簡介
張力減徑機(SRM)是熱軋無縫鋼管生產中的最後一道工序，可由少數幾種坯料生產出多種規格的成品，目前國內外鋼管生產廠家已廣泛套用張力減徑技術。其工藝原理以三輥減徑為例，一般不帶芯棒，通過控制機架間的速度差所形成的張力，使鋼管在系列孔型中減徑減壁。由於張力減徑(簡稱“張減”)過程是在高溫下進行的，其幾何形狀、溫度、應變等場變數的變化影響到金屬的微觀組織及其力學性能，因此，對張減過程各參量的準確預報和控制，對於確定變形抗力、力能參數和組織演變等十分重要。採用有限元法對張減過程進行模擬研究在國內外已得到廣泛套用，但大都對單機架或少數幾個機架進行研究，且不考慮溫度變化。
結合某廠10機架張減軋制工藝，採用非線性有限元法對全系統進行三維熱力耦合建模，對管坯張減過程進行數值模擬，分析了溫度、等效應力、等效應變等現場難以測量的分布量，以及管坯經過各機架時的壁厚變化，為合理制定減徑工藝提供參考 。
有限元模型建立
張減機組每個機架的孔型由3個軋輥構成，每個軋輥的輥形曲面120。陣列排布，奇數機架與偶數機架互成6O。排列，因此可以取與鋼管對應的1/2軋輥曲面作為研究對象，把管坯的計算模型減少到整個截面的1/6。模型簡化後，對稱邊界條件由對稱面上的節點速度來確定，其在對稱面法線方向上的速度為零。採用八節點等參元來建立描述管坯的有限元格線，格線劃分時沿鋼管半徑方向分為兩層，圓周方向分為12份，共26個節點。
管坯材料為2O號鋼，熱物性參數直接從Marc材料庫中取得，初始溫度950℃ ，環境溫度取2O℃ ，軋輥溫度取100~C，管坯的自由表面存在熱傳導、熱對流和熱輻射3類邊界條件，由於對流所產生的熱損失所占比例較小，可將其與輻射統一作為一個邊界條件處理，對流和輻射的等效換熱係數取150W/(m2·℃)，管坯與軋輥的接觸換熱係數取20kW/(m ·℃)，變形功轉換係數取0．9，摩擦功轉換係數取0．5，管坯和軋輥之間的摩擦係數取0．4 。
計算條件及模擬
採用橢圓L型系列軋制，荒管尺寸為152．5ram)<9．75 mrn，成品管尺寸為~114mm×10 mm，人口速度1500 mm/s，機架間距310 mm，為了減少計算時問，並且保證穩定軋制狀態，即管坯前端離開最後一個機架時，其後端還未咬入第一個機架，管坯長度取3000mm。
利用所建立的熱力耦合有限元模型，對1O機架微張減過程進行三維模擬軋制。分析時，假定連軋荒管橫向和縱向壁厚均勻，視軋件為變形體，視軋輥為剛性體，各機架軋輥轉速根據實際轉速給定。
模擬時先給軋件一個與軋制方向相同的速度，待第一機架軋輥咬入後，施加在軋件上的速度變為零，然後軋件在軋輥摩擦力的帶動下依次進入後續機架，直至從最後一個機架軋出，管坯從開始咬入到完全離開最後一個機架，大約需用4s時間。
結果分析
1 應力應變分析
1O機架微張減過程的等效應變在0．037~0．367左右，變形速率從0．88s 到近10．48s ，等效應力為5O．23MPa～26OMPa左右，最後一個機架出口溫度為860℃左右。只給出穩態軋制時第6機架減徑變形區內的場變數分布，其中包括等效應變場、等效應變速率場、等效應力場、溫度場分布。
2 溫度分析
由於軋制速度比較快，各機架間距小，不能對每個機架的入口和出口溫度進行測量，利用手持式雷射測溫儀只對管坯進入和離開張減機組時進行外表面溫度測量，測溫位置在圖4中節點7附近，由於模擬採用的鋼管的長度要遠小於實際生產的鋼管長度，為了便於比較，給出幾組管坯的頭部某點位外表面溫度的平均值，入口溫度相差12℃，出口相差25℃，實測頭部溫降72℃，模擬溫降59℃。排除管坯表面的氧化皮機測溫儀本身誤差等因素，可認為給定的溫度邊界條件基本合理。
在前一秒內，所取管坯橫截面尚未咬入，僅存在對流和輻射作用引起熱量散失，產生溫降。外表面各點溫降最快，內表面次之，管壁中部溫降最慢。進入軋制區之後，外表面與每個軋輥接觸，都會引起溫度迅速下降，表面各道次溫降不同，這是管坯與軋輥的接觸時間、接觸壓力和接觸面積等因素影響的結果。而在中部各點受內部熱傳導和塑性形變的共同作用，溫度曲線呈現階梯狀，由第8機架開始，由於減徑量較小，軋輥與管坯的接觸面積也較小，塑性變形引起的溫度變化變得不明顯。
隨著軋制過程的進行，外表面的溫降很快，由於熱傳導的作用，中部點的溫降速度大於內表面各點，在最後機架出口處，內表面的溫度最高。當管坯離開最後一個機架，由於內外溫差較大，軋件內部傳導作用大於外表面的對流輻射作用，故外表面的溫度略有上升，而中部及內表面的溫度則緩慢下降。對比3個位置的溫降曲線，管坯在軋制過程中，輥底和輥縫部位的溫降變化規律大致相同，孔型側壁處溫降曲線相對緩和，外表面終軋溫度在870℃左右。
3 壁厚分析
管坯格線圓在周方向分為12份，每隔5。一個節點，對於奇數機架，O。對應輥底部位，6O。對應輥縫部位，偶數架兩位置相互交替。計算相應的節點之間的距離，即可得到橫向壁厚，軋出成品管橫向壁厚。可知該產品橫向壁厚變化比較均勻，橫向平均壁厚為10．05mm (212藝設定為lOmm)，
橫向厚差為0．13mm，壁厚偏差為0．2 ～1．1 ，壁厚精度較高，該張減工藝比較合理。
4 軋制力矩分析
實測時記錄的是各機架驅動電機的電流值，取穩定軋制狀態下的電流值，經過轉換後得到軋制力矩，實測力矩和模擬力矩比較，由圖可以看出兩者比較吻合，誤差在1O 以內，其中第一架和第二架出現了負力矩，表現為該機架驅動電機的電流出現負值。同時也說明所建立的熱力耦合有限元模型基本可靠。
總結
1)利用非線性有限元法，建立了張力減徑過程熱力耦合有限元模型，通過對某廠1O機架張力減徑過程進行數值模擬，得到了軋件三維各場變數分布，軋制力能參數與現場實測數據吻合良好。
2)利用該模型得到了各節點溫降曲線，橫向壁厚分析表明，該張減產品壁厚精度較高，張減工藝合理。該模型的建立為最佳化軋制工藝、分析產品質量、預測工件冷卻後的組織和性能奠定了基礎 。
