壁厚48 mm鋼管復合坡口倒棱工藝

尚才眾，賈云剛，楊森民

壁厚48 mm鋼管復合坡口倒棱工藝

尚才眾，賈云剛，楊森民

（河北海乾威鋼管有限公司，河北滄州061300）

介紹了仿形切削和復合坡口內外仿形切削方法；通過設計切削用量和刀具幾何角度，在JCO生產線鋼管倒棱機上加裝1套內仿形機構和2套外仿形機構。采取內外仿形、3個仿形輪和4把倒棱刀聯合切削的方法，完成了壁厚48 mm鋼管復合坡口的切削。分析認為：對于復合坡口，應采用隨動仿形的倒棱方法；采用合理的切削用量和刀具幾何角度，可以減小切削力，實現內外仿形多刀聯合加工厚壁復合坡口。

鋼管；復合坡口；切削力；仿形；刀具幾何角度；切削用量

焊接連接是管道工程中最重要、最廣泛的連接方式，而鋼管管端坡口是根據對接對焊工藝的需要，將管端的待焊部位加工并裝配成一定幾何形狀的溝槽［1-2］。這種溝槽即管端復合坡口也就應運而生，生產出的厚壁鋼管可作為輸送管線載體。河北海乾威鋼管有限公司生產了ASTM A 672/A 672M—2009《中溫高壓用電熔焊鋼管》C70級22類（簡稱C70-Cl22）Φ1 117.6 mm×48 mm×11 000 mm規格復合坡口鋼管，該鋼管的抗拉強度為610 MPa。這種管端復合坡口就是要滿足對焊連接加工要求。簡單復合坡口的仿形切削如圖1所示，48 mm管端復合坡口如圖2所示。

鋼管的復合坡口由4個坡口面、3個角度組合而成。坡口形狀復雜且鋼管壁厚已經達到48 mm，設計方案采用多把倒棱刀同時完成切削加工。經過現場工藝試驗：先用鈍邊刀將管端平面車削平齊（齊頭），然后再用1把鈍邊刀、1把內仿形外坡口刀和2把外仿形內坡口刀組合切削，既保證了設計坡口的幾何精度，又大幅提高了生產效率。48 mm復合坡口多刀切削流程分解如圖3所示。其中，圖3（a）所示利用倒棱機固定刀架臺，將管端平面車削平齊，該工序屬于粗車，需要切削掉管端錯邊或切割引熄弧板毛面，同時車削加工出（8±1）mm的鈍邊坡口面a。固定刀架臺剛性足、穩定性好，只要倒棱機動力足夠就可以滿足生產。圖3（b）所示采用內仿形外坡口刀車削加工出30°外坡口面d。圖3（c）～（d）所示采用外仿形內坡口刀車削加工出30°內坡口面c和18°內坡口面b。

圖1 簡單復合坡口的仿形切削示意

圖2 48 mm管端復合坡口示意

1 仿形切削和復合坡口的內外仿形

按照現行的國家標準和國際標準，直縫埋弧焊鋼管兩端坡口的形式一般為1個鈍邊和1個30°的坡口面（如圖2所示面a和面d）組成，其中鈍邊高度只有0.8～2.4 mm。JCO鋼管是采用逐步折彎成型的生產工藝［3］，加之直徑大以及焊接變形等，造成鋼管圓度以及直線度、幾何尺寸等形狀誤差較大。API Spec 5L—2012《管線鋼管規范》標準規定，管端橢圓度≤0.01D（D為鋼管直徑），對于Φ1 000 mm規格鋼管，其橢圓度可以達到10 mm。若沒有仿形機構的倒棱機坡口刀做圓周切削運動，足以將最大高度2.4 mm的鈍邊局部完全切削掉。仿形輪所帶動的浮動刀架使坡口刀緊貼著鋼管的內（外）壁曲線而隨動，倒棱的質量擺脫了管體形狀誤差的影響，解決了管端坡口不均勻的問題［4］。

圖3 48 mm復合坡口多刀切削流程分解示意

鈍邊刀、浮動坡口刀花盤安裝位置如圖4所示。JCO生產線倒棱機一般由安裝鈍邊刀的固定刀架臺1和安裝坡口刀的內仿形刀架臺6組成，這樣可以滿足了鈍邊面a和外坡面d的切削。Φ1 117.6 mm×48 mm鋼管還有兩處內坡口面需要加工，這在常規的直縫埋弧焊鋼管中是比較少見的。根據倒棱機仿形機構的工作原理，切削內坡口面需要安裝外仿形輪配以內坡口刀加工。在圖4所示中外仿形刀架4和7的位置各加裝一套外仿形機構，用以加工內坡面b和c。這兩處內坡口面形成復合坡口角度，且有一定的精度要求；若沒有仿形機構的保障，在加工內坡口面b時，內坡口面c局部可能會被完全切削掉；鈍邊（8±1）mm的精度根本無法保證。

可見，在倒棱機花盤上需要安裝3套仿形輪、4把倒棱刀，并同時工作。首件加工時，刀具安裝角度和相對位置的調整是生產中遇到的問題，特別是切削兩處內坡口面難度較大，借助花盤上的刻度尺定位可解決這個問題。按照圖2所示尺寸制作的樣板靠模，可直觀地控制復合坡口的加工精度。

多把刀同時工作時，被切削鋼管受力加大且震動加劇；通過調整夾緊裝置的液壓壓力，可使切削過程中鋼管保持穩定狀態，避免打刀。需要注意的是，要始終保持兩端夾具同時夾緊工件的狀態，在一端切削完成后，不可以提前松開夾具。

圖4 鈍邊刀、浮動坡口刀花盤安裝位置示意

2 切削力、切削用量及刀具參數的確定

切削功率Pz決定于切削力Fz，切削力主要受工件材料、切削用量和刀具幾何角度的影響［5］。加工Φ1 117.6 mm×48 mm鋼管復合坡口時，能否實現4把刀同時切削加工，關鍵取決于倒棱機花盤的輸出功率PE是否足夠，用Fz可計算出Pz。Pz可用來判斷倒棱機的動力匹配狀況，驗證切削用量和刀具參數的設計是否合理。

2.1 切削用量

在工件材料不可選擇的情況下，切削用量是影響切削力的首要因素。切削用量包括切削速度、進給量和切削深度。切削速度對切削力和切削功率有十分明顯的影響。采用較高的切削速度既可以提高生產效率，又可以使切削力有所減小；但是，這會使切削功率大幅上升，造成機床動力供應不足。考慮到被加工鋼管的厚度已經達到48 mm，選擇倒棱機變速箱較低檔位，花盤轉速為19 r/min。

（1）切削速度v的計算公式［6］為：

式中n——刀具轉速，r·min-1；

d——旋轉直徑，mm。

由公式（1）計算出切削速度v為66.77 m/min。

切削速度對切削力的影響是通過積屑瘤與摩擦的作用造成的［7］。使用硬質合金刀具切削抗拉強度為610 MPa的C70-Cl22低合金鋼時，若切削速度v∧50 m/min，切削變形系數ξ會隨著切削速度的增加而減小，切削溫度的升高會使被加工金屬的強度降低和硬度減小，切削力逐漸減小而后達到穩定［7］。

（2）對于倒棱機來說，進給量f是刀具每旋轉一周小托板的移動距離。對于壁厚25.4 mm以下鋼管的倒棱，小托板移動速度一般在10～15 mm/min，但考慮到被加工鋼管的厚度，經驗設定小托板的移動速度為8 mm/min，由此可計算出送進量f=8/19= 0.421 mm/r。

隨著進給量f的增大，切削厚度相應增加使切削變形系數ξ和摩擦系數減小，切削力Fz減小［7］，有利于斷屑。機床做切削運動時，采用大進給量既省力又節省功率［5］。對于倒棱機來說，采用小進給量切削的效果通常不如大進給量。薄壁、中厚壁鋼管的切削層一般不會小于0.5 mm，此時倒棱機工作狀態最佳。計算驗證，進給量f增大30%（其實是效率提高30%），切削功率Pz僅增大5%。

（3）切削深度ap和切削寬度bD。切削深度ap是垂直于進給運動方向的切削層橫截面尺寸［5］；切削寬度bD是在主切削刃選定點的基面內，沿過渡刃表面度量的切削層尺寸［7］。參照圖3（a）所示，切削刃為直線的鈍邊刀切削寬度bD和切削深度ap的關系是：bD=ap/sinκγ［7］。因此，鈍邊刀齊頭時，切削深度等于被切削鋼管的厚度。

坡口刀切削層變化如圖5所示。倒棱時，坡口刀切削與車床外圓偏刀車削的情形相近。花盤旋轉1周，刀具從位置Ⅰ移動到位置Ⅱ，切削層ABCD的橫截面積呈梯形；花盤再旋轉1周，刀具從位置Ⅱ移動到位置Ⅲ，切削層ADEF的橫截面積顯然大于ABCD，同時切削深度ap1∧ap2∧ap3。坡口刀切削時，切削層的面積和切削深度逐漸增大；切削深度的增大使刀具的剪切面積和切屑與前刀面的接觸面積增大，切削力Fz按比例增大［8］。

鋼管倒棱是需要坡口刀與鈍邊刀配合工作的。當聯合切削至坡口幾何形狀符合設計要求時，如果鋼管長度仍有余量，倒棱機小托板應該繼續工作進給，此時鈍邊刀、坡口刀的切削層和切削深度是保持相對不變的，直至鋼管長度達到供貨要求。

2.2 刀具材料和幾何角度

倒棱機刀具分為焊接和機夾兩類。通常壁厚25.4 mm以下鋼管的倒棱采用機夾刀；厚壁的則一般采用焊接刀，其穩定性較好。切削Φ1 117.6 mm ×48 mm規格鋼管時，采用硬質合金YT5焊接刀具。YT5屬于鎢鈷鈦類硬質合金，具有較強的抗沖擊能力，可用于斷續切削，適合于碳素鋼和合金鋼的粗加工。硬質合金YT5的化學成分和性能見表1。實踐證明，傳統且廉價的YT5材料是倒棱機焊接刀具最實用的選擇。

合理的刀具幾何角度可以使切削輕快、減小切削力。這里主要介紹焊接鈍邊刀和圖3（d）所示的外仿形內坡口刀。

圖5 坡口刀切削層變化示意

表1 硬質合金YT5的化學成分和性能

（1）鈍邊刀。

加工壁厚48 mm鋼管復合坡口時需要先齊頭，再4把刀聯合切削。鈍邊刀齊頭使粗車刀面臨著惡劣的切削條件。鈍邊刀還要擔負著控制被加工鋼管長度的任務，在倒棱機的自動稱重測長系統控制下加工至鋼管所需的尺寸［9］。因此，首先要保證鈍邊刀刀具的強固度，再要求其鋒利度。文獻［10］認為，增大γ0可以減小切屑變形，使切削輕快，減小切削力和切削功率。

焊接鈍邊刀的幾何角度如圖6所示，采用前角γ0為15°的硬質合金刀加工普通鋼材是較中性的選擇，但以強固度為主的鈍邊刀15°已經足夠大了。為減少打刀，在前角的前刀面上磨出－10°的倒棱前角γ01和0.2～0.3 mm的倒棱寬度bγ1，以增強切削刃［8］。需要注意的是：上述文字中的兩處“倒棱”是刀具幾何角度的專用名詞，與鋼管倒棱完全不同。后角α0可減少刀具后面與加工面之間的摩擦［7］，5°的后角基本滿足這個要求。這樣楔角β0=70°刀頭的強固程度為中上水平。鈍邊切削、主偏角κγ=90°屬于固定值。λs=3°的刃傾角可以增加參與切削刀刃的長度，有利于刀頭散熱和沖擊切削，并可以控制切屑流向。需要認真研磨具有負倒棱和刃傾角的刀具，降低前刀面的粗糙度，提高刀具耐磨性和耐用度。

（2）坡口刀。

圖6 焊接鈍邊刀的幾何角度示意

坡口刀緊貼鋼管圓周曲線浮動切削，相對平穩了許多。焊接內坡口刀的幾何角度如圖7所示。在圖7中，為減小切削力，坡口刀的前角和后角可以刃磨的稍大一些：前角γ0=15°、后角α0=8°、楔角β0=67°。主偏角κγ為18°具有成型刀的作用，完成內坡口面b的切削。如果說圖3（b）所示內仿形外坡口刀是左偏刀的話，那么圖3（c）～（d）所示外仿形內坡口刀就是右偏刀。左偏刀是右偏刀的鏡像物，不可互換使用；另外，在刀桿制作和刀具刃磨方面也有很大區別。

2.3 切削力Fz和切削功率Pz

2.3.1 鈍邊刀齊頭的Fz和Pz

鈍邊刀最大切削深度ap可以達到48 mm，通用設備很難做到。對比鈍邊刀單獨切削所消耗的切削功率Pz與花盤的輸出功率PE，校驗機床的動力供應能力。C70－Cl22鋼材符合文獻［5，8］的條件，從文獻［8］可得出切削力Fz計算公式為：

圖7 焊接內坡口刀的幾何角度示意

式中CFz——由被加工金屬和切削條件決定的系數，取3 570；

xFz——切削深度ap對切削力影響指數，取1.0；

yFz——進給量f對切削力影響指數，取0.75；

nFz——切削速度v對切削力影響指數，取-0.15；

Kγ0Fz、KKγFz、KλsFz——各因素對切削力的修正系數的積，Kγ0Fz為0.95、KKγFz為0.89、KλsFz為1.0。

由公式（2）可計算出C70-Cl22鋼材所需切削力Fz為40 288.50 N。

從文獻［8］可得出切削功率Pz的計算公式為：

將切削力Fz=40 288.50 N、切削速度v=66.77 m/min代入公式（3），可得切削功率Pz為44.83 k W。

花盤的輸出功率PE為［8］：

式中ηm——機床傳動效率，通常取0.8。

由公式（4）可得PE為56.04 k W。

將PE=56.04 kW換算成倒棱機花盤需要輸出的扭矩T，T=9 549PE/n=28 164.52 N·m。經與文獻［9］的數據比照，倒棱機變速箱檔位19 r/min，花盤輸出扭矩是37 888 N·m，高出輸出需要扭矩35%，可以保證切削。比較結果說明：選取的切削用量各參數較為合理，切削速度v和進給量f適中。既然花盤的動力足夠，15°的鈍邊刀前角γ0已經影響到了刀具的強固程度，故γ0取10°更為適宜；這樣楔角β0增加到75°，且前刀面上的負倒棱刃依然需要保持。

2.3.2 聯合切削的切削力∑Fz

設各刀具的切削力分別為：鈍邊刀Fz1，外坡口刀Fz2，30°內坡口刀Fz3，18°內坡口刀Fz4。因外坡口刀與30°內坡口刀的切削條件相同，故Fz2=Fz3。將ap1=8 mm、Kγ0Fz1=1.0、KKγFz1=0.89，ap2=15 mm、Kγ0Fz2=0.95、KKγFz2=1.08，ap4=10 mm、Kγ0Fz4=0.95、KKγFz4=1.20及部分參數代入公式（2）中，可求得Fz1= 7 068.48 N，Fz2=Fz3=15 280.81 N，Fz4=11 319.12 N；由此可得出4把刀聯合切削時的切削力∑Fz= Fz1+2Fz2+Fz4=48 949.22 N，聯合切削輸出扭矩∑T= 34 220.80 N·m。

如果聯合倒棱只有切削深度ap發生變化，其他切削條件不變，則理論上∑Fz=Fz。但在現實生產中，由于坡口刀切削的主偏角κγ為18°或30°，其修正系數發生變化，切削力Fz被放大。多刀聯合倒棱輸出的功率高于鈍邊刀獨立切削所消耗的動力。

利用公式（2）可以清晰地判斷切削用量的選擇、刀具幾何角度的設計和設備動力匹配的情況。對于充分發揮設備性能，提高效率，科學制定倒棱工藝具有重要的指導價值；特別是對厚壁鋼管、復合坡口鋼管。公式（2）是建立在通用設備試驗條件上的，倒棱計算與應用中或略有差異。

采用4把刀聯合內外仿形的倒棱工藝，加工的壁厚48 mm復合坡口鋼管成品切削情況如圖8所示。

圖8 48 mm復合坡口鋼管成品切削情況

3 結論

（1）對于管端復合坡口加工，應該采用隨動仿形的倒棱方法。

（2）合理的切削用量和刀具幾何角度，可以減小切削力，實現內外仿形多刀聯合加工厚壁復合坡口。

（3）切削壁厚48 mm鋼管，進給量f可以達到0.421 mm/r，進給量f增大30%，切削功率Pz僅增大5%；采用較大的進給量，倒棱既省力又可降低切削功率。

（4）鈍邊刀齊頭時，其切削深度等于被切削鋼管的壁厚，此時鈍邊刀的負荷最重。

（5）4把刀聯合倒棱時，花盤輸出功率PE通常要高于鈍邊刀齊頭所消耗的動力。

［1］中國機械工程學會焊接分會.焊接詞典［M］.北京：機械工業出版社，2008：37.

［2］邱葭菲，王瑞權，李慧湘.焊接接頭設計的工藝性研究［J］.熱加工工藝，2012，41（23）：191-192.

［3］尚才眾.JCO雙面三絲自動埋弧焊生產ASTM 1035鋼管焊接裂紋的控制［J］.鋼管，2016，45（1）：45-50.

［4］范鳳仙，高飛.倒棱機仿形浮動刀架的設計［J］.機械制造，2005，43（10）：69-71.

［5］陸劍中，孫家寧.金屬切削原理與刀具［M］.北京：機械工業出版社，1985：62-64.

［6］張益方，諸全興，侯慧人，等.金屬切削手冊［M］.上海：上海科學技術出版社，2011：1019.

［7］武文革，辛志杰.金屬切削原理與刀具［M］.北京：國防工業出版社，2012：14，45，66，154.

［8］韓步愈.金屬切削原理與刀具［M］.北京：機械工業出版社，2015：45-77.

［9］賈云剛，尚才眾，吳建國，等.JCOE生產線鋼管倒棱機的設計及應用［J］.鋼管，2015，44（2）：41-44.

［10］陳日曜.金屬切削原理［M］.北京：機械工業出版社，2014：71-159.

●專利信息

一種高強韌性無縫鋼管及其制造方法

公開了一種高強韌性無縫鋼管，其化學元素質量百分比為：C 0.1%～0.25%、Si 0.1%～0.5%、Al 0.01%～0.1%、Mn 0.6%～2%，余量為Fe和其他不可避免的雜質；此外還需滿足C+Mn/6≥0.35。采用所述的高強韌性無縫鋼管的制造方法能夠獲得強度高且韌性好的無縫鋼管。該高強韌性無縫鋼管的制造方法能夠充分利用軋后余熱，從而有效地減少了能耗的浪費，降低了工藝制造成本。（專利申請號：CN201510615737.9公開號：CN105154765A申請日：2015.09.24公開日：2015.12.16申請人：寶山鋼鐵股份有限公司）

一種1Cr海底管線鋼管的制造方法

公開了一種1Cr海底管線鋼管的制造方法，步驟為：原料檢驗、開卷對焊、活套儲料、鋼板銑邊、鋼管成型、鋼管焊接、焊縫熱處理、空冷水冷、鋼管定徑、鋼管矯直、鋼管切斷和平頭倒角。該發明適用于多種規格和鋼級鋼管的制造，采用該發明制造而成的鋼管耐腐蝕性能強，同時具有良好的強度和焊接性能，適用于含CO2油氣田的輸送。（專利申請號：CN201510492663.4公開號：CN105108452A申請日：2015.08.12公開日：2015.12.02申請人：中國海洋石油總公司；中海油能源發展股份有限公司；中海石油金洲管道有限公司）

一種在線焊管螺紋軋制裝置及其使用方法

公開了一種在線焊管螺紋軋制裝置及其使用方法。齒輪傳動箱的輸入軸外接皮帶輪，輸出軸通過齒輪與空心軸連接；轉盤連接件的一端通過螺栓與空心軸上的法蘭盤連接，另一端設置的T形滑槽與滾軋機構的T形滑塊卡裝；導向架的長臂與氣缸軸接頭連接，短臂與支座連接，中心通孔內通過連接轉軸與導向盤連接；導向盤內圓通過平鍵與轉盤連接件連接；至少設置兩個連桿機構，該連桿機構的一端與導向盤側邊的耳片連接，末端與滾軋機構上的銷孔通過軸銷連接。來自焊管機組的機械動力使空心軸旋轉，帶動轉盤連接件旋轉，進一步帶動滾軋機構繞焊管旋轉，使滾軋頭接觸焊管表面，完成軋制。該發明提供了螺紋焊管的連續化生產裝備，生產效率高。（專利申請號：CN201510592673.5公開號：CN105107867A申請日：2015.09.17公開日：2015.12.02申請人：江西洪都鋼廠有限公司）

（王元蓀）

Chamfering Technology for Complex Bevel of 48 mm WT SteelTube

SHANG Caizhong，JIA Yungang，YANG Senmin
（Hebei Haiqianwei Steel Pipe Co.，Ltd.，Cangzhou 061300，China）

Introduced in the essay are the technique of profiling，and the internal/external profiling of a complex bevel.Based on the design of the cutting parameters and the geometry of cutting tools，1 set of internal profiling device and 2 sets of external profiling devices are installed on the chamfering machine of the JCO steel tube production line.A complex bevel of a 48 mm WT steel tube is cut by the combination of internal&external profiling，3 profiling wheels and 4 chamfering cutters.The analysis leads to a conclusion that for a complex bevel，the method of chamfering with following-up profiling should be adopted；and with the appropriate cutting parameters and cutting tool geometry，the cutting force will be reduced and the complex bevel for a heavy WT tube will be realized by internal&external profiling multi-cutter joint cutting.

steel tube；complex bevel；cutting force；profiling；tool geometry；cutting parameters

TG335.75

B

1001-2311（2016）05-0077-06

2016-03-13）

尚才眾（1961-），男，高級工程師，總工程師，從事鋼管設備設計制造和工藝管理工作，近年主要專注JCO成型和焊接工藝研究。