Mn18Cr18N鋼護(hù)環(huán)熱鍛研究

牛廣斌 徐國(guó)濤 芮守泰 張建國(guó)

(天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

Mn18Cr18N鋼護(hù)環(huán)熱鍛研究

牛廣斌 徐國(guó)濤 芮守泰 張建國(guó)

(天津重型裝備工程研究有限公司，天津300457)

通過(guò)熱壓縮模擬試驗(yàn)，對(duì)Mn18Cr18N鋼的高溫?zé)崴苄赃M(jìn)行了研究，對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行了測(cè)定，對(duì)護(hù)環(huán)熱鍛工藝過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明：在護(hù)環(huán)鋼錠的初鍛期，應(yīng)變速率應(yīng)盡量小，壓下慢；馬杠擴(kuò)孔和芯棒拔長(zhǎng)時(shí)應(yīng)控制壓下量。

Mn18Cr18N鋼；護(hù)環(huán)；鍛造工藝；數(shù)值模擬

護(hù)環(huán)是發(fā)電機(jī)組中的關(guān)鍵部件之一，用來(lái)箍緊發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩端繞組線圈，工作時(shí)承受裝配應(yīng)力、離心力、彎曲應(yīng)力和熱應(yīng)力等，是發(fā)電機(jī)組中承受應(yīng)力最大的部件。要求護(hù)環(huán)應(yīng)具有高的屈服強(qiáng)度、良好的塑性指標(biāo)、均勻的力學(xué)性能和較小的殘余應(yīng)力。護(hù)環(huán)工作于潮濕、酸性或堿性介質(zhì)中，護(hù)環(huán)材料應(yīng)有良好的耐應(yīng)力腐蝕性能。護(hù)環(huán)形狀簡(jiǎn)單，但是性能要求很高，制造過(guò)程復(fù)雜，因此對(duì)制造護(hù)環(huán)的材質(zhì)要求極高。Mn18Cr18N鋼是目前生產(chǎn)護(hù)環(huán)的主流材質(zhì)，但該材質(zhì)熱鍛時(shí)極易開(kāi)裂，變形抗力大[1-3]。本文通過(guò)熱模擬試驗(yàn)對(duì)Mn18Cr18N鋼的熱塑性、變形抗力進(jìn)行研究，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行數(shù)值模擬，指導(dǎo)熱鍛工藝。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)所用Mn18Cr18N鋼采用電渣錠冶煉，其化學(xué)成分如表1所示。

表1 試驗(yàn)用鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

在Gleeble熱模擬機(jī)上于850～1250℃間每隔50℃進(jìn)行等溫壓縮試驗(yàn)，試樣為?8 mm×12 mm的圓柱體。試驗(yàn)采用升溫法，即以5℃/s升溫至目標(biāo)溫度以下50℃，然后以1℃/s加熱至目標(biāo)溫度，保溫10 min后壓縮至原來(lái)高度的70%。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 熱模擬壓縮測(cè)流變曲線

(a)應(yīng)變速率為0.001 s-1

(b)應(yīng)變速率為0.01 s-1

(c)應(yīng)變速率為0.1 s-1

(d)應(yīng)變速率為0.5 s-1

真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線反映了變形應(yīng)力與變形條件之間的內(nèi)在聯(lián)系，同時(shí)它也是材料內(nèi)部組織性能變化的宏觀表現(xiàn)。通過(guò)等溫恒應(yīng)變速率實(shí)驗(yàn)所獲得的在不同實(shí)驗(yàn)條件下Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1所示。從圖1可以看出，Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)呈明顯的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶流變曲線，即曲線有明顯的應(yīng)力峰值。達(dá)到應(yīng)力峰值后，由于動(dòng)態(tài)恢復(fù)與動(dòng)態(tài)再結(jié)晶產(chǎn)生的軟化作用，曲線緩慢下降，逐步達(dá)到穩(wěn)定應(yīng)力狀態(tài)。隨著溫度的降低，峰值應(yīng)力σ及其所對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變?chǔ)啪龃?，即曲線向右上方移動(dòng)。這說(shuō)明，溫度降低使動(dòng)態(tài)回復(fù)及動(dòng)態(tài)再結(jié)晶進(jìn)行的難度增加。不難看出，基本變化規(guī)律是：隨著變形溫度的提高，流動(dòng)應(yīng)力不斷降低，變化趨勢(shì)基本相同。應(yīng)變速率為0.001 s-1時(shí)，對(duì)應(yīng)應(yīng)力峰值的真實(shí)應(yīng)變?cè)?.1～0.15，此應(yīng)變稱為Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變，當(dāng)?shù)刃?yīng)變超過(guò)這個(gè)值后，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開(kāi)動(dòng)。應(yīng)變速率為0.01 s-1時(shí)，對(duì)應(yīng)應(yīng)力峰值的真實(shí)應(yīng)變?cè)?.15～0.25，此應(yīng)變稱為Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變，當(dāng)?shù)刃?yīng)變超過(guò)這個(gè)值后，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開(kāi)動(dòng)。當(dāng)應(yīng)變速率較大達(dá)到0.5 s-1時(shí)，對(duì)應(yīng)應(yīng)力峰值的真實(shí)應(yīng)變?cè)?.4～0.6之間，此時(shí)的Mn18Cr18護(hù)環(huán)鋼的臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變約為0.5。由此可知，隨著應(yīng)變速率的提高，臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變提高，這是由于應(yīng)變速率高，原子來(lái)不及擴(kuò)散所致。這表明：應(yīng)變速率較小時(shí)，應(yīng)力峰值發(fā)生在真實(shí)應(yīng)變左右，Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼的臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變的大小在0.4～0.5之間，當(dāng)?shù)刃?yīng)變超過(guò)這個(gè)區(qū)間后，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶開(kāi)動(dòng)。

由上可知，隨著應(yīng)變速率的增大，臨界動(dòng)態(tài)再結(jié)晶應(yīng)變的值增大，可能導(dǎo)致Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼熱鍛過(guò)程中變形初期的塑性差，即易于開(kāi)裂，因此，Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼錠的初鍛期，在保證溫度規(guī)范的前提下，應(yīng)變速率應(yīng)盡量小，壓下慢。

3 護(hù)環(huán)熱鍛數(shù)值模擬

研究Mn18Cr18N鋼高溫壓縮塑性，觀察不同應(yīng)變速率下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線及動(dòng)態(tài)再結(jié)晶情況，將各曲線編輯后輸入到鍛造模擬軟件，作為基礎(chǔ)參數(shù)對(duì)該材質(zhì)進(jìn)行鍛造數(shù)值模擬。

護(hù)環(huán)鋼熱鍛的目的首先是擊碎粗大的原始鑄造組織、改變材料的顯微組織，改善材料性能，其次是成形護(hù)環(huán)脹形前毛坯的形狀。Mn18Cr18N護(hù)環(huán)鋼熱鍛后的組織性能以及高溫下的變形行為不僅與其化學(xué)成分、顯微組織等因素密切相關(guān)，而且還強(qiáng)烈地受變形溫度、變形程度和應(yīng)變速率等熱變形工藝參數(shù)的影響。區(qū)別于創(chuàng)新的護(hù)環(huán)鋼熱鍛方法[4]，我們采用常規(guī)的600 MW機(jī)組護(hù)環(huán)鍛造工藝方法，如表2所示。

表2 600 MW機(jī)組護(hù)環(huán)鍛造工藝方法

(a)鐓粗前

(b)鐓粗后

圖3 空心沖子沖孔模擬

我們對(duì)該工藝進(jìn)行數(shù)值模擬。

首先進(jìn)行鐓粗模擬，模擬結(jié)果如圖2所示。

鐓粗后鍛件表面質(zhì)量較好。利用空心沖子進(jìn)行沖孔，沖孔模擬結(jié)果如圖3所示。

沖孔后發(fā)現(xiàn)內(nèi)孔應(yīng)力較大，可能在該處產(chǎn)生裂紋，但是模擬結(jié)果顯示未出現(xiàn)裂紋。我們接著對(duì)馬杠擴(kuò)孔進(jìn)行模擬。由工藝可知，馬杠擴(kuò)孔過(guò)程將?400 mm的內(nèi)孔擴(kuò)孔到?670 mm，壁厚由原來(lái)的385 mm減薄到330 mm，同時(shí)外徑由原來(lái)的?1170 mm達(dá)到?1330 mm。通過(guò)模擬得到鐓粗及沖孔后的外徑尺寸及鍛件高度。利用上面的結(jié)果進(jìn)行模擬。我們確定3圈的壓下，這樣可以節(jié)省鍛造時(shí)間，同時(shí)滿足在一定變形量的情況下又不能使鍛件產(chǎn)生裂紋。第一圈變形應(yīng)當(dāng)適宜，充分利用動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、靜態(tài)再結(jié)晶相結(jié)合的細(xì)化方式獲得均勻的組織。第一圈變形量太大，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶較充分，但第二圈靜態(tài)再結(jié)晶不夠充分。第一圈變形量太小，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶發(fā)生不充分，效果較有限。第三圈由于溫度降低，變形量不宜太大。因此需要我們對(duì)三圈的變形量進(jìn)行分配，合理分配每圈的壓下量，見(jiàn)表3。

表3 壓下量方案

(a)第三圈壓后應(yīng)力值

(b)第三圈壓后損傷值

(a)芯棒拔長(zhǎng)后損傷值

(b)芯棒拔長(zhǎng)應(yīng)力值

擴(kuò)孔后應(yīng)力、損傷值如圖4所示。由圖4可以知道，成形效果較好，出現(xiàn)裂紋的部位較少。在內(nèi)孔部位容易出現(xiàn)較大的應(yīng)力，這與實(shí)際相符。由于該處溫度較低，應(yīng)變較大，出現(xiàn)裂紋很正常。這是與成形方式相關(guān)的，只能通過(guò)改變壓下量的值來(lái)減少缺陷的產(chǎn)生，但是很難避免其出現(xiàn)。對(duì)護(hù)環(huán)進(jìn)行馬杠擴(kuò)孔后，我們進(jìn)行了芯棒拔長(zhǎng)的模擬。工藝中該部進(jìn)行了兩個(gè)火次的成形，其中預(yù)拔長(zhǎng)的變形量達(dá)到17%，出成品火次變形量達(dá)到27%，這樣確保了出成品時(shí)的臨界變形量，有效細(xì)化晶粒，同時(shí)變形量控制在30%以下，避免裂紋的產(chǎn)生及延伸。芯棒拔長(zhǎng)通常在內(nèi)孔壁處產(chǎn)生裂紋，尤其是兩端處。為提高拔長(zhǎng)效率和保證鍛件質(zhì)量，對(duì)不同鍛件采用不同工具和方法。對(duì)于護(hù)環(huán)生產(chǎn)，芯棒拔長(zhǎng)采用上下V砧進(jìn)行拔長(zhǎng)。芯棒拔長(zhǎng)模擬結(jié)果如圖5所示。

芯棒拔長(zhǎng)內(nèi)孔邊角處易形成裂紋，這是由于拔長(zhǎng)過(guò)程中內(nèi)孔和外表面與溫度相對(duì)較低的模具接觸，散熱較快，故降溫較快，且內(nèi)孔邊角處散熱條件最好，溫度最低。由等效應(yīng)力分布可知，內(nèi)孔邊角處最高，較大的等效應(yīng)力產(chǎn)生較大應(yīng)變。這與實(shí)際芯棒拔長(zhǎng)生產(chǎn)中經(jīng)常在工件的內(nèi)孔邊角處出現(xiàn)裂紋相吻合。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)應(yīng)力應(yīng)變曲線的測(cè)定，對(duì)Mn18Cr18N鋼護(hù)環(huán)熱鍛工藝過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，通過(guò)模擬在馬杠擴(kuò)孔和芯棒拔長(zhǎng)時(shí)對(duì)壓下量進(jìn)行控制，減少護(hù)環(huán)鍛造裂紋出現(xiàn)的幾率。

[1] 周維智，孫曉潔，許國(guó)濤. Mn18Cr18N鋼護(hù)環(huán)生產(chǎn)工藝研究概況[J]. 大型鑄鍛件，2001(1)：52-54.

[2] 周維志，孫曉潔，李子凌，等. 奧氏體護(hù)環(huán)鋼的發(fā)展歷程[J]. 大型鑄鍛件，1999(4)：43-45.

[3] 陳玉明，周維志，宋雷鈞，等. 汽輪發(fā)電機(jī)組無(wú)磁性護(hù)環(huán)鍛件材料的演變過(guò)程和研究概況[J]. 大型鑄鍛件，2002(3)：48-52.

[4] 300 MW～600 MW汽輪發(fā)電機(jī)無(wú)磁性護(hù)環(huán)鍛件 技術(shù)條件：JB/ T 7030—2002[S].

編輯 杜青泉

Research on Hot Forming Process of Mn18Cr18N Steel Retaining Ring

Niu Guangbin，Xu Guotao，Rui Shoutai，Zhang Jianguo

The high temperature thermoplastic of Mn18Cr18N steel was studied by hot compression simulation test, the stress-strain curves was measured, and the hot forming process of retaining ring was numerical simulated. The result shows that during the early period of forging of retaining ring, the strain rate should be small as much as possible and the pressing should be slow. When saddle forging and mandrel drawing, the reduction should be controlled.

Mn18Cr18N steel, retaining ring, forging process, numerical simulation

2017—03—31

TG316

A