斜軋穿孔孔腔的形成及預(yù)防

梁海泉，秦利波，李進(jìn)喜，張嘉麟

斜軋穿孔孔腔的形成及預(yù)防

梁海泉，秦利波，李進(jìn)喜，張嘉麟

（天津鋼管集團(tuán)股份有限公司，天津300301）

分析了穿孔毛管管坯中心出現(xiàn)孔腔的機(jī)理，根據(jù)滑移線場(chǎng)原理深入闡述了影響孔腔形成的力學(xué)因素，提出增加橫向附加壓應(yīng)力改善中心區(qū)域應(yīng)力狀態(tài)的思想，并據(jù)此提出減小導(dǎo)板間距的方法，以避免孔腔形成。實(shí)際應(yīng)用結(jié)果顯示：將穿孔機(jī)導(dǎo)板間距由151 mm調(diào)整至149 mm，可避免因頂頭前伸量過(guò)小引起的孔腔，有效改善管體壁厚均勻度。

無(wú)縫鋼管；斜軋穿孔；孔腔；滑移線場(chǎng)；臨界壓下量；應(yīng)力

隨著穿孔工藝的進(jìn)步和技術(shù)的提高，穿孔毛管質(zhì)量不斷得到改善［1-6］。同時(shí)，為了避免管坯形成孔腔而致使成品管形成內(nèi)折，眾多技術(shù)專家學(xué)者對(duì)穿孔毛管孔腔形成機(jī)理進(jìn)行了深入研究［7-9］。本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，采用滑移線場(chǎng)方法闡釋孔腔形成機(jī)理，并根據(jù)力學(xué)分析結(jié)果，結(jié)合生產(chǎn)實(shí)踐，提出新的對(duì)策。

1 孔腔的形成與內(nèi)折

斜軋穿孔實(shí)心管坯時(shí)，因壓下量的逐步增加和金屬的縱橫向流動(dòng)，管坯中心在二次咬入之前即產(chǎn)生破裂，在頂頭接觸管坯前常易出現(xiàn)金屬中心破裂現(xiàn)象。隨著管坯的不斷旋轉(zhuǎn)和軋輥的輾軋作用，管坯中心破裂區(qū)域逐步擴(kuò)大并相互連接，同時(shí)，在裂口部位將產(chǎn)生應(yīng)力集中，進(jìn)而導(dǎo)致破裂區(qū)域迅速擴(kuò)展。當(dāng)管坯中心金屬破裂面積增大至一定程度后，管坯中心金屬連續(xù)性破壞，形成中心孔洞，亦即孔腔，如圖1所示［10］。

管坯中心區(qū)域形成孔腔后，內(nèi)表面粗糙度較高，當(dāng)與頂頭相互接觸，將在頂頭軸向力和切向力的綜合作用下，粗糙表面凸起部分或與基體剝離部分金屬將黏附在管體上。同時(shí)，由于孔腔內(nèi)表面金屬處于高溫狀態(tài)，極易被空氣氧化而與基體無(wú)法焊合，最終造成大量?jī)?nèi)折形成。孔腔表面內(nèi)折形貌如圖2所示。內(nèi)折缺陷將惡化鋼管內(nèi)表面質(zhì)量，嚴(yán)重時(shí)形成通體內(nèi)折，以致形成廢品。因此，穿孔過(guò)程中力求避免過(guò)早形成孔腔。

圖1 孔腔形成示意

圖2 孔腔表面內(nèi)折形貌

2 形成機(jī)理與影響因素

2.1 孔腔形成機(jī)理

根據(jù)軋制變形原理，切應(yīng)力可以使得一部分金屬相對(duì)于另一部分金屬進(jìn)行滑動(dòng)，即進(jìn)行所謂的滑移。如果切應(yīng)力未超過(guò)材料的斷裂強(qiáng)度，那么兩部分金屬仍然沒(méi)有被切斷，所以金屬各部分間仍存在一定的聯(lián)系；若變形區(qū)內(nèi)存在裂紋，垂直于顯微裂紋的橫向拉應(yīng)力將使裂紋端部產(chǎn)生較強(qiáng)的應(yīng)力集中，致使兩側(cè)的金屬迅速分開(kāi)，裂紋面積加大，最終使得相對(duì)滑移的兩部分金屬完全失掉聯(lián)系，即破裂。具體到管坯穿孔過(guò)程，在軋件進(jìn)入穿孔變形區(qū)后，隨著壓下量逐漸增加，變形滲透不斷增大，變形區(qū)滑移線場(chǎng)分布如圖3所示［11］。圖3（a）～（d）所示壓下量逐漸增大，當(dāng)壓下量達(dá)到圖3（d）所示程度，中心區(qū)域開(kāi)始發(fā)生剪切變形。同時(shí)，由于各區(qū)域變形的不均勻性，中心區(qū)域存在橫向拉應(yīng)力，其應(yīng)力分布狀態(tài)如圖4所示。隨著穿孔過(guò)程的進(jìn)行，管坯不斷旋轉(zhuǎn)，從而切應(yīng)力和正應(yīng)力不斷反復(fù)變換方向，這將在一定程度上削弱金屬的強(qiáng)度，促進(jìn)中心裂紋的發(fā)生和發(fā)展。于是，坯料中心在不斷變換方向的剪切應(yīng)力和橫向拉伸應(yīng)力作用下，塑性變形很快發(fā)展起來(lái)，當(dāng)達(dá)到強(qiáng)度極限后坯料中心區(qū)域金屬破裂，進(jìn)而形成孔腔［12］。

2.2 影響因素

諸多因素對(duì)穿孔孔腔的形成有影響，而其主要影響因素包括：管坯成分、頂前壓下量、橢圓度和單位壓縮次數(shù)等。當(dāng)管坯成分相同，不同因素以不同力學(xué)機(jī)理對(duì)孔腔的形成發(fā)生作用。

圖3 變形區(qū)滑移線場(chǎng)分布示意

圖4 中心區(qū)域應(yīng)力分布狀態(tài)示意

（1）頂前壓下量的影響。頂前壓下量決定了管坯金屬在二次咬入之前的不均勻變形程度。隨著頂前壓下量的增加，管坯金屬的不均勻變形程度不斷增加，滑移線場(chǎng)滲透區(qū)域不斷增大，導(dǎo)致管坯中心區(qū)域的切應(yīng)力和正應(yīng)力值增加，尤其是橫向附加應(yīng)力值不斷增大，從而容易促使管坯中心孔腔形成。為了避免頂前壓下量過(guò)大，一般用臨界壓下量來(lái)表示壓縮量的最大值。20鋼在不同工藝條件下的臨界壓下量見(jiàn)表1［12］。當(dāng)壓縮量小于臨界壓下量，則不易形成孔腔或不形成孔腔。

表1 20鋼臨界壓下量

（2）橢圓度的影響。按照體積不變定律可知，橫向變形愈大則縱向延伸愈小，并導(dǎo)致管坯中心區(qū)域橫向拉應(yīng)力增加。在管坯穿孔過(guò)程中，橫斷面上存在很大的不均勻變形，而這種不均勻變形使得橢圓度增加，而大的橢圓度值導(dǎo)致橫向拉應(yīng)力值增大，金屬的橫向擴(kuò)展隨之增加，加劇了孔腔形成趨勢(shì)。因此，實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)當(dāng)采用較小的橢圓度進(jìn)行管坯穿孔。

（3）單位壓縮次數(shù)的影響。在管坯穿孔過(guò)程中，單位壓縮次數(shù)是指從一次咬入到二次咬入過(guò)程中管坯的旋轉(zhuǎn)次數(shù)，隨著旋轉(zhuǎn)次數(shù)的增多，管坯中心切應(yīng)力和拉應(yīng)力的交變次數(shù)增加。由于中心區(qū)域金屬在反復(fù)交變應(yīng)力作用下強(qiáng)度將會(huì)降低，并在應(yīng)力值達(dá)到破裂極限時(shí)，中心區(qū)域金屬破裂并形成孔腔，所以在頂前壓下量不變的條件下，反復(fù)交變次數(shù)的增多將更容易導(dǎo)致管坯金屬中心開(kāi)裂，即形成孔腔。孔腔形成過(guò)程如圖5所示［13］。

圖5 孔腔形成過(guò)程示意

綜合上述3個(gè)因素可知，避免孔腔形成的方法包括：減小頂前壓下量，減小變形區(qū)軋件橢圓度和減少管坯頂前單位壓縮次數(shù)。因此，實(shí)際生產(chǎn)中多采用減小頂頭前伸量方法避免孔腔形成。

3 解決對(duì)策

在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，無(wú)定心穿孔工藝存在成品管頭部壁厚均勻性差的缺點(diǎn)，該缺點(diǎn)是制約成材率提高的關(guān)鍵因素。為提高鋼管的頭部壁厚均勻性，需采用減小頂頭前伸量的措施，但是生產(chǎn)中易出現(xiàn)管體內(nèi)折現(xiàn)象。因此，在力學(xué)分析結(jié)果基礎(chǔ)上提出新的解決辦法，可有效解決頂頭前伸量過(guò)小而導(dǎo)致孔腔形成的問(wèn)題。

3.1 對(duì)策分析

由孔腔形成機(jī)理可知，切應(yīng)力提供了初始顯微裂紋，而拉應(yīng)力將其撕裂程度迅速擴(kuò)展。初始正應(yīng)力分布狀態(tài)中心區(qū)域拉應(yīng)力最小，如圖6（a）所示；因此，降低拉應(yīng)力強(qiáng)度σmax將成為避免孔腔形成的有效措施。據(jù)此原理，在實(shí)際生產(chǎn)中可采用減小導(dǎo)板間距的措施，使導(dǎo)板對(duì)軋件的橫向約束強(qiáng)度增加，且軋件與導(dǎo)板接觸面積增大，從而使軋件在橫向疊加應(yīng)力σp作用下，中心區(qū)域拉應(yīng)力強(qiáng)度降低至（σmax-σp），如圖6（b）所示。而導(dǎo)板間距減小即橢圓度減小，有利于軋件不均勻變形在軋件中心產(chǎn)生的拉應(yīng)力減小，即有利于避免孔腔形成。同時(shí)，應(yīng)避免導(dǎo)板間距過(guò)小導(dǎo)致純軋時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，單位壓縮次數(shù)增加，反而增大孔腔形成趨勢(shì)。

圖6 管坯橫斷面應(yīng)力狀態(tài)

3.2 生產(chǎn)實(shí)踐

3.2.1 實(shí)際問(wèn)題

國(guó)內(nèi)某鋼管公司在生產(chǎn)J55鋼級(jí)Φ139.7 mm× 7.72 mm石油套管時(shí)采用了無(wú)定心穿孔工藝，工藝參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。在生產(chǎn)過(guò)程中，由于頂頭前伸量較大，管坯自定心作用沒(méi)有被充分利用，壁厚不均程度較為嚴(yán)重。采用工藝1時(shí)，有31%的鋼管，其頭部壁厚不均度大于壁厚公差的80%（表2）。

表2 J55鋼級(jí)Φ139.7 mm×7.72 mm石油套管工藝參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

為了提高成材率，充分利用管坯端部壓下糾正頭部偏心的工藝規(guī)律，改進(jìn)工藝參數(shù)，減小頂頭前伸量（工藝2）。頂頭后置有效解決了頭部壁厚不均問(wèn)題，不均度大于壁厚公差的80%的鋼管比例降低至13%。但由于頂頭前伸量較小，10%的鋼管出現(xiàn)了通體內(nèi)折現(xiàn)象。減小頂頭前伸量后鋼管的內(nèi)表面狀態(tài)如圖7所示。

由此可見(jiàn)，在無(wú)定心穿孔工藝中，頂頭位置的調(diào)整關(guān)系到壁厚均勻性和孔腔形成的兩個(gè)相互矛盾的因素，工藝2不能解決內(nèi)折問(wèn)題。

圖7 減小頂頭前伸量后鋼管的內(nèi)表面狀態(tài)

3.2.2 問(wèn)題的解決

由孔腔形成的影響因素可知，產(chǎn)生內(nèi)折的原因是頂前壓下量過(guò)大，超出臨界壓下量。為改善鋼管頭部壁厚均勻度，頂頭位置亦不可后移，所以在工藝2的基礎(chǔ)上調(diào)整導(dǎo)板間距，使管坯橫向產(chǎn)生附加壓應(yīng)力，從而改善應(yīng)力狀態(tài)，避免孔腔的形成。因此，工藝3將導(dǎo)板間距由151 mm減小至149 mm。

生產(chǎn)結(jié)果表明，采用工藝3生產(chǎn)的鋼管，其內(nèi)表面質(zhì)量良好，鋼管產(chǎn)生內(nèi)折的比例為0，即鋼管100%無(wú)內(nèi)折缺陷，減小導(dǎo)板間距后鋼管的內(nèi)表面狀態(tài)如圖8所示。同時(shí)，工藝3明顯改善了鋼管壁厚不均度，分析結(jié)果見(jiàn)表2。從表2可以看出：壁厚不均度大于80%壁厚公差的鋼管比例降至4%，且比例為88%鋼管壁厚不均度小于60%壁厚公差。

圖8 減小導(dǎo)板間距后鋼管的內(nèi)表面狀態(tài)

由此可知，采取減小導(dǎo)板間距方法（工藝3）能有效解決管體內(nèi)折問(wèn)題和壁厚不均問(wèn)題，使管體內(nèi)折得到解決且提高成材率。同時(shí)，這一結(jié)果也證明了3.1節(jié)的力學(xué)分析原理適用于實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)。

4 結(jié)論

（1）通過(guò)滑移線場(chǎng)分析，管坯中心區(qū)域由于變形量逐步增加，滑移線場(chǎng)逐步滲透，經(jīng)切應(yīng)力、正應(yīng)力的綜合作用及方向改變，最終致使中心區(qū)域開(kāi)裂并形成孔腔。

（2）通過(guò)力學(xué)分析得出，避免孔腔形成的方法包括：減小頂前壓下量，減小變形區(qū)軋件橢圓度和減少管坯頂前單位壓縮次數(shù)。

（3）通過(guò)生產(chǎn)實(shí)踐研究，將導(dǎo)板間距由151 mm減小至149 mm，管坯中心產(chǎn)生橫向附加壓應(yīng)力，100%鋼管無(wú)內(nèi)折缺陷，從而有效避免了頂頭前伸量過(guò)小致使孔腔形成的問(wèn)題。

（4）通過(guò)減小導(dǎo)板間距，在有效避免孔腔形成的同時(shí)，管體壁厚均勻度得到有效改善，壁厚不均度超過(guò)80%的鋼管比例降至4%。

［1］羅德金，褚光勝，王雪飛.消除穿孔毛管尾端“鐵耳子”的新工藝［J］.鋼管，2015，44（6）：48-51.

［2］邸軍，李道剛.消除穿孔毛管尾端鐵耳子方法的探討［J］.鋼管，2010，39（5）：55-56.

［3］尹錫泉，朱寶祿，張進(jìn)，等.穿孔毛管尾部鐵耳子產(chǎn)生原因分析及控制［J］.鋼管，2015，44（3）：48-51.

［4］成海濤.無(wú)縫鋼管缺陷與預(yù)防［M］.成都：四川科學(xué)技術(shù)出版社，2007.

［5］張惠萍，陳洪琪，盧玲玲，等.連鑄管坯質(zhì)量對(duì)鋼管內(nèi)折缺陷的影響［J］.鋼管，2006，35（6）：27-30.

［6］劉平，陳愛(ài)梅，史鳳武.連鑄坯中心質(zhì)量對(duì)無(wú)縫鋼管內(nèi)折的影響［J］.鋼管，2009，38（6）：47-49.

［7］田黨，李群.孔腔、離層與扭轉(zhuǎn)變形——關(guān)于二輥斜軋桶形輥穿孔機(jī)與錐形輥穿孔機(jī)的討論［J］.鋼管，2012，41（6）：63-68.

［8］田黨，李群.關(guān)于錐形輥穿孔機(jī)的穿孔原理及應(yīng)用問(wèn)題的討論［J］.鋼管，2003，32（6）：1-4.

［9］田黨，李群.再談錐形輥穿孔機(jī)的穿孔原理問(wèn)題［C］//鋼管學(xué)術(shù)委員會(huì)五屆二次年會(huì)論文集，2006：72-75.

［10］周曉鋒.熱軋無(wú)縫鋼管內(nèi)折缺陷分析［J］.鋼管，2009，38（5）：41-44.

［11］趙志業(yè).金屬塑性變形與軋制理論［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1980：186-204.

［12］李連詩(shī).鋼管塑性變形原理（上冊(cè)）［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1985：132-147.

［13］彭大暑.金屬塑性加工原理［M］.長(zhǎng)沙：中南大學(xué)出版社，2004：9-106.

Formation of Cavity During Rotary Piercing and its Prevention

LIANG Haiquan，QIN Libo，LI Jinxi，ZHANG Jialin
（Tianjin Pipe（Group）Corporation，Tianjin 300301，China）

Analyzed in the paper is the forming mechanism of the cavity occurs in the center of a piercing shell. Based on the principle of slip line field，the mechanical factors leading to the formation of a cavity is elaborated.To avoid the formation of a cavity，the idea of improving the stress condition at the center area by adding a transversal compression stress is put forward，and so is the method of reducing the distance between the guide shoes.The application results indicate that when the distance between the guide shoes is adjusted from 151 mm to 149 mm，it is able to prevent the insufficient plug lead from causing a cavity，and to improve the homogeneity of pipe body wall thickness.

seamless steel tube；rotary piercing；cavity；slip line field；critical reduction；stress

TG335.71

B

1001-2311（2016）05-0034-04

2016-04-15；修定日期：2016-05-12）

梁海泉（1977-），男，高級(jí)工程師，主要從事管材工藝研究與新技術(shù)開(kāi)發(fā)等工作。