Φ460 mm PQF三輥連軋管機組的工藝裝備優化及生產實踐

王旭午，楊為國，徐福昌，夏克東，柏廣杰

（煙臺寶鋼鋼管有限責任公司，山東煙臺265500）

Φ460 mm PQF三輥連軋管機組的工藝裝備優化及生產實踐

王旭午，楊為國，徐福昌，夏克東，柏廣杰

（煙臺寶鋼鋼管有限責任公司，山東煙臺265500）

介紹了針對高合金鋼鋼管的生產工藝特點，對Ф460 mm PQF三輥連軋管機組的工藝布置、工藝參數及設備結構等所做的優化設計、改造及其應用效果。生產實踐證明：對該機組所做的優化措施合理有效，滿足了高合金鋼鋼管的生產要求；尤其是設計階段對主軋線能力的優化提高，避免了因軋制能力不足而出現高合金鋼鋼管軋制困難的情況發生。

PQF三輥連軋管機組；Ф460 mm；工藝裝備優化；高合金鋼鋼管；薄壁管

為滿足我國高合金鋼無縫鋼管的市場需求，煙臺寶鋼鋼管有限責任公司（簡稱煙臺寶鋼）于2008年開始建設了Ф460 mm PQF三輥連軋管機組，設計年產能52萬t，并配套建設了年產25萬t的連續熱處理線1條，年產14萬t的管加工線1條，高壓鍋爐管精整線及一般管精整線各1條。煙臺寶鋼將該機組產品定位于大直徑、高合金鋼精品鋼管的生產，產品合金含量較高，因此在采用PQF三輥連軋管技術的基礎上，按照高合金鋼鋼管生產要求，對主軋線工藝參數及設備又做了進一步優化，使其成為有利于生產高合金鋼無縫鋼管的先進機組。

本文將對該Ф460 mm PQF三輥連軋管機組的工藝裝備優化及其高合金鋼鋼管的生產實踐進行介紹。

1 產品大綱

Ф460 mm PQF三輥連軋管機組設計年產能52萬t，產品規格Φ219～457 mm×5.9～55 mm，管坯規格Φ300（310），370（380），430（450）mm；可生產鋼管品種包括高合金鋼石油套管、高壓鍋爐管、管線管等，核心鋼管品種為超級13Cr、2Cr13高合金鋼套管，P5、P91高合金鋼鍋爐管和TP304不銹鋼鋼管等。

2 機組工藝控制保證系統

Ф460 mm PQF三輥連軋管機組采用德國SMS Meer公司設計的先進的工藝控制系統，包括工藝過程控制系統（PSS）、輥縫自動控制系統（HCCS）和在線監測質量保證系統（QAS）。從目前生產情況來看，上述系統運行平穩，數據采集比較精確，對保證產品質量起到了不可或缺的作用。

脫管機后配置的IMS（13通道）系統，能夠在線實時監測鋼管13個沿縱向截面的壁厚變化規律。同時可以計算出所有測量點最大壁厚、最小壁厚及平均壁厚，也可以計算出偏心率，分析出穿孔機和連軋管機對鋼管壁厚不均的影響程度。

3 工藝裝備優化

針對高合金鋼鋼管的生產工藝特點，煙臺寶鋼與設備供應商（德國SMS Meer）及工程設計院（中冶京誠工程技術有限公司）共同對工藝布置、工藝參數及設備結構在以下方面做了進一步優化。現將其改進情況及實際應用效果介紹如下。

3.1 管坯分段鋸布置

管坯分段鋸采用了奧地利MFL公司制造的圓盤鋸，鋸片為硬質合金鑲齒鋸片。根據管坯合金含量的不同采用不同類型的鋸片及鋸切參數。目前按照低合金鋼及碳鋼鋼管分段的效率要求，設計了3臺鋸機，并列布置，并且預留了第4臺鋸機的位置，以滿足大批量生產高合金鋼鋼管的鋸切要求。

3.2 管端定心機在線布置

管端定心有利于改善管坯在穿孔過程的咬入，同時可以改善穿孔毛管頭尾的壁厚精度，為此，在線布置安裝了頭尾定心機各1臺。從實際效果來看，管坯經過定心確實起到了改善穿孔咬入的效果；但是，由于空間限制，在線設備布局比較擁擠，存在定心機輔助設備穩定性不高，節奏較慢，跟不上正常生產節奏的問題。由此看來，同類型機組采取定心設備并線布置具有一定的合理性。

3.3 穿孔機前臺優化

穿孔機前臺采用預旋轉裝置，使管坯在穿孔機咬入時邊旋轉邊前進，有利于管坯的咬入。但是，通常管坯在咬入過程中甩動較嚴重，管坯預旋轉裝置工作環境惡劣，故障較多。為解決這一問題，在設計過程中采取了一些優化措施，例如將鏈條傳動改為皮帶傳動，增加了氧化鐵皮疏通及遮擋裝置等，提高了預旋轉裝置的可靠性。從實際效果來看，設備穩定，應用較好；尤其當穿孔輥老化或穿制Φ450 mm大直徑管坯時，若不啟用管坯預旋轉功能，不咬入現象明顯增多。

3.4 穿孔機能力優化

在穿孔機能力驗算過程中發現，穿孔機生產高合金鋼鋼管時，負荷能力不足，因此采取了以下增加穿孔機咬入能力和負載能力的措施。

（1）穿孔機主減速箱的減速比從5提高到6，在主電機轉速為355 r/min時，穿孔機軋輥轉速從71 r/min降低至59 r/min，同時穿孔機軋輥喉頸尺寸由Φ1 450 mm增大到Φ1 500 mm，提高了高合金鋼管坯的咬入能力。

（2）穿孔機的主電機功率由6 500 kW增大至7 800 kW，穿孔機主減速比從5增大至6，這樣穿孔機的最大軋制力矩從2 256 kN·m增大到3 156 kN·m，其允許軋制力矩增大了40%，同時加大了主傳動軸直徑，從而滿足了高合金鋼鋼管的軋制負荷要求。

從實際應用效果看，穿孔機能力的加大，避免了生產高合金鋼鋼管過載的風險。在軋制TP304鋼Φ430 mm×34 mm毛管時發現，實際軋制力矩達到2 200 kN·m，軋制力矩約是同規格20鋼的2倍，達到了優化之前的最大軋制負荷要求。

3.5 防氧化劑噴撒技術

毛管內壁氧化鐵皮的去除及防氧化劑的噴撒對鋼管內表面質量及連軋管機的軋制負荷有著直接影響，尤其高合金鋼鋼管更加重要。煙臺寶鋼防氧化劑噴撒設備由德國PNEUMOTEC公司設計制造，該設備主要特點是防氧化劑噴撒均勻且計量準確。其噴嘴設計非常簡單，結構形式為圓餅狀（圖1），中間開一中心錐形通孔，圍繞中心錐形孔周圍開了8個與圓餅中心線呈一定角度的通孔。工作原理是：防氧化劑粉末由中心通孔噴出，同時氮氣由8個通孔噴出，氮氣呈螺旋方式前進，將防氧化劑粉末彌散地附著在穿孔毛管內壁上。同時采用德國Phosphatherm公司提供的3950F防氧化劑，與傳統使用的硼砂相比環境有較大改善，且對人體基本沒有傷害。

3.6 連軋管機能力優化

為防止PQF連軋管機軋制高合金鋼鋼管的過載現象，加大了第2～3機架的軋制力及主傳動電機功率。原設計最大軋制力為5 000 kN，經過改進將軋制力提高到6 000 kN，隨之提高了連軋管機架的剛度，以滿足提高軋制力的要求。

圖1 防氧化劑噴撒裝置噴嘴結構示意

Φ460 mm 5機架PQF連軋管機組各機架的功率分別為800 kW×3，1 000 kW×3，1 000 kW×3，800 kW×3，400 kW×3，與原設計比較，第2機架和第3機架各輥的傳動電機功率增加了200 kW。

在軋制Φ355 mm×16 mm TP304不銹鋼鋼管時，最大軋制力達到4 950 kN，接近原設計的最大軋制力，約是同規格碳鋼鋼管軋制力的1.8倍。若軋制更薄壁厚的不銹鋼鋼管，軋制力還會進一步增加。設計優化時若不增加軋制力，生產薄壁不銹鋼鋼管就會很困難。

3.7 連軋管機芯棒規格的優化

連軋管機芯棒造價昂貴。該Φ460 mm PQF連軋管機原設計芯棒規格為35種，若在投產前一次性配齊，所需資金巨大。經過壁厚精度計算分析認為，在滿足標準壁厚精度要求的前提下，可以減少芯棒的規格，所以芯棒規格由35種減少為27種，節約芯棒一次性投入4 000～5 000萬元。

3.8 脫管機、定（減）徑機

Φ460 mm PQF三輥連軋管機組最初設計成品規格范圍為Φ244.5～457.0 mm，Φ457.0 mm規格的壁厚為17.9 mm以上，不經過定（減）徑機而直接由脫管機出成品，脫管機的軋輥理想直徑為850 mm，進脫管機的荒管直徑為477 mm。優化后，機組產品外徑規格拓寬至219.1～457.0 mm，對Φ457 mm規格來講，壁厚增加了9.5～17.9 mm的規格產品，且全部經過定（減）徑機出成品，脫管機的軋輥理想直徑也相應改為950 mm，進脫管機的荒管直徑改為482 mm。

定（減）徑機機架數目由10機架變更為12機架，滿足了外徑規格拓展至219.1 mm的需要，在后期實際生產中還成功開發了Φ206 mm產品。為滿足Φ457 mm鋼管定徑要求，定（減）徑機軋輥理想直徑也由850 mm增加為950 mm。

定（減）徑機機架采取抽軸換輥方式，可以實現不拆卸機架就能進行換輥的功能。實踐證明：因機械裝配精度的影響，軋輥在原機架原位置裝配勉強滿足孔型精度的要求，如果軋輥換位置換機架裝配，孔型精度無法滿足要求；然而，定（減）徑機機架采取抽軸換輥方式可以大大提高機架拆輥及裝輥的效率。

3.9 管排鋸

配置了4臺奧地利MFL公司制造的鋼管切頭分段圓盤鋸，鋸片為硬質合金鑲齒鋸片。一般廠家管排鋸的布置為兩兩串聯、然后并聯布置，但是考慮到鋸切高合金鋼鋼管時，鋸片壽命相對下降，鋸片更換相對頻繁，若采用一般布置方式，更換鋸片時，與之串聯的另一臺鋸機便不能工作；因此，為提高鋸切效率，改為4臺鋸機全部并聯布置。

4 生產實踐

4.1 生產概況

2011年4月28日，Ф460 mm PQF三輥連軋管機組首次軋制20鋼Φ325 mm×14 mm規格鋼管，一次性軋制成功。目前，機組正常生產時，軋制節奏已經達到設計指標。

Ф460 mm PQF三輥連軋管機組的產品定位于高合金鋼精品鋼管，試生產期間完成了碳鋼、5Cr、9Cr、13Cr鋼及18-8型奧氏體不銹鋼的全流程生產試制，并達到了產品標準的要求。

4.2 生產質量

4.2.1 拉凹及撕破

拉凹及撕破產生于薄壁管生產中。文獻［1］指出：由于連軋管機孔型單輥的不均勻變形影響，鋼管最小壁厚一般以連軋管徑壁比50作為一個界限確定。徑壁比大于40時容易出現拉凹缺陷，當徑壁比為50左右時，拉凹現象更加嚴重，甚至出現鋼管撕破現象。煙臺寶鋼成功試制了徑壁比大于50的鋼管（表1），其中生產Φ325 mm×7 mm鋼管時，連軋荒管徑壁比達到58.92。

在生產薄壁管時要強調連續、穩定生產，這需要工藝調整、設備功能、環形爐加熱等各環節均處于最佳狀態。根據生產經驗，產生拉凹的主要影響因素總結如下。

（1）毛管溫度及其均勻性。隨著毛管溫度的降低，軋制負荷急劇上升（圖2），經過現場驗證，得出了與文獻［1］同樣的結論。如果毛管本身溫度低，再加上毛管局部溫降大，軋制時芯棒抖動厲害，很容易出現拉凹甚至撕破，所以對于薄壁管，特別是高合金鋼鋼管搶溫軋制非常重要。

表1 極限薄壁管及其連軋徑壁比數據

圖2 不同毛管入口溫度連軋軋制力對比

（2）毛管尺寸精度。毛管內徑如果過小，會造成插棒不順，軋制過程中容易造成鋼管頭部空軋。過小的內徑，插棒過程中芯棒與內部接觸面積多，還會造成毛管的溫降不均，軋制穩定性差，很容易產生拉凹甚至撕破。如果毛管壁厚與工藝設定值相差較大，會造成連軋管機前幾機架在拉鋼狀態下軋制，因而造成鋼管內壁的拉凹甚至撕破，此時要迅速調整毛管尺寸，或者調整各機架軋輥轉速的匹配，避免拉鋼軋制。

4.2.2 內麻坑及內軋疤

內麻坑是分布于鋼管內表面的如黃豆粒大小的凹坑，一般呈帶狀或片狀分布，多發生于毛管的頭尾兩端，主要是由防氧化劑噴撒參數調整不當引起的。煙臺寶鋼防氧化劑噴撒過程是：先由高壓氣體（5～6個大氣壓）將氧化鐵皮吹出毛管；然后用氮氣把防氧化劑粉末送到噴頭，通過特別設計的旋轉空氣噴嘴，把粉末分布到毛管的內壁；設定毛管的內徑、長度及設定噴撒壓力及時間等參數后，噴撒裝置自動運行。如果參數設定不當，可能出現由于鋼管頭尾沒有噴撒上防氧化劑而發生內麻坑缺陷情況；極端情況下，如果噴嘴堵塞就會出現鋼管全長的內麻坑。內軋疤多發生于鋼管尾部，主要是因為鋼管尾圈（也稱鐵耳）被芯棒帶入管腔，尾圈壓入管壁形成疤痕，同時可能將芯棒割傷。文獻［1］給出了詳盡的分析，在此不做贅述。

4.2.3 內凸棱及內劃道

內凸棱由芯棒表面的劃傷痕引起。芯棒與毛管內表面產生相對滑動摩擦，如果芯棒表面有傷痕（掉肉或刮傷），在軋制過程中刮傷或掉肉的局部就形成沿軸線方向的凹槽。這種帶有凹槽的芯棒在軋制過程中與鋼管內壁接觸時就在鋼管內表面形成了與芯棒凹槽相對應的凸棱，如果這種凸棱在第4～5機架出現，就會直接反映在鋼管內表面；如果在第1～3機架出現，也有可能會被后兩架輾平，呈條狀折疊。

內劃道主要是由于芯棒表面潤滑不好，黏結了防氧化劑與氧化鐵皮反應后生成的熔融液渣，軋制時在鋼管的內表面產生的一定深度的劃道。芯棒潤滑不好主要是指芯棒表面溫度超出80～100℃，石墨潤滑劑在芯棒表面黏附的效果不佳，或是石墨潤滑裝置出現故障，潤滑劑在芯棒表面噴涂不全等情況［2-3］。

4.3 鋼管尺寸精度

已有大量文獻［4-6］對連軋鋼管的壁厚精度進行了分析，現將煙臺寶鋼Φ460 mm PQF三輥連軋管機組生產的高合金鋼鋼管的壁厚情況介紹如下。

4.3.1 P91鋼管尺寸精度

10Cr9Mo1VNbN/SA-335 P91（簡稱P91）是應用在超臨界、超超臨界電站鍋爐上的關鍵材料［7］，對軋制的Φ273 mm×28.6 mm P91鋼管進行了尺寸精度檢測。

沿鋼管長度方向均勻選取5個截面，每個截面測量8個點壁厚數據和4個點外徑數據，測量結果見表2。從表2可以看出：鋼管同一截面上壁厚極差最大為2.67 mm，極差最大截面處的壁厚精度為-3.36%～+5.98%，壁厚精度較高；外徑最大極差為0.3 mm。

表2 Φ273 mm×28.6 mm P91鋼管尺寸精度測量結果

4.3.2 TP304不銹鋼鋼管尺寸精度

用同樣的測量方法對軋制的Φ355 mm×16 mm TP304鋼管進行了尺寸精度檢測，測量結果見表3?？梢钥闯?，鋼管同一截面上壁厚極差最大值為2.21 mm，極差最大截面的壁厚精度為-4.25%~+7.75%，壁厚精度較高；外徑最大極差為1.7 mm。

表3 Φ355 mm×16 mm TP304不銹鋼鋼管尺寸精度測量結果

4.3.3 極限薄壁管壁厚精度

極限薄壁管生產難度大，相對于中壁厚鋼管，其壁厚精度降低，特別是一些極限薄壁氧氣瓶管，壁厚精度控制難度更大。抽查一支Φ325 mm×7.5 mm氧氣瓶管進行超聲波壁厚檢測，其壁厚最大值8.60 mm，最小值7.13 mm，平均值7.86 mm，壁厚精度±9.35%；抽查一支Φ406 mm×9.9 mm氧氣瓶管，其壁厚最大值11.37 mm，最小值9.37 mm，平均值10.39 mm，壁厚精度±9.62%。

5 結語

煙臺寶鋼圍繞高合金、難變形鋼種為核心產品的軋制需求，對Ф460 mm PQF三輥連軋管機組所做的優化措施取得了較好的效果，所生產的高合金鋼鋼管滿足產品標準要求，尤其是設計階段對主軋線能力的優化提高，避免了因能力不足軋制高合金鋼鋼管出現困難的情況發生。

［1］余大典，潘孝禮，王嘯修.寶鋼Φ460無縫鋼管三輥連軋管機組的技術進步［J］.寶鋼技術，2009（5）：53-56.

［2］莊鋼，尹溪泉.連軋無縫鋼管產品缺陷（欠）分析［J］.鋼管，2006，35（5）：26-29.

［3］成海濤.無縫鋼管缺陷與預防［M］.成都：四川科學技術出版社，2007.

［4］李群，田桂發，趙軍雋，等.3種典型熱軋無縫鋼管機組的產品壁厚精度淺析［J］.鋼管，2005，34（5）：23-25.

［5］金如崧.采用工藝自動控制提高無縫鋼管壁厚精度［J］.鋼管，2008，37（4）：45-47.

［6］嚴澤生，孫強，莊鋼.PQF生產工藝［J］.鋼管，2006，35（1）：37-42.

［7］王起江，夏克東，楊為國，等.電站鍋爐用SA-335 P91無縫鋼管的研制［J］.寶鋼技術，2013（3）：13-17.

Optimization of Process Equipment and Production Practice of Φ460 mm PQF Plant

WANG Xuwu，YANG Weiguo，XU Fuchang，XIA Kedong，BAI Guangjie
（Yantai Baosteel Pipe Co.，Ltd.，Yantai 265500，China）

Introduced in the paper are the process features of the high alloy steel pipe production，and the optimizing design，revamp as well as its application effect concerning the process arrangement，process parameters and equipment structure of the Ф460 mm PQF plant.Relevant actual operation practice demonstrates that the optimizing actions taken on the plant are reasonable and effective and can meet the requirements of the production of high alloy steel pipes.In particular，the optimization of the main rolling line capacity made at the design phase has prevented the occurrence of the difficulties in high alloy steel pipe rolling due to insufficient rolling capacity.

PQF plant；Ф460 mm；process equipment optimization；high alloy steel pipe；light-wall pipe

TG335.71

B

1001-2311（2014）03-0049-05

2014-01-08）

王旭午（1960-），男，研究員，總經理，主要從事無縫鋼管生產工藝研究工作。