二輥斜軋穿孔機由兩個雙桶形軋輥組成,所以稱為桶式穿孔。軋輥的軸線與軋機的軸線成一定傾斜角,所以又稱斜軋。工作時兩個軋輥的旋轉方向相同。坯料是沿著軋制方向進入,當坯料被軋輥咬入之后,在軋制力的作用下旋轉并向前運動(即坯料質點做螺旋式前進運動)。在管坯的前端沒有固定的錐形芯頭,實心
棒坯在軋輥的壓力作用和芯頭擠壓下,其中心部位受三向拉應力的作用而形成空腔,輾軋成毛坯管。
芯頭的作用是使管坯成形、密實,控制管坯有均勻的壁厚和內徑尺寸。
二輥斜軋穿孔機一般可生產直徑為ф30~600mm和壁厚為3~60mm的管坯。
斜軋穿孔運動學的特征是:穿孔機軋輥向同一方向旋轉,軋輥軸線相對于軋制軸線傾斜,圓管坯進入軋輥后,被金屬與軋輥之間的摩擦力帶動,做反軋輥旋轉方向的旋轉,同時,由于軋輥軸線對管坯軸線(軋制軸線)有一個傾角(前進角),管坯又沿軸向移動,所以稱螺旋運動。表示螺旋運動的基本參數有:切向運動速度、軸向運動速度和管坯每半轉的位移值(稱螺距)。軋輥軸線和軋制線相交點的速度存在著如下關系。
如交點上軋輥圓周速度為w,則按圖3-3,w可以分解為兩個分量:vB和uB,
切向旋轉速度vB為:
軸向前進速度uB為:
式中
D-所討論截面軋輥的直徑,mm;
nB----軋輥轉速,r/min;
α----前進角,(°)
在軋制過程中,管坯靠軋輥帶動而運動,理論上軋輥將把相應的速度傳遞給金屬,使金屬產生與vg相等的切向速度v和與uB相等的軸向速度uM.但實際上兩者并不相等,因為金屬和軋輥之間存在滑動。用滑動系數來表示兩者相差的程度。
管坯(金屬)實際切向速度和軸向速度應為:
式中
ηT,,η0分別為切向和軸向滑動系數,一般兩者都小于1.在生產中,最有實際意義的是毛管離開軋輥時的軸向速度。
軸向出口速度越大,生產能力就越高。如果用nr、n.代表出口處滑動系數,則按式3-3、式3-4求出的vw和uM分別為毛管離開軋機的切向速度和軸向速度。
生產實踐證明,凡是增加頂頭和導板軸向阻力的因素,都會使mo減少;凡是增大軋輥曳入摩擦力的因素都會使m.增加。
根據生產和實驗測定,二輥斜軋穿孔時,no(出口)一般為0.5~0.9.在軋輥出口處毛管的螺距t.可由式3-5求出:
式中 D0-管子直徑,mm;
α-前進角,(°).
二輥斜軋穿孔時,管坯轉動的力平衡條件用式3-6表示(頂頭摩擦阻力矩的影響很小,忽略不計):2(-M+M"T-Mp-M1)=0 (3-6)
式中
MT’,MT”-分別為切向前滑區和后滑區的摩擦力矩;
Mp-軋輥正壓力產生的阻力矩;
ML來自導板的摩擦力矩。
由式3-6可以看出,只有切向后滑區中的摩擦力矩為帶動管坯旋轉力矩,而其他力矩都是阻止管坯旋轉的力矩。因此,在切向上存在較大的后滑區是實現管坯轉動的必要條件。圖3-4所示為管坯旋轉時的受力分析。
二輥斜軋穿孔變形區中的軸向作用力如圖3-5所示。
作用在管坯軸向上力的平衡條件可表示為:2(P22-P1x)+2T-Q+2(PL-T14)=0(3-7)
式中
P2x,P1x一軋輥進出口錐上正壓力的軸向分量;
PLx,TLx作用在導板上的正壓力和摩擦力的軸向分量;
Tx-軋輥上摩擦力;
Q--頂頭軸向阻力。
管坯軸向運動是T,作用的結果,因為P1和P2值很小。其他作用力都是阻止金屬軸向移動的力。T,的方向必須和金屬運動方向相一致,這就要求軋輥軸向速度大于金屬軸向移動速度,即整個變形區或變形區中絕大部分需為后滑區,這樣金屬的軸向移動條件才能建立。
當軸向阻力增加時,如果穿孔過程還能建立,要達到新的力平衡條件,坯料的軸向移動速度必須降低。其結果是,一方面金屬和軋輥之間的滑動增加,m.減少,導致T,增大;另一方面由于金屬軸向移動速度減小,導致每半轉變形量減小,最終導致軸向力減少,因而穿孔過程還能繼續進行。但當T,靠速度調節不能大于軸向阻力時,或切向摩擦力矩小于轉動阻力矩時,穿孔過程就不能進行,即生產中常出現的軋卡現象。
斜軋穿孔過程中產生全部后滑的實質,主要是頂頭阻力的影響。要使穿孔過程順利進行并減小金屬和工具的滑動,提高穿孔速度,重要的是減小軸向阻力和切向阻力矩,或者增加軸向曳入摩擦力和帶動坯料旋轉的摩擦力矩。據此,如果穿孔過程中加一個后推力或前拉力,如采用主動驅動頂頭,取消導板(如帶導盤二輥斜軋穿孔、三輥斜軋穿孔),在軋輥入口錐表面上刻痕以及對頂頭進行潤滑等,都可改變力的平衡條件,有利于建立管坯旋轉和軸向移動條件,減少滑動,強化穿孔過程并減少軋卡現象。
斜軋穿孔過程中存在著兩次咬入。軋件和軋輥剛接觸的瞬間由軋輥帶動軋件運動而把軋件曳入變形區中,稱為第一次咬入。
當金屬進入變形區和頂頭相遇時,克服頂頭的軸向阻力而繼續前進,稱為第二次咬入。滿足一次咬入的條件并不一定就能實現二次咬入。在生產實踐中,常有二次不能咬入的情況發生,如因軸向阻力太大,管料前進運動就會停止。
一次咬入條件:如果能保證管坯旋轉和隨后的軸向曳入條件,第一次咬入就能實現。二次咬入條件:二次咬入的作用力如圖3-6所示。
當沒有后推力時: 2(T2-P2)-Q'=0(3-8)
當有后推力時: 2(T,-P2)-Q'+P'=0(3-9)
式中
Q'-頂頭的軸向阻力;
P'-后推力。
由式3-8和式3-9可以看出,同一次咬入相比,二次咬入時增加了一項頂頭阻力Q',因此要實現二次咬入,就必須使(忽略后推力)2T,>2P,+Q'.不難看出,T,的大小主要同頂頭前壓縮率有關。頂頭前壓縮率愈大,則一次咬入到二次咬入間金屬和軋輥的接觸面積也愈大,T.增大。
為了保證二次咬入的實現,就要有一定的頂頭前壓縮率,因此頂頭前壓縮率是一個重要的變形參數。在生產中,為實現二輥穿孔機上的二次咬入,頂頭前壓縮率一般不應小于4%.
增大T,的措施,一是減少軋輥入口錐角(同時可減少P,);二是加大頂頭前壓縮率;三是增大金屬和軋輥間的摩擦系數。減少頂頭阻力的辦法是減少頂頭鼻部的半徑,以及造成有利于減少Q'的頂頭前管坯中心的應力狀態。
正確調整頂頭位置是很重要的,因為當壓縮帶的壓縮率一定時,改變頂頭位置,頂頭前壓縮率即發生變化。生產中,當二次咬入不好時,常把頂頭向后移,以適當加大頂頭前壓縮率或采用定心管坯等。二次咬入時,不希望軋件和導板相接觸,避免增加軸向阻力。
在生產中還有其他影響二次咬入的因素,應根據不同情況進行分析。從理論上講,凡是有利于增大T的因素都有利于二次咬入,凡是有利于增大P2和Q'的因素都不利于二次咬入。
金屬在斜軋穿孔過程中存在著兩種變形,即基本變形(宏觀變形--外觀形狀的變化)和附加變形(不均勻變形--材料內部的變形,由金屬的內應力引起的)。
由一個實心圓坯料穿成一個空心坯的過程中,宏觀變形包括延伸變形(伸長)、周向變形(直徑變化)和徑向變形(壁厚壓縮)。沿變形區長度上各斷面3個方向的變形分布如圖3-7所示。
按體積不變的條件,基本變形的尺寸關系可用式3-10表示:
式中
Lo,Lz-分別為毛管和管坯的長度;
Do,S0-分別為毛管的外徑和壁厚;
dz-管坯直徑。
附加變形包括縱向剪切變形、切向(圓周方向)剪切變形和扭轉變形。
附加變形一般難以從管坯外觀上直接觀察到,因此要采用實驗料進行研究。
穿孔毛管縱剖面的實際變形情況如圖3-8所示。
由圖3-8可以看出,內層金屬的軸向流動較外層慢,變形時內層金屬阻止外層金屬做軸向流動,在各層金屬之間產生縱向剪切變形?？v向剪切變形是頂頭的軸向阻力造成的。因穿孔時軋輥帶動管材做軸向流動,而頂頭則阻止金屬軸向流動,最終導致各層金屬軸向流動上的差異。但是各層金屬又是互相聯系的一個整體,不能分離。因此在各層金屬間必然產生附加變形和附加應力,常使同軋輥和頂頭直接接觸的表層出現缺陷,或者使管坯表面原有的缺陷發展或擴大。
在頂頭上的穿孔開始階段,由于頂頭表面的圓周速度大于金屬切向流動速度,頂頭如同軋輥一樣也帶動金屬向切向流動,這樣與頂頭直接接觸的內表面金屬的切向流動速度大于管壁的中間層,原來為直線形的條痕后呈C形曲線分布,而且隨著管壁變形程度的加大,曲線彎曲程度也加大。這樣,在各層金屬之間將產生較大的切向剪切變形。
斜軋穿孔過程還產生扭轉附加變形(見圖3-9).如當管坯上沿長度方向有一直線折疊時,穿孔后直線折疊變成大螺旋折疊。又如加熱管坯產生陰陽面時,穿孔過程中管
坯上的陰陽面在毛管上呈大螺旋形分布,這種現象都是由扭轉變形造成的。扭轉變形是由管坯和軋輥之間運動、變形的相互矛盾引起的。在軋制實心坯階段扭轉變形很小,到在頂頭上軋制階段扭轉變形急劇增加。
由于坯料在變形區內做螺旋運動,所以變形是逐漸實現的。軋輥每轉半周,坯料在徑向上被壓縮一次。每次壓縮值稱為單位壓下量。如圖3-10所示,按變形區幾何特點,斜軋穿孔時的變形區主要分為3個區段:
第I段(表層變形、坯料直徑壓縮段)。
這段上主要產生徑向壓縮變形,使直徑變小。由于單位壓下量與坯料直徑相比是很小的,所以變形主要集中在實心坯的表層,因而橫斷面上的變形嚴重不均勻。在該段上,毛坯中心將出現三向拉應力狀態,為中心空腔的形成準備力學條件。
第II段(穿孔段)。
穿孔時管坯中心部位在接觸頂頭前,由于
拉應力的作用,金屬整體性破壞,因而形成放射狀裂紋,這種現象稱為中裂或形成空腔。如上述情況,在I段的末端將出現三向拉應力狀態,將該應力增加到某一臨界值時,坯料的心部出現微小裂紋,穿孔時在頂頭的壓力下,隨坯料的旋轉,裂紋逐漸增大,形成疏松區域,最后擴大成空腔。此時,凡增大管坯中心的拉應力或降低管坯塑性的因素,都有利于空腔的形成。
第III和第IV段(整形段)。
該階段將管坯外徑稍大、壁厚較厚的管坯,通過整形使管坯的外徑與壁厚尺寸均達到生產工藝要求。
保證斜軋穿孔時穿孔質量的因素有:
(1)選用合格的優質坯料,這是基本的先決條件;
(2)必須對所有管坯進行準確定心;
(3)制定好熱加工工藝及加熱制度,并嚴格執行,保證管坯整體的溫度均勻;
(4)調整好軋輥的各種工藝參數,如頂頭的壓縮率、軋件的橢圓度、合適的軋輥傾角和壓縮次數等。
穿孔時的作用力有作用在軋輥上的力、作用在導板上的力和作用在頂頭上的力(見圖3-11).
對于穿孔作用力的研究還很不充分。已有的理論計算公式多用格萊依(A.Geleji)和采里科夫(A.И.Целиков)公式,但這些公式都是把復雜的斜軋變形做了過多的簡化和假定而導出的,和實際資料相比,數據相差有時達到1倍以上。為了實現應用,多采用實際資料或在實際資料基礎上總結出的半經驗公式。
軋制力。軋輥對金屬的軋制力P(N)由式3-11確定:P=p.F (3-11)
式中
Pc-平均軋制單位壓力,MPa;
F-軋輥同軋件的接觸面積,m㎡.
為了確定斜軋穿孔的軋制力,首先應求出接觸面積。用經驗公式3-12可以確定中小軋機的接觸面積:F=54dz (3-12)
式中
dz--坯料直徑,mm.
表3-1為小型機組對鋼的綜合測壓數據,可供鈦合金斜軋穿孔時參考。
| 表3-1小型機組對鋼的綜合測壓數據 | |||
| 鋼種 | 毛管尺寸/mm×mm | 平均軋制壓力/MPa | 軋輥直徑/mm |
| 鉻錳硅合金鋼 | φ97×6.5 | 105 | 550 |
| 碳鋼 | φ75×8.0 | 105 | 350 |
| 18-8不銹鋼 | φ88×6.5 | 177 | 500 |
| 鉻錳鋼 | φ80×6.5 | 145 | 500 |
平均單位軋制壓力可根據實測資料選取(見表3-1).根據實測數據回歸的軋制力P(kN)(碳鋼)為: P=4.9d2-(78.4~98.0)(3-13)
(2)軸向力。
用經驗公式確定:Q=bP(3-14)
式中 b-系數,一般取0.3~0.4,溫度低、厚壁管和前進角大時取大值。
(3)導板力。
據實測數據得出導板力PL為:
PL=(0.15~0.27)P(3-15)
軋件橢圓度小時取大值。
(4)軋制力矩M(kN·m)用式3-16表示:
式中：
D.-壓縮帶處軋輥直徑,mm;
α-一前進角,(°);
Q--軸向力,kN;
b-力臂,取決于接觸面積的平均寬度,mm,b=F/L,L為變形區長度,F為接觸面積;
P,-軋制力,kN;
Pz-切向摩擦力,kN:P2=Ptanφ
4-夾角,(°),
由幾何關系得出:tan /2=b/d' d'-壓縮帶處坯料直徑,mm.
(5)電機功率N(kW)表示為:
式中：
nB-軋輥轉速,r/min;
η-機械效率;傳動兩個軋輥所需的力矩;
MT-總(兩個軋輥)摩擦力矩;
ω-軋輥角速度,ω=ngπ/30.
