大口徑厚壁管短流程鑄擠一體化成形工藝研究

齊會萍,李永堂,賈 璐

(1.金屬材料成形理論與技術山西省重點實驗室,太原 030024;2.太原科技大學 材料科學與工程學院,太原 030024;3.太原工業(yè)學院 機械工程系,太原 030008)

合金鋼、不銹鋼和難變變形合金等材料制造的大口徑厚壁無縫管是核電、火電和石油化工等行業(yè)的關鍵、基礎零件。長期以來,我國高性能大口徑厚壁管主要依賴進口,生產技術也為發(fā)達國家所壟斷。隨著北方重工的360 MN 立式擠壓機、河北宏潤重工的500 MN立式擠壓機相繼投入使用和擠壓工藝技術的發(fā)展進步,我國大口徑厚壁管制造工藝、裝備和生產能力得到了大幅度提高。

目前國內外所采用的大口徑厚壁無縫管熱擠壓成形工藝流程是:金屬冶煉——鋼錠澆注——切料頭——鋼坯加熱——鐓粗——沖孔——擠壓成形——后續(xù)加工,如圖1所示?？梢钥闯?該工藝流程長,加熱次數(shù)多,能源消耗大,材料浪費嚴重,需要沖孔壓力機等配套設備,生產效率低、成本高。

針對這一情況,本課題組提出了一種大口徑厚壁管短流程鑄擠一體化成形工藝[1-2]。該工藝采用空心鑄坯直接擠壓成形制造大口徑厚壁管,工藝流程如圖2 所示。與傳統(tǒng)的大口徑厚壁管熱擠壓成形工藝相比,縮短了工藝流程,減少了加熱次數(shù),節(jié)約了材料和能源,省去了下料、鍛坯、沖孔等工序的設備投資和動力消耗,提高了生產效率,降低了制造成本。工生產工藝中金屬材料要從“鑄態(tài)組織”經過擠壓工藝變成“鍛態(tài)組織”,即通過熱擠壓工藝實現(xiàn)“成形/成性”一體化調控,因此要探討鑄態(tài)合金鋼在擠壓變形過程中的組織演變機理。大口徑厚壁無縫管材料為高溫合金鋼、耐熱合金鋼等,材料塑性變形難度大,給短流程熱擠壓工藝的研究也帶來挑戰(zhàn)。現(xiàn)有的大口徑厚壁管熱擠壓成形工藝主要針對傳統(tǒng)的流程和鍛態(tài)材料,因此需要探索和建立適用鑄坯材料的擠壓成形理論和工藝。

近年來,國內外學者在大口徑厚壁管擠壓成形工藝和材料性能方面進行了卓有成效的探索和研究。Zaika研究了利用離心鑄造工藝制造08X18H10T耐腐蝕鋼厚壁管坯料,并進行了性能和缺陷分析[3]; Furugen利用有限元模擬和實驗分析了厚壁管熱擠壓工藝中,玻璃潤滑劑對成型過程金屬變形、應力應變和擠壓力的影響[4];Middleton分析了不同截面不銹鋼擠壓工藝中潤滑、模具材料和模具設計及對成形過程的影響[5];Chelu分析了鋼管擠壓成形中材料與模具和擠壓筒間的摩擦系數(shù)、擠壓速度、擠壓比和擠壓角對擠壓力的影響,提出了參數(shù)選擇的參考值[6];馬曉暉等利用縮比實驗得出了P91大口徑厚壁鋼管擠壓工藝的載荷——行程曲線,提出了摩擦系數(shù)的邊界條件[7];王小蘭等通過數(shù)值模擬,研究了各種工藝參數(shù)對大口徑厚壁無縫管垂直擠壓過程的影響[8]。這些研究結果對大口徑厚壁無縫管的生產和短流程擠壓成形工藝具有一定的參考價值。

圖1 現(xiàn)有的大口徑厚壁管擠壓成形工藝Fig.1 Traditional extrusion process of large thick-wall pipe

圖2 短流程鑄擠復合成形新工藝Fig.2 Short casting-extrusion compound forming process

1 P91合金鋼材料熱物理性能

研究對象是大口徑厚壁管常用的P91合金鋼, P91 合金鋼相圖如圖3所示。從圖中可以看出,P91合金鋼的液相線溫度1 508 ℃,固相線溫度1 450 ℃,Ac3溫度890～940 ℃.876～1 220 ℃為完全奧氏體區(qū),此溫度階段合金塑性好,變形抗力較小,有利于擠壓過程的精確控制,因此變形溫度研究范圍為900～1 200 ℃為宜。

如圖4所示是通過實驗得到的鑄態(tài)P91鋼初始晶粒組織,鑄態(tài)P91鋼的平均晶粒尺寸約為123 μm.通過材料模擬還得到了不同溫度下鑄態(tài)P91合金鋼部分熱物理性能參數(shù),如楊氏模量,熱膨脹系數(shù),導熱率,熱容等。

圖3 P91合金鋼相圖Fig.3 Phase diagram of P91 steel

圖4 鑄態(tài)P91鋼初始晶粒組織Fig.4 Initial casting microstructure of P91 steel

2 熱力模擬實驗

大口徑厚壁管短流程熱擠壓成形工藝,是利用P91合金鋼環(huán)形空心鑄坯,通過垂直熱擠壓成形工藝,制造出長度為8～12 m的大口徑厚壁無縫管。擠壓過程中,伴隨著復雜的變形過程,將鑄態(tài)的P91合金鋼組織轉變成鍛態(tài)組織。為了研究金屬在這一過程的組織演變和應力、應變及溫度場的變化,針對鑄態(tài)P91合金鋼進行了熱力模擬實驗。

熱力模擬在實驗室的Gleeble3500熱模擬實驗機上完成的。圖5、圖6分別為單道次和雙道次熱壓縮實驗方案。

圖5 單道次熱壓縮模擬實驗曲線Fig.5 Single-pass hot compression tests scheme

圖6 雙道次熱壓縮實驗模擬曲線Fig.6 Double-pass hot compression tests scheme

圖7、圖8分別是實驗得到的不同溫度和不同應變速率下單道次壓縮過程應力應變曲線。通過實驗還得到了雙道次熱壓縮過程的應力——應變曲線,包括靜態(tài)再結晶應力——應變曲線和亞動態(tài)再結晶應力——應變曲線。通過熱力模擬實驗和理論推導,得到了鑄態(tài)P91合金鋼熱壓縮過程的動態(tài)再結晶動力學方程和動力學模型,可以計算出臨界應力、應變等材料參數(shù),為判斷動態(tài)再結晶發(fā)生的條件提供了量化依據(jù)。在此基礎上,還推導出了靜態(tài)再結晶動力學方程、亞動態(tài)再結晶動力學方程,獲得了不同應變條件下動態(tài)再結晶后再結晶形式及動力學方程,為數(shù)值模擬研究提供了材料參數(shù)[9]。為研究熱擠壓變形結束后,材料發(fā)生再結晶過程提供了判斷依據(jù)。

圖7 不同溫度下熱壓縮過程應力應變曲線Fig.7 Stress-strain curves at different temperature

圖8 不同應變速率下熱壓縮過程應力應變曲線Fig.8 Stress-strain curves at different strain rate

通過熱力模擬實驗,得到了鑄態(tài)P91鋼在熱變形條件下動態(tài)再結晶與顯微組織演變規(guī)律。圖9是不同變形量下材料組織演變情況,不同變形量下的顯微組織變化可以看作一個動態(tài)顯微組織演變過程,鑄態(tài)P91合金鋼高溫變形經淬火后組織為板條狀馬氏體,隨著變形量增加馬氏體板條逐漸細小,板條間距不斷減小。

圖10是不同溫度下材料的顯微組織變化。從圖中可以看出不同變形溫度下的晶粒尺寸變化規(guī)律,即晶粒尺寸隨變形溫度的升高而增大,高溫條件可以為動態(tài)再結晶的發(fā)生提供形核所需能量,同時促使位錯運動的發(fā)生,加快動態(tài)再結晶的發(fā)生,另外高溫條件有利于晶粒的等溫長大,因此溫度增高晶粒尺寸隨之增大。

a)10% b)33% c)45% d)60%圖9 不同變形量組織演變情況Fig.9 Microstructure evolution with different deformation amount

a)1 200 ℃; b)1 150 ℃; c)1 100 ℃; d)1 050 ℃圖10 不同擠壓溫度的顯微組織Fig.10 Microstructure with different deformation temperature

通過熱力模擬,還得到了動態(tài)再結晶晶粒變化規(guī)律:即晶粒尺寸隨變形程度的增加而減小。隨著變形量的增加,晶粒由粗大混亂的結構變成細小均勻等軸晶。隨著變形量增加,動態(tài)再結晶形變能量增加,因此大變形量有助于晶粒的細化。但是實驗結果也表明,當應變達到0.5后,變形量增加對晶粒尺寸變化影響并不明顯。

在此基礎上,做出了鑄態(tài)P91合金鋼熱加工圖,得到了最優(yōu)熱加工工藝參數(shù)[10]:熱加工溫度范圍為1 100～1 200 ℃,應變速率范圍為0.35～1 s-1.

根據(jù)鑄態(tài)P91合金鋼熱力模擬實驗所得應力-應變曲線、微觀組織演變及動態(tài)再結晶晶粒尺寸的變化可知,在短流程熱擠壓工藝中變形溫度宜采用高溫成形,溫度范圍為1 150～1 200 ℃;擠壓速度應在設備承受能力下盡可能快;擠壓比的選擇應使擠壓件在擠壓過程中材料應變不低于0.25.

3 厚壁管擠壓過程建模與仿真

根據(jù)鑄態(tài)P91合金鋼材料熱物理參數(shù)及本構方程,結合熱力模擬實驗數(shù)據(jù)和選擇的工藝參數(shù)范圍,進行擠壓過程數(shù)值模擬,研究大口徑厚壁管短流程熱擠壓過程中金屬流動規(guī)律,應力、應變分布規(guī)律等,獲得最優(yōu)工藝參數(shù)。

利用Deform數(shù)值模擬軟件建立了短流程熱擠壓模型。圖11為厚壁管擠壓過程示意圖,將參與變形的材料劃分為未變形區(qū)(3區(qū))、變形區(qū)(2區(qū))和已成形區(qū)(1區(qū)),分別導入鑄態(tài)P91合金鋼熱物理性能參數(shù)、本構方程后,進行數(shù)值模擬。

擠壓過程中,材料在進入變形區(qū)前,鑄坯在同一橫截面上的質點都擁有相同的速度。材料進入擠壓區(qū)后才參與變形,擠壓結束后,材料在高溫狀態(tài)還存在晶粒變化,因此研究擠壓階段(變形區(qū))和終了擠壓階段(已變形區(qū))更有意義。

圖11 厚壁管擠壓示意圖Fig.11 Extrusion schematic diagram of thick wall pipe

通過對擠壓過程的仿真,得到了不同擠壓參數(shù)如擠壓比、擠壓溫度和擠壓速度對擠壓過程的影響。得到了擠壓比分別為5、7和9時的晶粒尺寸分布圖和動態(tài)再結晶率分布圖。得出不同擠壓比下的動態(tài)再結晶率隨著擠壓比的增大而增大,厚壁管在擠壓過程中,應力、應變分布較均勻。動態(tài)再結晶晶粒尺寸隨著擠壓比的增大而減小,且在變形量較大的情況下,成形管橫截面晶粒尺寸差別較小;動態(tài)再結晶率在擠壓比為9的情況下最高,且整體再結晶率均勻。因此確定工藝時,應盡量選用設備允許的最大擠壓比。

通過仿真研究了擠壓溫度對擠壓過程影響,得到了不同擠壓溫度(1 100 ℃、1 150 ℃和1 200 ℃)下的應力分布圖、應變分布圖、晶粒尺寸分布圖和動態(tài)再結晶率分布圖。通過對仿真結果分析,可以發(fā)現(xiàn),隨著變形溫度的升高,等效應力的分布更加均勻,等效應變峰值增大;初始擠壓溫度升高,平均晶粒尺寸減小,再結晶百分數(shù)增大。1 100 ℃時不足以使鑄坯發(fā)生較為完全的動態(tài)再結晶;擠壓溫度升高到1 150 ℃時,動態(tài)再結晶發(fā)生較完全,平均晶粒尺寸比較細小均勻;當擠壓溫度至1 200 ℃時,動態(tài)再結晶發(fā)生的更為充分,晶粒尺寸也更加細小。綜上,厚壁管熱擠壓溫度選擇1 150～1 200 ℃為最佳。

通過仿真研究了擠壓速度對擠壓過程影響,得到了不同擠壓速度(16 mm/s、26 mm/s、36 mm/s和46 mm/s)下的應力分布圖、應變分布圖、晶粒尺寸分布圖和動態(tài)再結晶率分布圖。對仿真結果分析發(fā)現(xiàn),等效應力隨著擠壓速度的增大不斷變大,尤其是變形量大的部分增加的更為明顯,相應的應變也不斷增大;擠壓速度的增加可以細化晶粒,促進動態(tài)再結晶的發(fā)生,速度增大再結晶率也隨之增大。綜合考慮,針對擠壓比小于10的大口徑厚壁管,擠壓速度選擇26～36 mm/s為最佳。

4 結論

(1)針對目前常用的大口徑厚壁管熱擠壓成形工藝存在的問題,提出了利用鑄坯直接擠壓成形制造大口徑厚壁管的短流程生產工藝。與傳統(tǒng)的大口徑厚壁管熱擠壓成形工藝相比,可以縮短生產工藝流程,減少生產過程的加熱次數(shù),節(jié)約材料和能源,省去下料、鍛坯、沖孔等工序的設備投資和動力消耗,提高生產效率,降低制造成本。

(2)通過對鑄態(tài)P91合金鋼進行單道次、雙道次熱力模擬實驗,得到了鑄態(tài)P91合金鋼壓縮過程應力-應變曲線;得到了熱變形條件下,鑄態(tài)P91合金鋼動態(tài)再結晶顯微組織和晶粒尺寸變化規(guī)律;確定了厚壁管熱擠壓工藝的適宜參數(shù)范圍。

(3)通過對厚壁管擠壓過程的建模和仿真,得到了不同擠壓參數(shù)如擠壓比、擠壓溫度和擠壓速度對擠壓過程的影響規(guī)律。分析得到了不同擠壓比、擠壓溫度、擠壓速度下材料動態(tài)再結晶晶粒尺寸和結晶率變化,以及應力、應變分布情況,得到了適用于大口徑厚壁管熱擠壓成形的最佳工藝參數(shù)。通過與河北宏潤重工的大口徑厚壁管熱擠壓現(xiàn)場生產工藝對比分析,仿真結果與實際生產相吻合,可以用于指導生產。