摘 要： 本文推薦了考慮到變形力和熱工機(jī)械過程條件的2種變形制度的對比評價方法，認(rèn)真分析了烏拉爾第一新管廠股份有限公司和南方管廠股份有限公司（140機(jī)組）使用耐蝕鋼管坯的穿孔過程。在2家工廠都存在調(diào)整參數(shù)的情況下，烏拉爾第一新管廠的軋機(jī)比較有優(yōu)勢。在頂頭嘴前人工調(diào)整壓下量時，南方管廠的軋機(jī)有優(yōu)勢。
　　關(guān)鍵詞： 140軋管機(jī)組 穿孔機(jī) 管坯穿孔制度
　　
　　在用耐蝕鋼生產(chǎn)管子時，由于組織中存在奧氏體和δ—鐵素體，這些具有降低塑性變形特點的因素，對管坯穿孔制度起著重要作用。
　　在烏拉爾第一新管廠和南方管廠（尼克波利市）的2套相同的140軋管機(jī)組上軋制高合金鋼管，這2套機(jī)組的穿孔機(jī)性能如下。
　　在本次工作中，對2臺軋機(jī)上所用耐蝕鋼的管坯穿孔制度進(jìn)行了對比分析。早些時候已證實，可以正確對比變形動力過程的條件（特別是累計位移變形率A—奧德科維斯參數(shù)）；同時也證實，可以正確對比根據(jù)坯料抗變形力的熱工機(jī)械條件。
　　在被研究的2臺軋機(jī)上，采用直徑和轉(zhuǎn)速值相近的鼓度軋輥?？梢园延绊懝芘髯畲笾睆降娜肟阱F不同長度和影響荒管最大直徑的出口錐不同長度看作是2臺軋機(jī)的區(qū)別所在。烏拉爾第一新管廠的軋機(jī)軋輥上有圓柱形肩角（凸緣），肩角細(xì)處朝向管坯入口側(cè)；在二次壓下量U咬入條件容許的情況下入口錐小1°，頂頭嘴前參數(shù)X/D，增大（雖然類似指標(biāo)很早就用于橫向軋制，但日本專家仍推薦用于不同管子上）。
　　為了作比較，選取以下循環(huán)變形參數(shù)：循環(huán)數(shù)或單一壓下量數(shù)N（荒管坯半卷內(nèi)），累計變形率A，截面B、C、F計算值（圖1）；單一壓下量；頂頭嘴前截面中的變形速度和變形阻力δ。按照工藝規(guī)程，在計算變形阻力δ時，對南方管廠軋機(jī)采用的軋輥轉(zhuǎn)速為90轉(zhuǎn)/min，對烏拉爾第一新管廠軋機(jī)采用的軋輥轉(zhuǎn)速為110轉(zhuǎn)/min。采用延伸系數(shù)μ、比值X/D，頂頭嘴前壓下量u和軋輥變細(xì)處壓下量u作為最終變形參數(shù)。運(yùn)用莫斯科動力學(xué)院的數(shù)學(xué)模型獲得了循環(huán)變形參數(shù)值。
　　1—管坯；2—軋輥；3—頂桿；4—荒管
　　圖1：截面B中（б）管坯縱截面（a）、橫截面和截面C中
　　 荒管（в）及其部分展開（г）縱橫截面圖
　　在實驗數(shù)據(jù)和M哈伊杜科物理經(jīng)驗關(guān)系式的基礎(chǔ)上，計算δ：
　　δ=δAe?Aε?Aε，（1）
　　式中A，A，A，m，m，m—考慮到材料性能和對熱工機(jī)械參數(shù)影響的系數(shù)：每個進(jìn)給間距的溫度T，變形率ε和變形速度；δ。當(dāng)T=1000℃，ε=0.1、=1C時，針對研究材料獲得實驗變形阻力值。
　　用公式（2）計算了B、C兩點的局部壓下量ε：
　　ε=R1n（Rξ）或ε=1n（S/S），（2）
　　式中R和R—分別是頂頭嘴前截面管坯半徑和取自頂頭嘴前進(jìn)給間距間隔截面管坯半徑；ξ—取自距頂頭嘴半個間距間隔處截面的橢圓形系數(shù)；S和S分別是截面C處和距截面C處一個進(jìn)給間距的荒管壁厚。
　　與計算一個變形周期內(nèi)的平均速度一樣，計算了變形速度：
　　=ε/г（3）
　　式中，I/v—被研究截面中一個軋輥的變形長度；I—按照一個軋輥的接觸面寬和子午線截面角計算的軋輥弧長；v—被研究截面的軋輥圓周速度。
　　在比較穿孔制度時，使用了指標(biāo)k：
　　k=（σ/σ）（Λ/Λ）（4）
　　式中指數(shù)1和2表示對比過程或制度；2種關(guān)系具有根據(jù)熱工機(jī)械參數(shù)和位移累計變形率比較制度條件下一致的特點。
　　根據(jù)厚、薄壁荒管規(guī)格和實際上相同的延伸系數(shù)從2家工廠的軋制表中選取了直徑D=105mm及直徑相近的管坯穿孔制度（表1）。既然工廠說明書推薦進(jìn)給角ɑ的部分變化范圍，那么就計算出了ɑ的2個極限值的所有范圍（見表1）。
　　根據(jù)壓下量u和u判斷，烏拉爾第一新管廠采用耐蝕鋼管坯穿孔制度更合理，但是就內(nèi)部缺陷出現(xiàn)概率特點的參數(shù)值X/D而言，實際上整個范圍意義相同，因為南方管廠的軋機(jī)軋輥入口錐角較大。最終變形參數(shù)和軋輥入口錐實際角Ф是考慮到進(jìn)給角處軋輥打開引起的彎斜而計算出來的。
　　既然根據(jù)最終變形參數(shù)的評價得出一些矛盾的結(jié)果，那么就對考慮到根據(jù)循環(huán)變形參數(shù)計算的變形動力和熱工機(jī)械參數(shù)過程做了評價。
　　表2的數(shù)據(jù)分析表明，當(dāng)穿孔進(jìn)給角為11°時，根據(jù)考慮到變形力工藝過程條件參數(shù)A能夠推測出在烏拉爾第一新管廠軋機(jī)上產(chǎn)生內(nèi)褶疊的概率很小。當(dāng)進(jìn)給角為12°時，在南方管廠的軋機(jī)上就連出現(xiàn)裂紋傾向的可能也會很大。
　　考慮到熱工機(jī)械條件不同，就南方管廠而言σ顯示出減小的趨勢（見表2σ值），所以系數(shù)k小于比值A(chǔ)。2臺對比軋機(jī)數(shù)值中的差別是以計算南方管廠軋機(jī)的循環(huán)變形參數(shù)時在相應(yīng)截面中由于入口錐角Ф值較小而得到橢圓形系數(shù)ξ值較小為條件的。這就導(dǎo)致用公式（2）計算時，單位壓下量ε減小，用公式（3）計算時，變形速度減小，用公式（1）計算時σ，值相應(yīng)減小。
　　累計變形率A關(guān)系式在所有軋機(jī)上都符合進(jìn)給角影響荒管質(zhì)量的已知表達(dá)式。用公式（4）計算出的指標(biāo)k，在南方管廠和烏拉爾第一新管廠的穿孔機(jī)上薄壁荒管穿孔制度比厚壁荒管穿孔制度更接近。
　　因為針對2臺140軋機(jī)而言，被研究的工廠制度在原始調(diào)整中（不同壓下量u和u）都有差別，根據(jù)推薦壓下量（u≈5%，u≈10%，比如11）曾嘗試調(diào)整給定壓下量。在這種情況下，采用了相同的荒管規(guī)格（D、S）。在這種“調(diào)整”荒管和壓下量尺寸的情況下，必須以得到沿變形源長度重新分配循環(huán)變形參數(shù)為前提。
　　烏拉爾第一新管廠的頂桿工作部分長l與頂桿直徑d之比要比南方管廠的大（圖2），但盡管如此，用于烏拉爾第一新管廠穿孔軋機(jī)輥上有圓柱形肩角，像建議的那樣成功地對穿孔機(jī)進(jìn)行了調(diào)整。在南方管廠的穿孔機(jī)上偏重于頂頭嘴前壓下量u的調(diào)整，因為壓下量影響著內(nèi)部缺陷的產(chǎn)生，而壓下量u定的有些過大。當(dāng)壓下量u接近相同時，相應(yīng)的延伸系數(shù)值μ小于參數(shù)值X/D，這說明南方管廠穿孔機(jī)的優(yōu)勢。計算出的循環(huán)變形參數(shù)證明了這一結(jié)論（表4）。
　　 穿孔機(jī)（虛線）軋輥相互位置示意圖
　　按公式（1）計算，荒管薄皮的增加導(dǎo)致進(jìn)給間距減小，因此快速單位壓下量ε減小，變形速度下降，在同一時間內(nèi)變形阻力σ也會減小。進(jìn)給角縮小也會使進(jìn)給間距減小，可見在管坯橢圓化不變的情況下，也會產(chǎn)生同樣的結(jié)果。在變形動力條件下，由于加大進(jìn)給角，南方管廠的穿孔機(jī)穿孔較好。對于厚壁荒管而言，熱工機(jī)械因素的主要貢獻(xiàn)是指標(biāo)k的差異，對于薄壁荒管而言是變形動力因素（見公式（4）），但在采用建議溫度（公比值σ）時，對數(shù)值A(chǔ)的影響就不那么重要了。
　　表4：烏拉爾第一新管廠和南方管廠140穿孔機(jī)相同調(diào)整情況下1155℃穿孔時，厚壁和薄壁荒管的循環(huán)變形參數(shù)
　　*分子—σ=74，4H/MM，σ=62，78H/MM
　　**穿孔溫度1155/1215℃
　　考慮到變形動力和熱工機(jī)械工藝過程條件，推薦用耐蝕鋼管坯穿孔制度評價方法，在不同進(jìn)給角和穿孔溫度情況下，在許多實例中獲得厚壁和薄壁荒管。按照工廠軋制表調(diào)整的情況下，對烏拉爾第一新管廠和南方管廠的140穿孔機(jī)進(jìn)行了對比。就烏拉爾第一新管廠而言，過程指標(biāo)k較小，這就可以推測出在允許的進(jìn)給角情況下產(chǎn)生褶疊的概率較小。
　　調(diào)整頂頭嘴前壓下量u，在修正調(diào)整之后在這種過程條件下南方管廠的穿孔機(jī)擁有較好的指標(biāo)。被推薦的評價方法能夠考慮到穿孔過程的各種條件。
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