增 大送进量后增加了管材圆周各点之间金属流动速度大 小之差,从而导致管材变形的不均匀性,进而影响管材 的尺寸精度及残余应力的大小[15] . 2郾 2郾 3 不同周期送进量对轧制力的影响 图 7 为轧制正行程不同送进量下轧制力变化曲 线,从图 7 中可以看出,在轧制正行程中轧制力迅速增 加随后逐渐减小,且轧制力随着送进量数值的不同而 发生改变,送进量越大导致轧制力就越大. 这是因为 当送进量增大时,单个道次内管材受压缩的金属体积 增大从而导致金属变形强烈,造成轧制力明显增大. 相反当送进量较小时单个道次内管材受压缩金属体积 较小使得轧制力相对较小. 增大送进量会提高生产效 率但同时也加速了轧辊的磨损并对设备性能要求增 加,所以选择合适的送进量对保证生产效率及节约成 本和能源起着至关重要的作用. 2郾 2郾 4 不同周期送进量对残余应力的影响 图 8 为轧制过程中不同变形阶段管材截面不同位 置的残余应力分布曲线. 图 8( a)、8( b)、8( c)分别对 ·750·
楚志兵等：不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 ·751· 25 (a) -8 mm --8 mm ◆-10mm 20 ◆10mm -12mm -12mm 12 10 60 120180240 300360 60 120 180240 300 360 角度) 角度) 10 (e) ·-8mm ◆10mm -12mm 60 120 180240 300 360 角度) 图6不同送进量下不同变形阶段金属流动速度分布曲线.()减径段：(b)壁厚压下段；(c)精整段 Fig.6 Metal flow velocity curves with different feed ranges in different deformation stages:(a)reducing segment;(b)wall thickness reduction seg- ment;(c)finishing segment 残余应力与送进量为8mm下的残余应力相差约为 4一8mm 20MPa,然而当送进量增加为12mm时，残余应力有明 ◆-10mm 0.9 +-12mm 显的增加，增加约为40MPa左右，这也说明了过大的 送进量对于成品管性能有着不利的影响. 0.6 2.2.5不同周期送进量对尺寸精度的影响 图9为不同变形段中三种送进量下的截面半径分 0D.3 布曲线，图10为不同变形段中三种送进量下的截面壁 厚分布曲线，图9和图10中的点1~12与图4中的测 量点一一对应：通过不同变形阶段的截面半径和壁厚 20 4060 80 100 轧制进程/% 分布曲线可以看出，在轧制前期钢管在轧辊的作用下 图7不同送进量下轧制力变化曲线 被压扁，其横截面形状呈椭圆形，进入精整段后钢管横 Fig.7 Rolling force change curves with different feed ranges 截面接近圆形.通过对比不同变形阶段管材截面半径 分布曲线可以看出在轧制过程中，管材外径和壁厚随 应减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量下的残 着送进量的变化而变化，送进量越大管材外径和壁厚 余应力分布曲线.综合轧制过程中孔型不同位置残余 越大，并且随着送进量的增加管材的椭圆度也随之增 应力数值可以看出，在轧制过程中管材表面残余应力 加.由于皮尔格冷轧过程中由轧辊、轧槽及芯棒组成 呈先增大后较小的趋势，当管材处于减径段和壁厚压 的孔型曲线是固定不变的，也就是在不同变形阶段各 下段时，随着送进量增加，孔型脊部和孔型侧壁与轧辊 个位置的孔型直径是固定的，这也说明了当送进量增 接触的区域管材外表面残余应力增加较为明显，但是 大时管材回弹量随之增大.基于上述结果可以看出过 在孔型开口处及孔型侧壁与轧辊不接触的区域残余应 大的送进量会严重影响成品管材的尺寸精度.从 力增幅不大，当进入精整段以后，管材圆周的残余应力 图9(c)中看出当送进量为10mm时管材回弹量与送 分布较为均匀，管材圆周不同位置残余应力值相差不 进量为8mm时的回弹量相差不大，均可以满足管材的 大.对比分析不同送进量下不同变形阶段的残余应力 精度要求，而当送进量增加为12mm时，回弹量增幅明 分布曲线可以看出，在整个轧制进程中管材表面残余 显且超出了实际生产的精度要求，且变化较大 应力随着送进量的增大而增大，送进量为l0mm下的 综上所述，管材等效应力过小不利于金属的塑性
楚志兵等: 不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 图 6 不同送进量下不同变形阶段金属流动速度分布曲线 郾 (a) 减径段; (b) 壁厚压下段; (c) 精整段 Fig. 6 Metal flow velocity curves with different feed ranges in different deformation stages: (a) reducing segment; (b) wall thickness reduction seg鄄 ment; (c) finishing segment 图 7 不同送进量下轧制力变化曲线 Fig. 7 Rolling force change curves with different feed ranges 应减径段、壁厚压下段以及精整段不同送进量下的残 余应力分布曲线. 综合轧制过程中孔型不同位置残余 应力数值可以看出,在轧制过程中管材表面残余应力 呈先增大后较小的趋势,当管材处于减径段和壁厚压 下段时,随着送进量增加,孔型脊部和孔型侧壁与轧辊 接触的区域管材外表面残余应力增加较为明显,但是 在孔型开口处及孔型侧壁与轧辊不接触的区域残余应 力增幅不大,当进入精整段以后,管材圆周的残余应力 分布较为均匀,管材圆周不同位置残余应力值相差不 大. 对比分析不同送进量下不同变形阶段的残余应力 分布曲线可以看出,在整个轧制进程中管材表面残余 应力随着送进量的增大而增大,送进量为 10 mm 下的 残余应力与送进量为 8 mm 下的残余应力相差约为 20 MPa,然而当送进量增加为 12 mm 时,残余应力有明 显的增加,增加约为 40 MPa 左右,这也说明了过大的 送进量对于成品管性能有着不利的影响. 2郾 2郾 5 不同周期送进量对尺寸精度的影响 图 9 为不同变形段中三种送进量下的截面半径分 布曲线,图 10 为不同变形段中三种送进量下的截面壁 厚分布曲线,图 9 和图 10 中的点 1 ~ 12 与图 4 中的测 量点一一对应. 通过不同变形阶段的截面半径和壁厚 分布曲线可以看出,在轧制前期钢管在轧辊的作用下 被压扁,其横截面形状呈椭圆形,进入精整段后钢管横 截面接近圆形. 通过对比不同变形阶段管材截面半径 分布曲线可以看出在轧制过程中,管材外径和壁厚随 着送进量的变化而变化,送进量越大管材外径和壁厚 越大,并且随着送进量的增加管材的椭圆度也随之增 加. 由于皮尔格冷轧过程中由轧辊、轧槽及芯棒组成 的孔型曲线是固定不变的,也就是在不同变形阶段各 个位置的孔型直径是固定的,这也说明了当送进量增 大时管材回弹量随之增大. 基于上述结果可以看出过 大的送进量会严重影响成品管材的尺寸精度. 从 图 9(c)中看出当送进量为 10 mm 时管材回弹量与送 进量为8 mm 时的回弹量相差不大,均可以满足管材的 精度要求,而当送进量增加为 12 mm 时,回弹量增幅明 显且超出了实际生产的精度要求,且变化较大. 综上所述,管材等效应力过小不利于金属的塑性 ·751·
·752· 工程科学学报，第39卷，第5期 360 330 40 10mm 380 270 -.-8mm 240 ◆-10mm 12 mm 320 210 0 60120180240300360 300 60120180240300360 角度/) 角度9 300 (c) 280 8 mm 。-10mm 260 +12mm 240 220 2000 60120180240300360 角度/) 图8不同送进量下不同变形阶段残余应力分布曲线.(a)减径段：(b)壁厚压下段：()精整段 Fig.8 Residual stress curves with different feed ranges in different deformation stages:(a)reducing segment;(b)wall thickness reduction seg- ment;(c)finishing segment (aj 32.0 -4一8mm b 。10mm 5 24.2mm 一8mm (cj 19.04m -一8mm -。一10mm ◆一10mm 31.5 12mm 24.00mu d一12mm 19.03mm 12 mm 23.75mm 2 50 902 12 12 11 10 10 10 图9不同送进量下不同变形阶段半径分布曲线.(a)减径段：(b)壁厚压下段：(c)精整段 Fig.9 Radius value curves with different feed ranges in different deformation stages:(a)reducing segment;(b)wall thickness reduction segment; (c)finishing segment (a 一4一8mm 6.0 一垂一8mm b (c) 一。一8mm ◆-10mm 。一10mm 一10mm 一12mm -一12m 一12mm 2 12 11 10 10 10 图10不同送进量下不同变形阶段壁厚分布曲线.(a)减径段：(b)壁厚压下段：()精整段 Fig.10 Wall thickness value curves with different feed ranges in different deformation stages:(a)reducing segment;(b)wall thickness reduction segment;(c)finishing segment
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 图 8 不同送进量下不同变形阶段残余应力分布曲线 郾 (a) 减径段; (b) 壁厚压下段; (c) 精整段 Fig. 8 Residual stress curves with different feed ranges in different deformation stages: ( a) reducing segment; ( b) wall thickness reduction seg鄄 ment; (c) finishing segment 图 9 不同送进量下不同变形阶段半径分布曲线 郾 (a) 减径段; (b) 壁厚压下段; (c) 精整段 Fig. 9 Radius value curves with different feed ranges in different deformation stages: (a) reducing segment; (b) wall thickness reduction segment; (c) finishing segment 图 10 不同送进量下不同变形阶段壁厚分布曲线 郾 (a) 减径段; (b) 壁厚压下段; (c) 精整段 Fig. 10 Wall thickness value curves with different feed ranges in different deformation stages: (a) reducing segment; (b) wall thickness reduction segment; (c) finishing segment ·752·
楚志兵等：不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 ·753· 变形，轧制过程中等效应力随送进量的增加而增加且 三种送进量下管材应力状态均可满足成形要求.送进 x=7m=3.4851m (3) 量增大引起轧制力的增大，降低了生产设备的寿命以 式中，F。为管坯横截面面积，F。为变形区压下段与精 至于增大了生产成本.当送进量增大时，管材圆周金 整段交汇处横截面面积 属流动速度增大且加大了金属流动速度的不均匀性， 联立方程组(1)、(2)、(3)可以求得LG60轧机冷 在一定程度上会对管材尺寸精度和性能造成不利的影 轧304不锈钢管时的送进量m为9.92mm,可以近似 响.回弹和残余应力的存在导致了成品尺寸和性能的 取为10mm.在一定程度上验证了通过有限元模拟得 下降，而成品管回弹量和残余应力值随送进量增大而 到的最优送进量10mm的准确性 增大，这也说明增大送进量会严重影响成品管精度和 4实验验证 性能.模拟过程中，送进量为8、10和12mm下所需轧 制道次分别为64、50和42，可以看出增大送进量可以 实验采用某不锈钢管厂LG60轧机进行轧制，轧 提高轧制生产效率.所以从保证管材质量和提高生产 制试验现场如图11所示.冷轧前管坯外径为中67mm, 效率降低成本等多方面因素考虑，选用l0mm的送进 壁厚为6mm,冷轧后钢管理论外径为中38mm,壁厚为 量可以更好的满足工艺要求 3mm,送进量选用8、10、12mm,其余工艺参数与有限 元模拟所使用的工艺参数完全一致. 3理论验证 基于皮尔格冷轧截面变形特点及材料本构模型并 结合塑性变形理论和材料卸载定律[6]，从保证轧后管 材外径符合行业标准规定的最大回弹外径值的角度出 发，可以得出送进量求解方程组如下： 6 (D:-S:)S: In (D.-S.)S. +(是+=6 图11.轧制试验现场 eH=Eu（eH), Fig.11 Rolling experiment site D.=D.(m), 在来料长度为8m,轧制速度为1903.28mm·s1 lS.=S.(m). 的条件下，三种送进量下由荒管到成品管所需的轧制 (1) 时间如表2所示，从表2中可以看出增加送进量可以 式中，D。、S为孔型轮廓线变形区压下段与变形区精 降低轧制时间从而提高生产效率以节约成本 整段交汇处截面α《经过轧制横移后管材外径和壁厚 表2轧制所需时间 值，eu为该截面处不发生回弹是的当量应变，：为该 Table 2 Rolling times required 截面处发生回弹是的当量应变，D。、S为成品管外径和 壁厚值，D:、S:为成品管回弹后外径和壁厚值.D。、S。 送进量/mm 轧制所需时间/min 可由皮尔格孔型设计曲线方程求得： 16.0 10 13.2 D.=D+(D-D-Z-4)(）广+z, 12 10.5 =4+(d-d,-z-)(）广+z， (2) 轧制出的成品管如图12所示.随机截取成品管5 个不同截面进行外径测量，测量的结果如表3所示，测 2 量结果表明成品管外径尺寸随着送进量的增加而增加 式中：D为成品管孔型直径：d,为成品管芯棒直径；D 且当送进量增大为12mm时外径增加显著，而当送进 为管坯外径；d为管坯内径；Z为孔型工作段最小锥 量为8mm和10mm时的成品管回弹后最大外径均不 度；L为管坯与芯棒间隙；L为变形区压下段长度；x为 超过38.04mm,可以满足精度要求.并且实验测量的 孔型轴向位置（α截面处为0）：E,为轧槽指数（钢材取 平均外径值与有限元模拟得到的平均外径值误差不超 2.8):E,为芯棒指数（钢材取2.8）.上式中x可由以 过±0.01mm,在合理范围之内，同时也说明了有限元 下方程求解： 模拟的准确性
楚志兵等: 不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 变形,轧制过程中等效应力随送进量的增加而增加且 三种送进量下管材应力状态均可满足成形要求. 送进 量增大引起轧制力的增大,降低了生产设备的寿命以 至于增大了生产成本. 当送进量增大时,管材圆周金 属流动速度增大且加大了金属流动速度的不均匀性, 在一定程度上会对管材尺寸精度和性能造成不利的影 响. 回弹和残余应力的存在导致了成品尺寸和性能的 下降,而成品管回弹量和残余应力值随送进量增大而 增大,这也说明增大送进量会严重影响成品管精度和 性能. 模拟过程中,送进量为 8、10 和 12 mm 下所需轧 制道次分别为 64、50 和 42,可以看出增大送进量可以 提高轧制生产效率. 所以从保证管材质量和提高生产 效率降低成本等多方面因素考虑,选用 10 mm 的送进 量可以更好的满足工艺要求. 3 理论验证 基于皮尔格冷轧截面变形特点及材料本构模型并 结合塑性变形理论和材料卸载定律[16] ,从保证轧后管 材外径符合行业标准规定的最大回弹外径值的角度出 发,可以得出送进量求解方程组如下: 6 [ 3 ln (D琢 - S琢)S琢 (D忆c - S忆c)S忆 ] c 2 + (ln S忆c S ) 琢 2 + (ln D忆c D ) 琢 2 = 着忆H, 6 [ 3 ln (D琢 - S琢)S琢 (Dc - Sc)S ] c 2 + (ln Sc S ) 琢 2 + (ln Dc D ) 琢 2 = 着H, 着H = 着H(着忆H), D琢 = D琢(m), S琢 = S琢(m) ì î í ï ï ï ïï ï ï ï ïï . (1) 式中, D琢 、S琢为孔型轮廓线变形区压下段与变形区精 整段交汇处截面 琢 经过轧制横移后管材外径和壁厚 值,着H 为该截面处不发生回弹是的当量应变,着忆H 为该 截面处发生回弹是的当量应变,Dc、Sc为成品管外径和 壁厚值,D忆c、S忆c为成品管回弹后外径和壁厚值. D琢 、S琢 可由皮尔格孔型设计曲线方程求得: D琢 = DF + (DL - DF - Z - Li) ( x ) L E1 + Z x L , d琢 = dF + (dL - dF - Z - Li) ( x ) L E2 + Z x L , S琢 = D琢 - d琢 2 ì î í ï ï ï ï ï ï . (2) 式中: DF为成品管孔型直径;dF为成品管芯棒直径;DL 为管坯外径;dL 为管坯内径;Z 为孔型工作段最小锥 度;Li为管坯与芯棒间隙;L 为变形区压下段长度;x 为 孔型轴向位置(琢 截面处为 0);E1为轧槽指数(钢材取 2郾 8);E2为芯棒指数(钢材取 2郾 8). 上式中 x 可由以 下方程求解: x = F0 F琢 m = 3郾 4857m. (3) 式中, F0为管坯横截面面积,F琢为变形区压下段与精 整段交汇处横截面面积. 联立方程组(1)、(2)、(3)可以求得 LG60 轧机冷 轧 304 不锈钢管时的送进量 m 为 9郾 92 mm,可以近似 取为 10 mm. 在一定程度上验证了通过有限元模拟得 到的最优送进量 10 mm 的准确性. 4 实验验证 实验采用某不锈钢管厂 LG60 轧机进行轧制,轧 制试验现场如图 11 所示. 冷轧前管坯外径为准67 mm, 壁厚为 6 mm,冷轧后钢管理论外径为 准38 mm,壁厚为 3 mm,送进量选用 8、10、12 mm,其余工艺参数与有限 元模拟所使用的工艺参数完全一致. 图 11 轧制试验现场 Fig. 11 Rolling experiment site 在来料长度为 8 m,轧制速度为 1903郾 28 mm·s - 1 的条件下,三种送进量下由荒管到成品管所需的轧制 时间如表 2 所示,从表 2 中可以看出增加送进量可以 降低轧制时间从而提高生产效率以节约成本. 表 2 轧制所需时间 Table 2 Rolling times required 送进量/ mm 轧制所需时间/ min 8 16郾 0 10 13郾 2 12 10郾 5 轧制出的成品管如图 12 所示. 随机截取成品管 5 个不同截面进行外径测量,测量的结果如表 3 所示,测 量结果表明成品管外径尺寸随着送进量的增加而增加 且当送进量增大为 12 mm 时外径增加显著,而当送进 量为 8 mm 和 10 mm 时的成品管回弹后最大外径均不 超过 38郾 04 mm,可以满足精度要求. 并且实验测量的 平均外径值与有限元模拟得到的平均外径值误差不超 过 依 0郾 01 mm,在合理范围之内,同时也说明了有限元 模拟的准确性. ·753·
·754· 工程科学学报，第39卷，第5期 表3现场试验成品管抽检外径尺寸 Table 3 Finished pipe diameter sizes 送进量/mm 截面l/mm 截面2/mm 截面3/mm 截面4/mm 截面5/mm 平均值/mm有限元模拟/mm 8 38.02 38.03 38.01 38.01 38.02 38.018 38.024 公 38.05 38.04 38.03 38.04 38.03 38.038 38.039 38.08 38.06 38.08 38.07 38.09 38.076 38.068 量进行了轧制试验，通过对有限元模拟及试验结果对 比分析得出了不同送进量对皮尔格冷轧成形过程以及 成品管性能的影响规律 (1)通过对有限元模拟结果进行对比分析可以得 出，随着送进量的增大，皮尔格冷轧过程中的轧制力、 管材等效应力值、残余应力值、回弹量会随之增加，同 时轧制周期得以缩减从而提高生产效率.增大送进量 还会导致轧制过程中管材圆周金属流动速度不均匀进 而影响成品管尺寸精度及残余应力大小 图12轧后成品管 (2)采用LG60冷轧机进行轧制试验，得到三种 Fig.12 Posting rolling tube 不同送进量工艺参数下的成品管材，通过对成品管进 图13为加拿大Proto-X射线残余应力测试仪，通 行尺寸和残余应力检测得知增大送进量会提高管材的 过残余应力测试仪对不同送进量下轧制出的成品管外 生产效率，但是成品管回弹量和残余应力随着送进量 表面残余应力进行测量，测量点选取与有限元选取方 的增加而增加，同时也验证了有限元模拟的准确性. 法一致，得到的残余应力值如表4所示.测量结果与 通过仿真、理论公式以及实验结果分析，综合多方面因 有限元模拟结果基本一致，且均表明管材残余应力会 素得出l0mm送进量可以较好的满足管材的轧制工艺 随着送进量的增大而增大. 要求. 参考文献 [1]Zhang H Q,Wang X F,Wei B L,et al.Effect of tooling design on the cold pilgering behavior of zirealoy tube.Int IAdr Manuf Technol,2017:1 [2]Pociecha D,Boryezko B,Osika J,et al.Analysis of tube deform- ation process in a new pilger cold rolling process.Arch Cir Mech Eng,2014,14(3):376 [3]Abe H,Iwamoto T,Yamamoto Y,et al.Dimensional accuracy of tubes in cold pilgering.J Mater Process Technol,2016,231:277 图13残余应力测试仪 [4]Gurao N P,Akhiani H,Szpunar JA.Pilgering of Zircaloy-4;ex- Fig.13 Residual stress tester periments and simulations.J Nucl Mat,2014,453(1):158 表4残余应力检测数据对比 [5]Lodej B,Niang K,Montmitonnet P,et al.Accelerated 3D FEM Table 4 Contrast in residual stress computation of the mechanical history of the metal deformation in cold pilgering of tubes.J Mat Process Technol,2006,177(1): 送进测量点测量点测量点测量点测量点测量点测量点 188 /mm 1/MPa 2/MPa 3/MPa 4/MPa 5/MPa 6/MPa 7/MPa [6]Abe H,Furugen M.Method of evaluating workability in cold pil- 8218.33226.08233.89221.37226.29225.62217.81 gering.J Mat Process Technol,2012,212(8):1687 10232.20240.36257.47251.79255.66250.61242.36 [7]Abe H,Nomura T,Kubota Y.Lubrication of tube in cold pilger- 12 295.62281.49297.32299.35284.17281.19279.38 ing.J Mat Process Technol,2014,214(8):1627 [8] Liu J L,Zeng W D,Du Z L,et al.The influence rule of rolling process parameters on metal flow and forming load of TA18 alloy 5结论 tube during cold rolling.Titanium Ind Prog,2015,32(3):21 (刘江林，曾卫东，杜子龙，等.冷轧工艺参数对TA18钛合 以304不锈钢为研究对象，对不同送进量下的轧 金管材金属流动及成形载荷的影响规律.钛工业发展，2015， 制过程进行了完整的有限元模拟，同时针对不同送进 32(3):21)
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 表 3 现场试验成品管抽检外径尺寸 Table 3 Finished pipe diameter sizes 送进量/ mm 截面 1 / mm 截面 2 / mm 截面 3 / mm 截面 4 / mm 截面 5 / mm 平均值/ mm 有限元模拟/ mm 8 38郾 02 38郾 03 38郾 01 38郾 01 38郾 02 38郾 018 38郾 024 10 38郾 05 38郾 04 38郾 03 38郾 04 38郾 03 38郾 038 38郾 039 12 38郾 08 38郾 06 38郾 08 38郾 07 38郾 09 38郾 076 38郾 068 图 12 轧后成品管 Fig. 12 Posting rolling tube 图 13 为加拿大 Proto鄄鄄X 射线残余应力测试仪,通 过残余应力测试仪对不同送进量下轧制出的成品管外 表面残余应力进行测量,测量点选取与有限元选取方 法一致,得到的残余应力值如表 4 所示. 测量结果与 有限元模拟结果基本一致,且均表明管材残余应力会 随着送进量的增大而增大. 图 13 残余应力测试仪 Fig. 13 Residual stress tester 表 4 残余应力检测数据对比 Table 4 Contrast in residual stress 送进 量/ mm 测量点 1 / MPa 测量点 2/ MPa 测量点 3/ MPa 测量点 4/ MPa 测量点 5/ MPa 测量点 6 / MPa 测量点 7 / MPa 8 218郾 33 226郾 08 233郾 89 221郾 37 226郾 29 225郾 62 217郾 81 10 232郾 20 240郾 36 257郾 47 251郾 79 255郾 66 250郾 61 242郾 36 12 295郾 62 281郾 49 297郾 32 299郾 35 284郾 17 281郾 19 279郾 38 5 结论 以 304 不锈钢为研究对象,对不同送进量下的轧 制过程进行了完整的有限元模拟,同时针对不同送进 量进行了轧制试验,通过对有限元模拟及试验结果对 比分析得出了不同送进量对皮尔格冷轧成形过程以及 成品管性能的影响规律. (1) 通过对有限元模拟结果进行对比分析可以得 出,随着送进量的增大,皮尔格冷轧过程中的轧制力、 管材等效应力值、残余应力值、回弹量会随之增加,同 时轧制周期得以缩减从而提高生产效率. 增大送进量 还会导致轧制过程中管材圆周金属流动速度不均匀进 而影响成品管尺寸精度及残余应力大小. (2) 采用 LG60 冷轧机进行轧制试验,得到三种 不同送进量工艺参数下的成品管材,通过对成品管进 行尺寸和残余应力检测得知增大送进量会提高管材的 生产效率,但是成品管回弹量和残余应力随着送进量 的增加而增加,同时也验证了有限元模拟的准确性. 通过仿真、理论公式以及实验结果分析,综合多方面因 素得出10 mm 送进量可以较好的满足管材的轧制工艺 要求. 参 考 文 献 [1] Zhang H Q, Wang X F, Wei B L, et al. Effect of tooling design on the cold pilgering behavior of zircaloy tube. Int J Adv Manuf Technol, 2017: 1 [2] Pociecha D, Boryczko B, Osika J, et al. Analysis of tube deform鄄 ation process in a new pilger cold rolling process. Arch Civ Mech Eng, 2014, 14(3):376 [3] Abe H, Iwamoto T, Yamamoto Y, et al. Dimensional accuracy of tubes in cold pilgering. J Mater Process Technol, 2016, 231: 277 [4] Gurao N P, Akhiani H, Szpunar J A. Pilgering of Zircaloy鄄鄄4: ex鄄 periments and simulations. J Nucl Mat, 2014, 453(1): 158 [5] Lodej B, Niang K, Montmitonnet P, et al. Accelerated 3D FEM computation of the mechanical history of the metal deformation in cold pilgering of tubes. J Mat Process Technol, 2006, 177 (1): 188 [6] Abe H, Furugen M. Method of evaluating workability in cold pil鄄 gering. J Mat Process Technol, 2012, 212(8): 1687 [7] Abe H, Nomura T, Kubota Y. Lubrication of tube in cold pilger鄄 ing. J Mat Process Technol, 2014, 214(8): 1627 [8] Liu J L, Zeng W D, Du Z L, et al. The influence rule of rolling process parameters on metal flow and forming load of TA18 alloy tube during cold rolling. Titanium Ind Prog, 2015, 32(3):21 (刘江林, 曾卫东, 杜子龙, 等. 冷轧工艺参数对 TA18 钛合 金管材金属流动及成形载荷的影响规律. 钛工业发展, 2015, 32(3): 21) ·754·
楚志兵等：不同送进量对皮尔格轧制成形的影响及验证 ·755· [9]Huang L,Xu Z,Dai C.et al.Three-dimensional FE simulation (易幼平，刘超.黄始全.基于DEFORM-3D的7050铝合金 of multi-strokes cold pilgering of TAl8 titanium alloy tube:I theo- 动态再结品元胞自动机模拟.中南大学学报（自然科学版）， retical analysis,modeling and validation.Rare Met Mat Eng, 2010,41(5):1814) 2013,42(3):524 [13]Mulot S,Hacquin A,Montmitonnet P.A fully 3D finite element (黄亮，徐哲，代春，等.TA8钛合金管材多行程皮尔格冷轧 simulation of cold piligering.J Mat Process Technol,1996,60 过程三维有限元模拟：I理论解析、模型建立与验证.稀有金 (1):505 属材料与工程，2013.42(3)：524) [14]Montmitonnet P,Loge R,Hamery M,et al.3D elastic-plastic fi- [10]Davies R W,Khaleel M A,Kinsel W C,et al.Anisotropic yield nite element simulation of cold pilgering of zircaloy tubes.J Mat locus evolution during cold pilgering of titanium alloy tubing.I Process Technol,2002,125:814 Eng Mat Technol,2002,124:125 [15]Feng Z X,Zhang JZ,Yang JJ,et al.Plastic deformation prop- 11]He Y H,Liu Y L,Deng G C,et al.Numerical simulation of in- agation characteristic of metals under cyclic loading.Acta Metall fluence of process parameters on aluminum plate's temperature Sinica,1995,31(8):351 drop during hot rolling.J Central S Univ Sci Technol,2007,38 (冯忠信，张建中，杨建军，等.金属材料在循环加载下塑性 (4):728 变形的传播特性.金属学报，1995,31(8)：351) (何玉辉，刘义伦，邓高潮，等.工艺参数对铝板带热轧过程 [16]Chu Z B,Lii Y Y,Huang Q X,et al.Establishment and verifi- 总温降影响的数值模拟.中南大学学报（自然科学版）， cation of pilger mill cold rolled stainless steel tube springback 2007,38(4):728) prediction model.J Sichuan Univ Eng Sci Ed,2015,47(2): [12]Yi Y P,Liu C.Huang S Q.Simulation of dynamic recrystalliza- 165 tion for 7050 aluminium alloy on platform of DEFORM-3D using (楚志兵，吕阳阳，黄庆学，等.皮尔格轧机冷轧不锈钢管回 cellular automaton.J Central s Unin Sci Technol,2010,41(5): 弹预测模型的建立与验证。四川大学学报（工程科学版）， 1814 2015,47(2):165)
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