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·