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    核電主管道材料316LN不鏽鋼管塑性成形過程晶粒細化

    作者:admin 來源: 日期:2018/8/3 12:03:12 人氣:12

    AP1000核電主管道材料為316LN,該鋼種無法通過熱處理細化晶粒,需在鍛造過程中保證產品的晶粒度要求。該文研究了316LN不鏽鋼管單道次和多道次變形條件下的動態再結晶行為,獲得316LN不鏽鋼管在鍛造成形中的晶粒細化判據;提出了上平下V砧的改進砧形,對鍛件采用大圓角V砧以及上下不等砧寬比進行拔長,采用數值模擬和物理模擬相結合的方法,研究了拔長過程應力應變分布規律,並確定合理的工藝參數,有效地提高鍛件變形區域的等效應變及均勻分布,達到鍛件變形均勻和晶粒細化的目的。該結果對核電主管道鍛造工藝方案優化具有理論參考價值。

    核電主管道是核電蒸氣供應係統輸出堆芯熱能的大型厚壁管道,屬於核一級關鍵部件。AP1000核電主管道用鋼為奧氏體不鏽鋼,牌號為316LN。該鋼種在加熱或冷卻的過程中沒有相變,因此不能通過熱處理細化晶粒。為了達到最終產品的晶粒度要求(ASTM2級或更細的ASTM4級),主管道的鍛造成形起著關鍵的作用[1-3]。目前,國內外在同步進行AP1000核電主管道的研製工作。核電主管道鍛造成形包括鐓粗、拔長、分料、整圓等工序,其關鍵工序是拔長。上平下V砧法拔長較無Mannesmann效應的鍛造(freefromMannesmanneffect,FM)法和寬砧大壓下量鍛造(widedieheavyblowforging,WHF)法具有更高的拔長效率;較寬砧大壓下量上下V砧(KD)法對壓機的噸位要求低,且上平下V砧拔長時,鍛件圓截麵應變分布不對稱,更有利於提高最終管坯產品的質量[4-5]。因此,本文提出上平下V砧的改進砧形,采用數值模擬和物理模擬相結合的方法,對鍛件采用大圓角V砧以及上下不等砧寬比進行拔長的實驗研究,探討通過改進砧形提高鍛件等效應變分布的可能性,以解決316LN不鏽鋼管鍛造過程晶粒細化和晶粒均勻性問題。

    1、316LN不鏽鋼管的動態再結晶行為與晶粒細化

    低層錯能的金屬材料在熱塑性變形過程中,動態再結晶是其主要的軟化機製。316LN不鏽鋼管為典型低層錯能鋼,在再結晶溫度線以上可以發生動態再結晶。動態再結晶是以無畸變的晶核生成、長大形成再結晶晶粒代替含有高位錯密度的形變晶粒的過程,在消除大量位錯的同時可以達到細化晶粒的目的。圖1a為1100℃時,316LN不鏽鋼管原始試樣顯微組織;圖1b為1100℃、應變速率為0.01s-1時,316LN不鏽鋼管發生完全動態再結晶的試樣顯微組織。

    核電主管道鍛造時應變速率可達0.01s-1量級。熱力學模擬實驗[6]得到了316LN不鏽鋼管發生完全動態再結晶的規律,即隨著真實應變的增加,流動應力趨於穩態,其臨界的真實應變值為穩態應變εs。根據實驗結果,穩態應變εs和Z參數之間存在以下關係:εs=0.153Z0.044。其中,Z為Zener-Hollomon參數,即溫度補償應變速率因子。316LN不鏽鋼管發生動態再結晶後的晶粒尺寸dDRX與Z參數之間的關係為dDRX=6.108×106Z-0.392。根據以上公式,可以計算獲得316LN不鏽鋼管在應變速率為0.01s-1條件下,各個溫度的穩態應變εs以及晶粒尺寸dDRX,如表1中所示。

    ASTM4級的晶粒大小大約為80μm,因此在鍛造的過程中,如果能保證每個溫度條件下,316LN不鏽鋼管的真實應變大於穩態應變,則鍛造後的晶粒尺寸可以達到ASTM4級或更細。在鍛造的過程中,鍛件溫度是逐漸降低的。本文通過熱力學模擬實驗[7],研究了316LN不鏽鋼管多道次變形條件下的動態再結晶行為。圖2中為316LN不鏽鋼管在不同變形溫度梯度、應變速率為0.01s-1條件下的雙道次變形試樣顯微組織。其中:T1,T2,ε1和ε2分別為第1、2道次的變形溫度和應變量。用截線法計算得到其晶粒尺寸分別為(a)50.5μm和(b)23.8μm,滿足晶粒度要求。因此,在1050~1200℃的高溫區,在鍛造條件允許的情況下,增大316LN不鏽鋼管鍛造時的變形量,有利於保證動態再結晶的充分發生和晶粒細化。

    圖3中為316LN不鏽鋼管雙道次變形條件下的高溫流動應力曲線。溫度梯度1100~1050℃時,道次2的流動應力曲線沒有達到穩態,其穩態應變εs>0.60;溫度梯度1200~1150℃時,道次2的流動應力曲線已經達到穩態,其穩態應變εs約為0.58。因此,後續道次發生動態再結晶的穩態應變值基本上不受初始道次的影響。在可鍛溫度的低溫區900~1050℃時,316LN不鏽鋼管的變形抗力比較大,達到完全動態再結晶所需的穩態應變值和壓機噸位也比較大,316LN不鏽鋼管很難達到完全動態再結晶,考慮預防裂紋缺陷的萌生、鍛造設備條件和鍛造可操作性(采用單一變形量),因此316LN不鏽鋼管鍛造過程高溫區完全動態再結晶是實現晶粒細化的主要技術手段。綜上所述,在316LN不鏽鋼管的鍛造過程中,通過動態再結晶可以細化晶粒。如果以1050℃發生完全動態再結晶為參考標準,則鍛造過程中的真實應變應大於0.655。考慮到溫度降低的因素,真實應變越大越好。核電主管道鍛件鍛造過程中,控製316LN不鏽鋼管產生完全動態再結晶的工藝條件,並提高鍛件塑性變形的均勻性,是解決316LN不鏽鋼管晶粒細化和晶粒均勻性的關鍵。

    2模型的構建及模擬方法

    AP1000核電主管道鍛件主拔長工藝前鍛件圓截麵直徑D0尺寸約為2050mm。本文的實驗研究建立在上平下V砧法的基礎上[8],將下V砧兩工作麵采用大圓角過渡以及單獨改變下V砧的砧寬比;上砧為砧寬比為0.6的平砧,即砧寬為1230mm,V砧砧角采用生產實際中普遍使用的120°,如圖4中所示。為了敘述方便,實驗結果顯示的坐標設置為:中心徑線以坯料中心為坐標原點,坯料上端為10,下端為-10;XZ麵的中心軸線以坯料中心為坐標原點,坯料右端為10,坯料左端為-10。數值模擬使用Deform3D軟件作為模擬平台,采用三維剛塑性有限元模型,模擬坯料尺寸與真實鍛件尺寸按1∶1的比例進行構造。為簡化計算、提高計算精度和效率,根據對稱性條件,取鍛件的1/4作為研究對象。在高溫鍛造情況下摩擦因子取0.4,水壓機速率設定為20mm/s,壓下率為16%,模擬材料模型由主管道用鋼316LN通過實驗測得。物理模擬采用純度為99.99%經過大鍛比鍛造的純鉛作為模擬材料[9]。根據模擬相似性準則,模擬試件尺寸與真實鍛件按1∶33的比例構造。實驗時將試件沿子午麵剖開並在截麵上刻劃柵線,采用低熔點Wood合金將試件焊合,在液壓實驗機上進行上平下V砧法拔長實驗。實驗中上下砧采用室溫模具鋼以確保試樣上下端麵摩擦符合模擬相似條件,在實驗中控製應變速率ε·≤10-4s-1,保證試樣內部再結晶進行充分,無硬化現象。基於四節點等參數單元理論和Euler大變形公式,采用坐標網格法對實驗數據進行處理[10]。

    3上平下V砧改進砧形及變形分布規律

    實際生產中,使用傳統上平下V砧拔長時,鍛件下端沒有約束,易向V砧砧角間隙處流動。加大圓角半徑後,這一流動的趨勢受到阻礙,鍛件內部會獲得更多的壓應力和等效應變。當大圓角半徑R與坯料半徑R0比值在0.8~1.2之間時,能顯著增加或改善等效應變的分布;其中比值為1時,即半徑相等時,鍛件與V砧接觸麵積最大,其等效應變峰值可達到最大值,見圖5a。在鍛造的過程中,拉應力容易產生裂紋,應該避免,過渡圓角砧形能顯著減小坯料下半部分的拉應力,見圖5b。

    增大上平下V砧的砧寬比,可以增加砧子與坯料的接觸麵積,使坯料內部獲得更多的壓應力,預防裂紋的產生,但是也增大了壓機載荷。由FM法和FM上下V砧拔長法[11-12]得到啟發,本文僅增大V砧砧寬比,在增大坯料內部等效應變分布的同時,以求達到壓機載荷增大的幅度較小。當V砧砧寬比逐漸增大時,坯料內部等效應變也是逐漸增大;當V砧增大為V台時,等效應變達到最大值,如圖6a所示。從應力狀態分析,V砧砧寬的增大有利於消除中心拉應力,且砧寬比越大壓應力越大;但當V砧砧寬比大於0.9時,坯料下半部分4/5D0至下表麵區域拉應力增大較為明顯,如圖6b所示。因此,V砧砧寬比應小於0.9。將上下砧寬比分別為0.6和0.8的組合砧簡記為0.6—0.8。如表2中所示,與組合砧0.6—0.6相比較,組合砧0.8—0.8拔長時,應變峰值增大5.88%,上砧載荷需增加26.13%;組合砧0.6—0.8拔長時,應變峰值增大7.65%,上砧載荷增大8.63%。因此,采用上下不等砧寬比拔長時,在改善了中心徑線等效應變的同時,上砧載荷隻有較小幅度的增大,達到了優化工藝的效果。

    綜上所述,對鍛件采用大圓角V砧或上下不等砧寬比拔長,均可以增加或改善鍛件等效應變分布。當壓下率為16%時,改進組合砧(大圓角半徑比值1.0、V砧砧寬比0.8)與普通砧形(砧寬比0.6)拔長後中心徑線等效應變峰值分別為0.400和0.340,即組合砧顯著增大了坯料截麵的等效應變。為了驗證數值模擬實驗得到結論的正確性,分別進行了普通砧形以及組合砧形拔長的物理模擬。通過數據處理後,試樣的中心截麵等效應變分布如圖7中所示。比較可知,組合砧可以顯著增大試件中心的等效應變分布。在壓下率不變的情況下,采用改進的組合砧形,可以獲得更好的應變分布狀態,這和數值模擬得出了一致的結論。對於物理模擬實驗,由於采用坐標網格法進行四節點網格的截取,進行了一定的近似,因此實驗結果會有誤差,但這不影響對變形分布規律的分析。

    4改進砧形連砧翻轉拔長工藝對晶粒細化的作用

    實際生產中,316LN鍛件采用連砧拔長和翻轉工藝,即上下不等砧寬比拔長在完成一個道次拔長後才進行翻轉和下一道次拔長,其關鍵是翻轉變形對等效應變分布規律和晶粒細化的影響,因此本文著重研究了大圓角V砧、翻轉角度為22.5°的翻轉拔長,至於不等砧寬比拔長及其他翻轉方案需今後進一步進行研究。當壓下率不同時,大圓角V砧拔長的應力應變分布規律不盡相同,因此考慮到翻轉次數以及計算量等問題,翻轉壓下率定為8%,並與普通砧形翻轉拔長的結果進行對比,如圖8中所示。隨著半徑比值的增大,大圓角V砧顯著增大了坯料內部等效應變,由0.6增大到0.8,大於前文要求的真實應變0.655,達到實現完全動態再結晶的要求;坯料整體的等效應變分布更為均勻,坯料內部獲得了幾乎和邊緣一致的等效應變,消除了坯料內部的“空洞”,如圖9中所示。因此,大圓角V砧連砧翻轉拔長有利於316LN不鏽鋼管塑性成形過程的晶粒細化和晶粒均勻性。

    某重機企業核電主管道鍛造成形結果驗證了本文研究結論的合理性和正確性,因篇幅限製,這裏不再贅述。

    5結論

    1)在316LN不鏽鋼管的鍛造過程中,控製鍛造變形的真實應變應大於0.655;可以通過316LN不鏽鋼管動態再結晶實現晶粒細化,達到產品的晶粒度要求。2)采用大圓角V砧和上下不等砧寬比拔長時,可以有效地增加或改善等效應變的分布。建議大圓角半徑比值取0.8~1.2;當上砧砧寬比0.6時,V砧砧寬比應小於0.9,建議取0.8。3)大圓角V砧翻轉拔長提高了坯料內部的等效應變,坯料整體的等效應變分布更為均勻,消除了坯料內部的“空洞”。316LN不鏽鋼管鍛造過程中,采用改進砧形連砧翻轉拔長,有利於解決其晶粒細化和晶粒均勻性的問題。

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