工程科学学报，第41卷，第1期：124-133,2019年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.I:124-133,January 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.014;http://journals.ustb.edu.cn 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 钱凌云12)，王梦琦2)，孙朝阳12)四，王小灿12) 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)金属轻量化成形制造北京市重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:suncy@usth.cdu.cn 摘要针对AP1000核电主管道侧向双管嘴非对称分布的特点，本文在单轴单向压力机平台上增加提升油缸的运动作用， 提出双管嘴同时挤压成形的新工艺.首先，分析了双管嘴同时挤压成形的工艺原理并建立了可实现同时成形的上顶杆及提升 油缸的速度与管嘴尺寸之间的解析关系.其次，建立双管嘴同时挤压成形的有限元模型，分析了同时挤压成形方案的可行性 及在避免管嘴处材料撕裂缺陷方面的优势.最后，从降低成形载荷和关键部位晶粒尺寸以及提高组织均匀性的角度，分析了 坯料温度挤压速度和摩擦条件三个重要因素的影响规律，为实施主管道挤压成形提供工艺参考. 关键词非对称双管嘴：同时挤压成形：速度分布：组织演化；数值模拟 分类号TG376 Simultaneous extrusion process of primary pipe with two asymmetrical branches QIAN Ling-yun),WANG Meng-qi),SUN Chao-yang),WANG Xiao-can') 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Key Laboratory of Lightweight Metal Forming,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:suncy@ustb.edu.cn ABSTRACT The primary pipe is a critical equipment that ensures the safe operation in a nuclear island,therefore;the primary pipe must have extremely high service performance in complex environments characterized by high pressure,temperature,and or radiation. In addition,generation IlI AP1000 nuclear power plants require a service life of 60 years,which pose great challenges to traditional manufacturing processes,such as casting and section-forging methods with partial welding.The currently popular free-forging method can enhance the resulting properties,but the repeated heating during multiple passes induce coarse grains,and these coarse grains are difficult to refine at key positions.With the rapid development of extrusion devices and optimized extrusion processes,the hot extrusion approach promises to produce primary pipes using a near-net shaping method.However,the huge size and complex shape of the two asymmetrical branches of the primary pipe brings enormous difficulties to the ordinary extrusion process.In this study,a novel simulta- neous extrusion process was proposed,wherein a primary pipe with two asymmetrical branches is produced on a uniaxial extrusion press platform with the additional effect of a moving elevating ram.In this study,the principle underlying the simultaneous formation process was first analyzed with respect to the material flow during the extrusion process.The relations between the top-mandrel speed,lift cylin- der speed,and branch size were derived to ensure the conditions necessary for the simultaneous formation of the two branches.Next,a finite element model of the proposed primary pipe extrusion process was constructed and the results verified its feasibility.The superior- ity of this process in preventing shear fracture at the branch root was evaluated by comparing its formation quality with that of traditional unidirectional extrusion.Finally,the influences of billet temperature,extrusion speed,and friction condition on the formation quality were studied to minimize the deformation load,refine the grain,and improve the homogeneity of the microstructure.The results of this research provide a method for reference and an analytical foundation for further development of practical approaches to the formation of 收稿日期：2018-06-12 基金项目：装备预研教有部联合基金资助项目(05000012)：中央高校基础科研业务费资助项目(FRF-TP-17057A1,FRF-BD-18-003A);中国博 士后科学基金面上资助项目(1175279)
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期:124鄄鄄133,2019 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 1: 124鄄鄄133, January 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 01. 014; http: / / journals. ustb. edu. cn 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 钱凌云1,2) , 王梦琦1,2) , 孙朝阳1,2)苣 , 王小灿1,2) 1) 北京科技大学机械工程学院, 北京 100083 2) 金属轻量化成形制造北京市重点实验室, 北京 100083 苣 通信作者, E鄄mail: suncy@ ustb. edu. cn 摘 要 针对 AP1000 核电主管道侧向双管嘴非对称分布的特点,本文在单轴单向压力机平台上增加提升油缸的运动作用, 提出双管嘴同时挤压成形的新工艺. 首先,分析了双管嘴同时挤压成形的工艺原理并建立了可实现同时成形的上顶杆及提升 油缸的速度与管嘴尺寸之间的解析关系. 其次,建立双管嘴同时挤压成形的有限元模型,分析了同时挤压成形方案的可行性 及在避免管嘴处材料撕裂缺陷方面的优势. 最后,从降低成形载荷和关键部位晶粒尺寸以及提高组织均匀性的角度,分析了 坯料温度、挤压速度和摩擦条件三个重要因素的影响规律,为实施主管道挤压成形提供工艺参考. 关键词 非对称双管嘴; 同时挤压成形; 速度分布; 组织演化; 数值模拟 分类号 TG376 收稿日期: 2018鄄鄄06鄄鄄12 基金项目: 装备预研教育部联合基金资助项目(05000012);中央高校基础科研业务费资助项目(FRF鄄TP鄄17鄄057A1, FRF鄄BD鄄18鄄003A);中国博 士后科学基金面上资助项目(1175279) Simultaneous extrusion process of primary pipe with two asymmetrical branches QIAN Ling鄄yun 1,2) , WANG Meng鄄qi 1,2) , SUN Chao鄄yang 1,2) 苣 , WANG Xiao鄄can 1,2) 1) School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Beijing Key Laboratory of Lightweight Metal Forming, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: suncy@ ustb. edu. cn ABSTRACT The primary pipe is a critical equipment that ensures the safe operation in a nuclear island, therefore; the primary pipe must have extremely high service performance in complex environments characterized by high pressure, temperature, and / or radiation. In addition, generation 芋 AP1000 nuclear power plants require a service life of 60 years, which pose great challenges to traditional manufacturing processes, such as casting and section鄄forging methods with partial welding. The currently popular free鄄forging method can enhance the resulting properties, but the repeated heating during multiple passes induce coarse grains, and these coarse grains are difficult to refine at key positions. With the rapid development of extrusion devices and optimized extrusion processes, the hot extrusion approach promises to produce primary pipes using a near鄄net shaping method. However, the huge size and complex shape of the two asymmetrical branches of the primary pipe brings enormous difficulties to the ordinary extrusion process. In this study, a novel simulta鄄 neous extrusion process was proposed, wherein a primary pipe with two asymmetrical branches is produced on a uniaxial extrusion press platform with the additional effect of a moving elevating ram. In this study, the principle underlying the simultaneous formation process was first analyzed with respect to the material flow during the extrusion process. The relations between the top鄄mandrel speed, lift cylin鄄 der speed, and branch size were derived to ensure the conditions necessary for the simultaneous formation of the two branches. Next, a finite element model of the proposed primary pipe extrusion process was constructed and the results verified its feasibility. The superior鄄 ity of this process in preventing shear fracture at the branch root was evaluated by comparing its formation quality with that of traditional unidirectional extrusion. Finally, the influences of billet temperature, extrusion speed, and friction condition on the formation quality were studied to minimize the deformation load, refine the grain, and improve the homogeneity of the microstructure. The results of this research provide a method for reference and an analytical foundation for further development of practical approaches to the formation of
钱凌云等：核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 ·125· primary pipes. KEY WORDS two asymmetrical branches of primary pipe;simultaneous extrusion;velocity distributions;microstructure evolution; numerical simulation 核电主管道是连接反应堆压力容器、蒸汽发生 提出通过主动控制双向挤压速度而得到“双管嘴同 器和反应堆冷却泵的关键设备，需长期在高温、高压 时成形”的研究方案. 和高放射强度的环境中服役，因此要求其有极高的 材料组织均匀性和晶粒度大小是决定主管道服 强度和耐腐性以保证核反应堆的安全运行.第三代 役性能的关键要素，而关于主管道本身组织性能评 核电技术AP1000要求核电主管道的使用寿命达到 估方面的针对性研究还较少，多数研究关注主管道 60a,这不仅对铸造、分段成形后焊接和侧向管嘴焊 选用材料的组织性能演变规律9-.Wang等2]建 接等传统成形工艺造成极大挑战，而且对探索新的 立了主管道不锈钢材料316LN的微观材料模型并 塑性成形工艺提出迫切需求[1-].由于主管道本身 模拟了锻造过程中管身和管嘴位置的品粒分布规 的整体尺寸较大，且存在两个侧向非对称的圆形接 律，与实验对比验证了材料模型的准确性.Sun 管嘴，采用塑性成形工艺的难度非常大 等[]模拟分析了挤压温度、挤压速度、摩擦等工艺 目前已有的工艺方法仍采用自由锻分多道次锻 参数对主管嘴关键位置的品粒分布及品粒大小的影 造管身和管嘴部位，后续再进行机加工得到主管道 响规律，为实验验证提供可靠的参考依据.对于主 孔和管嘴孔[4-].虽然相对于铸造成形和分段焊接 管道来说，细化品粒尺寸是保证主管道性能和延长 成形工艺，采用自由锻得到的主管道性能得到提升， 服务寿命的关键因素. 但由于多个锻造道次和反复加热材料难以保证品粒 针对以上分析中的主管道非对称双管嘴挤压成 细化效果，且关键部分的晶粒尺寸难以控制[).随 形存在的问题及可改进方向，本文提出主管道双管 着挤压设备和工艺的不断更新，采用热挤压近净成 嘴同时成形的新方法.首先，推导得到实现同时挤 形工艺制造主管道有望保证成形零件具有较高性能 压的上顶杆和提升油缸的速度与管嘴尺寸之间的理 且能显著提高材料的利用率. 论表达式.其次，通过模拟分析初步验证双管嘴同 王欣等[小基于局部加热的思想提出管嘴镦挤 时成形方案的可行性及优势.最后，综合评价不同 工艺并设计专用模具，采用短管坯整体加热方案得 工艺参数对成形能力和组织性能的影响规律，为后 到单管嘴的1：5缩比试验件，重点关注了支管嘴结 续实验方案选取提供依据 构的一体化塑性成形，但未考虑主管道的整体长度 和两个双管嘴的非对称分布结构.孙立明等]采用 1双管嘴同时挤压成形原理 预制孔加凸模顶出的热挤压成形工艺方案成形超级 1.1核电主管道1：3缩比件 管道管嘴，通过大量工艺试验得到了管嘴成形的最 AP1000核电主管道是典型的大尺寸复杂结构 佳工艺参数.祥雨等6，】提出了四种成形AP1000 件，属于塑性加工领域的难成形件，尤其是侧面的两 核电主管道不对称管嘴的方案，通过对比四种方案 个非对称管嘴极大地提高了其制造的难度.考虑到 的材料充填情况、组织均匀性、管嘴处撕裂风险、模 主管道本身的尺寸大小和结构复杂性，本文不考虑 具承受能力等确定了“单向进给双向挤压侧向成 管身后续的弯曲过程，仅针对主管道的1：3缩比件 形”的工艺方案，并完成主管道1：3缩比试验件的现 进行挤压工艺分析，对应的主管道展直图见图1 场试验.结果表明该方案可有效增加主管道关键部 (a),其中两个管嘴的尺寸相同，二者的中心轴线呈 位的变形程度并细化其晶粒尺寸从而提高服役性 45°。在成品零件尺寸的基础上考虑挤压工艺余量、 能.以上研究采用的单向进给双向挤压方法克服了 机加工量等因素得到主管道的挤压零件图，如图1 传统挤压方法顺序成形上下管嘴的缺点，可在一定 (b)所示. 程度上避免管嘴充填不满的缺陷.然而，研究中挤 1.2双管嘴同时挤压成形工艺的提出背景 压筒问上运动引起的挤压效果是靠挤压筒和挤压杆 由于现存的最大吨位的双向压力机仍远不能满 (挤压凸模)之间的摩擦效应来实现被动控制，挤压 足成形主管道的挤压力需求，只能采用吨位较大的 速度大小不易控制.因此，采用其成形双管嘴时可 单轴挤压机成形主管道.传统的挤压方法是挤压机 能因上下管嘴处挤压速度差异而造成材料组织不均 单向进给优先成形上管嘴，当上管嘴完全成形后，金 匀，甚至主管道剪切撕裂.本文基于以上研究思路 属继续向下流动充填下管嘴，此时材料向下流动，会
钱凌云等: 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 primary pipes. KEY WORDS two asymmetrical branches of primary pipe; simultaneous extrusion; velocity distributions; microstructure evolution; numerical simulation 核电主管道是连接反应堆压力容器、蒸汽发生 器和反应堆冷却泵的关键设备,需长期在高温、高压 和高放射强度的环境中服役,因此要求其有极高的 强度和耐腐性以保证核反应堆的安全运行. 第三代 核电技术 AP1000 要求核电主管道的使用寿命达到 60 a,这不仅对铸造、分段成形后焊接和侧向管嘴焊 接等传统成形工艺造成极大挑战,而且对探索新的 塑性成形工艺提出迫切需求[1鄄鄄3] . 由于主管道本身 的整体尺寸较大,且存在两个侧向非对称的圆形接 管嘴,采用塑性成形工艺的难度非常大. 目前已有的工艺方法仍采用自由锻分多道次锻 造管身和管嘴部位,后续再进行机加工得到主管道 孔和管嘴孔[4鄄鄄5] . 虽然相对于铸造成形和分段焊接 成形工艺,采用自由锻得到的主管道性能得到提升, 但由于多个锻造道次和反复加热材料难以保证晶粒 细化效果,且关键部分的晶粒尺寸难以控制[6] . 随 着挤压设备和工艺的不断更新,采用热挤压近净成 形工艺制造主管道有望保证成形零件具有较高性能 且能显著提高材料的利用率. 王欣等[7] 基于局部加热的思想提出管嘴镦挤 工艺并设计专用模具,采用短管坯整体加热方案得 到单管嘴的 1颐 5缩比试验件,重点关注了支管嘴结 构的一体化塑性成形,但未考虑主管道的整体长度 和两个双管嘴的非对称分布结构. 孙立明等[4]采用 预制孔加凸模顶出的热挤压成形工艺方案成形超级 管道管嘴,通过大量工艺试验得到了管嘴成形的最 佳工艺参数. 祥雨等[6,8] 提出了四种成形 AP1000 核电主管道不对称管嘴的方案,通过对比四种方案 的材料充填情况、组织均匀性、管嘴处撕裂风险、模 具承受能力等确定了“单向进给双向挤压侧向成 形冶的工艺方案,并完成主管道 1颐 3缩比试验件的现 场试验. 结果表明该方案可有效增加主管道关键部 位的变形程度并细化其晶粒尺寸从而提高服役性 能. 以上研究采用的单向进给双向挤压方法克服了 传统挤压方法顺序成形上下管嘴的缺点,可在一定 程度上避免管嘴充填不满的缺陷. 然而,研究中挤 压筒向上运动引起的挤压效果是靠挤压筒和挤压杆 (挤压凸模)之间的摩擦效应来实现被动控制,挤压 速度大小不易控制. 因此,采用其成形双管嘴时可 能因上下管嘴处挤压速度差异而造成材料组织不均 匀,甚至主管道剪切撕裂. 本文基于以上研究思路 提出通过主动控制双向挤压速度而得到“双管嘴同 时成形冶的研究方案. 材料组织均匀性和晶粒度大小是决定主管道服 役性能的关键要素,而关于主管道本身组织性能评 估方面的针对性研究还较少,多数研究关注主管道 选用材料的组织性能演变规律[9鄄鄄11] . Wang 等[12] 建 立了主管道不锈钢材料 316LN 的微观材料模型并 模拟了锻造过程中管身和管嘴位置的晶粒分布规 律,与实验对比验证了材料模型的准确性. Sun 等[8]模拟分析了挤压温度、挤压速度、摩擦等工艺 参数对主管嘴关键位置的晶粒分布及晶粒大小的影 响规律,为实验验证提供可靠的参考依据. 对于主 管道来说,细化晶粒尺寸是保证主管道性能和延长 服务寿命的关键因素. 针对以上分析中的主管道非对称双管嘴挤压成 形存在的问题及可改进方向,本文提出主管道双管 嘴同时成形的新方法. 首先,推导得到实现同时挤 压的上顶杆和提升油缸的速度与管嘴尺寸之间的理 论表达式. 其次,通过模拟分析初步验证双管嘴同 时成形方案的可行性及优势. 最后,综合评价不同 工艺参数对成形能力和组织性能的影响规律,为后 续实验方案选取提供依据. 1 双管嘴同时挤压成形原理 1郾 1 核电主管道 1颐3缩比件 AP1000 核电主管道是典型的大尺寸复杂结构 件,属于塑性加工领域的难成形件,尤其是侧面的两 个非对称管嘴极大地提高了其制造的难度. 考虑到 主管道本身的尺寸大小和结构复杂性,本文不考虑 管身后续的弯曲过程,仅针对主管道的 1颐 3缩比件 进行挤压工艺分析,对应的主管道展直图见图 1 (a),其中两个管嘴的尺寸相同,二者的中心轴线呈 45毅。 在成品零件尺寸的基础上考虑挤压工艺余量、 机加工量等因素得到主管道的挤压零件图,如图 1 (b)所示. 1郾 2 双管嘴同时挤压成形工艺的提出背景 由于现存的最大吨位的双向压力机仍远不能满 足成形主管道的挤压力需求,只能采用吨位较大的 单轴挤压机成形主管道. 传统的挤压方法是挤压机 单向进给优先成形上管嘴,当上管嘴完全成形后,金 属继续向下流动充填下管嘴,此时材料向下流动,会 ·125·
·126 工程科学学报，第41卷，第1期 770 712 1785 (a) 317 217 770 712 303 b 图1核电主管道1：3缩比件的展直图(a)和对应的挤压件图(b)(单位：mm) Fig.I Dimensions of 1:3 scaled non-bending primary pipe (a)and diagram of its extrusion design (b)(unit:mm) 对已成形的上管嘴进行剪切，极易造成上管嘴处撕 成形的可能性 裂的缺陷.因此，本文提出在单轴挤压设备上进行 1.3满足同时成形的双向挤压速度条件 改进实现挤压机的“单向进给双向成形”功能并保 在以上的方案中，由于上顶杆和坯料分别以， 证双管嘴同时挤压成形.在单轴压力机的侧面安装 和2的速度向下运动，下顶杆固定不动，相当于上顶 四个提升油缸，可以带动挤压模具上下移动，在挤压 杆相对于坯料以v,-,的速度向下运动，而下顶杆 过程以一定的速度相对上顶杆运动，为主管道的双 相对于坯料以，的速度向上运动，从而实现双向挤 向成形提供可能性，对应的工艺方案的原理如图2 压的效果.理论上为了保证双管嘴的同时成形，期 所示.上顶杆以速度，向下进给，同时四个提升油 望挤压模腔上孔以上的金属以速度1-2向下流动 缸带动挤压筒外套以速度，向下进给.由于挤压筒 优先填充上孔（区间I),上孔和下孔之间的金属以 锥度的存在，挤压筒外套带动挤压筒以速度，向下 速度，向下流动优先填充下孔（区间Ⅱ），下孔以下 运动.v,和，的速度差值为双管嘴提供了双向同时 的金属由于受向下的驱动力而无处填充，可近似认 上顶杆一 ↓ 挤压凹模 芯轴 提升油缸 挤压简 下顶杆 图2双管嘴同时挤压成形的原理示意图 Fig.2 Schematic diagram of simultaneous formation of two branches
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 图 1 核电主管道 1颐 3缩比件的展直图(a)和对应的挤压件图(b)(单位:mm) Fig. 1 Dimensions of 1颐 3 scaled non鄄bending primary pipe (a) and diagram of its extrusion design (b)(unit: mm) 对已成形的上管嘴进行剪切,极易造成上管嘴处撕 裂的缺陷. 因此,本文提出在单轴挤压设备上进行 改进实现挤压机的“单向进给双向成形冶 功能并保 证双管嘴同时挤压成形. 在单轴压力机的侧面安装 图 2 双管嘴同时挤压成形的原理示意图 Fig. 2 Schematic diagram of simultaneous formation of two branches 四个提升油缸,可以带动挤压模具上下移动,在挤压 过程以一定的速度相对上顶杆运动,为主管道的双 向成形提供可能性,对应的工艺方案的原理如图 2 所示. 上顶杆以速度 v1向下进给,同时四个提升油 缸带动挤压筒外套以速度 v2向下进给. 由于挤压筒 锥度的存在,挤压筒外套带动挤压筒以速度 v2向下 运动. v1和 v2的速度差值为双管嘴提供了双向同时 成形的可能性. 1郾 3 满足同时成形的双向挤压速度条件 在以上的方案中,由于上顶杆和坯料分别以 v1 和 v2的速度向下运动,下顶杆固定不动,相当于上顶 杆相对于坯料以 v1 - v2的速度向下运动,而下顶杆 相对于坯料以 v2的速度向上运动,从而实现双向挤 压的效果. 理论上为了保证双管嘴的同时成形,期 望挤压模腔上孔以上的金属以速度 v1 - v2向下流动 优先填充上孔(区间玉),上孔和下孔之间的金属以 速度 v2向下流动优先填充下孔(区间域),下孔以下 的金属由于受向下的驱动力而无处填充,可近似认 ·126·
钱凌云等：核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 ·127· 为该部分的金属速度为0（区间Ⅲ），如图3所示. 时间t内上下管嘴之间的坯料下降位移为2t, 从金属流动角度分析来看，以上的工艺方案是通过 对下管嘴处的体积充填速率Q下为： 双向差速进给实现两个双管的同时挤压成形，金属 Q下=π/4(D-D) (2) “分块”流入两个管嘴，互不交汇，避免了传统挤压 按照图4所示，对管嘴可以近似看成上面为圆 工艺在成形下管嘴时对上管嘴根部的剪切撕裂 柱体和下面为圆台，因此上管嘴体积V,近似为 现象 y=h,+z(h-h)(G+G+4) (3) 其中，d,和h1为上管嘴直径和高度，d2和h2为上管嘴 加底部倒角部分的直径和高度 类似地，下管嘴体积V下近似为 Vrd+(hh)(++dda) 1 (4) 其中，d和h为下管嘴直径和高度，d,和h,为下管嘴 加底部倒角部分的直径和高度. 为保证双管嘴的同时成形，在t时刻需满足： 图3双管嘴同时挤压成形的速度分布图 Fig.3 Velocity profile of simultaneous formation of two branches VE_VE (5) Q上Qx 主管道内外径、管身的分段尺寸及两个管嘴的 联立公式(1)~(5)可得： 尺寸分别见图4.依据上面提出的双管嘴同时挤压 色_A+A 成形的原理，时间t内上顶杆相对于坯料的位移为 (6) 2A (1-2)t,对上管嘴处的体积充填速率Q上为 Q上=T/4(D号-D)(U1-2) (1) 其中，A=子弘，+(a,-么)(d+G+4d), 其中，D,和D,分别为主管道的内直径和外直径. Aa=+(hh(dd). 图4主管道尺寸示意图及管嘴体积的近似计算 Fig.4 Schematic diagram of primary pipe with different dimensions and volume approximations for two branches 通过以上的推导得到了保证双管嘴同时挤压成 2.1主管道挤压成形的有限元模型 形的上顶杆速度和提升油缸速度与管道各部分尺寸 为简化分析过程，本文仅考虑和挤压过程相关 之间的关系公式，下面将验证公式的适用性. 的主要零件，装配图见图5，具体包括上顶杆、挤压 2同时挤压成形工艺可行性及优势分析 筒、挤压凹模、芯轴、下定杆和坯料.其中，坯料为塑 性体，材料为不锈钢316LN,其流动应力曲线参考文 为验证以上提出的双管嘴同时挤压成形方案的 献[6].上下顶杆及挤压凹模设置为弹性体，材料为 可行性并证明其相对于传统单向挤压成形的优势， 模具钢H13.其余零件设置为仅能传热而不变形的 本文对1：3核电主管道的挤压成形过程在Deform- 刚体.坯料和挤压凹模之间的换热系数为5N·s1. 3D平台上进行建模分析. mm1.℃-1.挤压凹模和挤压筒预热至相同温度， 二者之间的热交换相对较少，换热系数设置为
钱凌云等: 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 为该部分的金属速度为 0 (区间芋),如图 3 所示. 从金属流动角度分析来看,以上的工艺方案是通过 双向差速进给实现两个双管的同时挤压成形,金属 “分块冶流入两个管嘴,互不交汇,避免了传统挤压 工艺在成形下管嘴时对上管嘴根部的剪切撕裂 现象. 图 3 双管嘴同时挤压成形的速度分布图 Fig. 3 Velocity profile of simultaneous formation of two branches 主管道内外径、管身的分段尺寸及两个管嘴的 尺寸分别见图 4. 依据上面提出的双管嘴同时挤压 成形的原理,时间 t 内上顶杆相对于坯料的位移为 (v1 - v2 )t,对上管嘴处的体积充填速率 Q上 为 Q上 = 仔/ 4(D 2 2 - D 2 1 )(v1 - v2 ) (1) 其中,D1和 D2分别为主管道的内直径和外直径. 时间 t 内上下管嘴之间的坯料下降位移为 v2 t, 对下管嘴处的体积充填速率 Q下 为: Q下 = 仔/ 4(D 2 2 - D 2 1 )v2 (2) 按照图 4 所示,对管嘴可以近似看成上面为圆 柱体和下面为圆台,因此上管嘴体积 V上 近似为 V上 = 1 4 仔d 2 1 h1 + 1 12 仔(h2 - h1 )(d 2 2 + d 2 1 + d1 d2 ) (3) 其中,d1和 h1为上管嘴直径和高度,d2和 h2为上管嘴 加底部倒角部分的直径和高度. 类似地,下管嘴体积 V下 近似为 V下 = 1 4 仔d 2 3 h3 + 1 12 仔(h4 - h3 )(d 2 4 + d 2 3 + d3 d4 ) (4) 其中,d3和 h3为下管嘴直径和高度,d4和 h4为下管嘴 加底部倒角部分的直径和高度. 为保证双管嘴的同时成形,在 t 时刻需满足: V上 Q上 = V下 Q下 (5) 联立公式(1) ~ (5)可得: v1 v2 = A2 + A1 A1 (6) 其中,A1 = 1 4 仔d 2 3 h3 + 1 12 仔(h4 - h3 )(d 2 4 + d 2 3 + d3 d4 ), A2 = 1 4 仔d 2 1 h1 + 1 12 仔(h2 - h1 )(d 2 2 + d 2 1 + d1 d2 ). 图 4 主管道尺寸示意图及管嘴体积的近似计算 Fig. 4 Schematic diagram of primary pipe with different dimensions and volume approximations for two branches 通过以上的推导得到了保证双管嘴同时挤压成 形的上顶杆速度和提升油缸速度与管道各部分尺寸 之间的关系公式,下面将验证公式的适用性. 2 同时挤压成形工艺可行性及优势分析 为验证以上提出的双管嘴同时挤压成形方案的 可行性并证明其相对于传统单向挤压成形的优势, 本文对 1颐 3核电主管道的挤压成形过程在 Deform鄄 3D 平台上进行建模分析. 2郾 1 主管道挤压成形的有限元模型 为简化分析过程,本文仅考虑和挤压过程相关 的主要零件,装配图见图 5,具体包括上顶杆、挤压 筒、挤压凹模、芯轴、下定杆和坯料. 其中,坯料为塑 性体,材料为不锈钢 316LN,其流动应力曲线参考文 献[6]. 上下顶杆及挤压凹模设置为弹性体,材料为 模具钢 H13. 其余零件设置为仅能传热而不变形的 刚体. 坯料和挤压凹模之间的换热系数为 5 N·s - 1· mm - 1·益 - 1 . 挤压凹模和挤压筒预热至相同温度, 二者之间的热交换相对较少, 换热系数设置为 ·127·
·128. 工程科学学报，第41卷，第1期 1Ns1·mm1.℃-1.坯料与芯轴以及挤压凹模接触 为分析双管嘴关键部分的晶粒分布情况，在建 的部位做润滑处理，摩擦系数近似为0.05[1].除此 立有限元模型时开启Deform-3D软件的微观组织演 之外的其他接触面均不作润滑处理，摩擦系数近似 化模拟的模块，并依据316LN材料原始组织的金相 为0.4.上顶杆向下的运动速度为20mms-1,为了 分析，将坯料初始晶粒尺寸设为100m.微观组织 保证两个相同尺寸的管嘴能同时挤压成形，由公式 演变过程的模拟需要考虑材料的动态再结晶、亚动 (6)可知挤压筒的速度为10mm·s1.坯料温度为 态再结晶、静态再结晶和晶粒长大过程，相关的材料 1150℃，模具预热温度为400℃. 模型参考文献[6,12] 中330×1150 上顶杆 ◆200x2800 -0326x2500 芯轴 970x2030 挤压简 ®670x2700- 中230 挤压凹模 下顶杆 中330x1150 图5主要构件尺寸及有限元模型（单位：mm) Fig.5 Finite element model and main dimensions(unit:mm) 2.2双管嘴成形的同时性验证 形效果来看，同一时刻管嘴的成形高度很相近，两 图6是模拟得到的核电主管道1：3缩比件的挤 个管嘴成形的同步性得以实现.为进一步量化验 压效果，从主视图可以看出采用以上提出的挤压方 证两个管嘴同时填充成形的可行性，在上管嘴中 法能得到所需的主管道形状，金属填充饱满，尤其两 部和下管嘴中部分别取点P,和P2,追踪不同时刻 个管嘴处填充完整且转角圆润.从俯视图可以看出 两点的速度大小.由于Deform-3D软件中只能追 挤压得到的主管道中空部分的形状良好.由于芯轴 踪沿坐标轴方向的速度大小，假设上管嘴P,点沿x 和坯料之间、坯料和挤压模具之间预留有缝隙，因此 方向的速度是v。·下管嘴中心轴向与上管嘴中心 挤压成形过程中少许坯料上翻成薄壁飞边（如圈框 轴向呈45°.因此，如果要保证两个管嘴同时挤压 内所示)，这些飞边在后续将随同加工余量一起在 成形，则需要满足P2在x方向的速度e和的关 后续机加工中切除 系为： Upl=v2 (7) 图8是两点沿各自中心轴方向的速度变化情 况.选其中的三个时刻10.81、13.98和20.76s的 速度分别进行分析，发现三种情况的速度近似满足 以上关系，从而可以说明P,和P,在各自填充方向上 位移接近，更加准确地验证了两个管嘴成形的同 时性 图6模拟得到的主管道形状 2.3同时挤压成形工艺的优势分析 Fig.6 Simulated primary pipe 在传统成形方案中上管嘴优先填充完整，下管 图7是提出的双管嘴同时挤压成形方案对应的 嘴部分充填，由于金属需要继续填充尚未成形完全 不同阶段的速度场.从整体上来看，在同一时刻上 的下管嘴，因此上管嘴以上的金属仍在向下流动，而 下管嘴处的流速基本一致，且在整体流动趋势上表 管嘴处和管身处金属的流速差异会造成管嘴处撕裂 现为三个区间，与图3的预期分析一致，验证了提出 的风险.如图9所示，在管身和上管嘴处分别取9 的双管嘴同时挤压成形方案的合理性.从管嘴的成 至q5五个点，分别提取它们在竖直方向的速度变化
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 1 N·s - 1·mm - 1·益 - 1 . 坯料与芯轴以及挤压凹模接触 的部位做润滑处理,摩擦系数近似为 0郾 05 [13] . 除此 之外的其他接触面均不作润滑处理,摩擦系数近似 为 0郾 4. 上顶杆向下的运动速度为 20 mm·s - 1 ,为了 保证两个相同尺寸的管嘴能同时挤压成形,由公式 (6)可知挤压筒的速度为 10 mm·s - 1 . 坯料温度为 1150 益 ,模具预热温度为 400 益 . 为分析双管嘴关键部分的晶粒分布情况,在建 立有限元模型时开启 Deform鄄3D 软件的微观组织演 化模拟的模块,并依据 316LN 材料原始组织的金相 分析,将坯料初始晶粒尺寸设为 100 滋m. 微观组织 演变过程的模拟需要考虑材料的动态再结晶、亚动 态再结晶、静态再结晶和晶粒长大过程,相关的材料 模型参考文献[6,12]. 图 5 主要构件尺寸及有限元模型(单位:mm) Fig. 5 Finite element model and main dimensions(unit:mm) 2郾 2 双管嘴成形的同时性验证 图 6 是模拟得到的核电主管道 1颐 3缩比件的挤 压效果,从主视图可以看出采用以上提出的挤压方 法能得到所需的主管道形状,金属填充饱满,尤其两 个管嘴处填充完整且转角圆润. 从俯视图可以看出 挤压得到的主管道中空部分的形状良好. 由于芯轴 和坯料之间、坯料和挤压模具之间预留有缝隙,因此 挤压成形过程中少许坯料上翻成薄壁飞边(如圈框 内所示),这些飞边在后续将随同加工余量一起在 后续机加工中切除. 图 6 模拟得到的主管道形状 Fig. 6 Simulated primary pipe 图 7 是提出的双管嘴同时挤压成形方案对应的 不同阶段的速度场. 从整体上来看,在同一时刻上 下管嘴处的流速基本一致,且在整体流动趋势上表 现为三个区间,与图 3 的预期分析一致,验证了提出 的双管嘴同时挤压成形方案的合理性. 从管嘴的成 形效果来看,同一时刻管嘴的成形高度很相近,两 个管嘴成形的同步性得以实现. 为进一步量化验 证两个管嘴同时填充成形的可行性,在上管嘴中 部和下管嘴中部分别取点 P1和 P2 ,追踪不同时刻 两点的速度大小. 由于 Deform鄄3D 软件中只能追 踪沿坐标轴方向的速度大小,假设上管嘴 P1点沿 x 方向的速度是 vp1 . 下管嘴中心轴向与上管嘴中心 轴向呈 45毅. 因此,如果要保证两个管嘴同时挤压 成形,则需要满足 P2在 x 方向的速度 vp2和 vp1的关 系为: vp1 = 2vp2 (7) 图 8 是两点沿各自中心轴方向的速度变化情 况. 选其中的三个时刻 10郾 81、13郾 98 和 20郾 76 s 的 速度分别进行分析,发现三种情况的速度近似满足 以上关系,从而可以说明 P1和 P2在各自填充方向上 位移接近,更加准确地验证了两个管嘴成形的同 时性. 2郾 3 同时挤压成形工艺的优势分析 在传统成形方案中上管嘴优先填充完整,下管 嘴部分充填,由于金属需要继续填充尚未成形完全 的下管嘴,因此上管嘴以上的金属仍在向下流动,而 管嘴处和管身处金属的流速差异会造成管嘴处撕裂 的风险. 如图 9 所示,在管身和上管嘴处分别取 q1 至 q5五个点,分别提取它们在竖直方向的速度变化 ·128·
钱凌云等：核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 ·129· 总速度(mm·s 总速度/mm·s) 总速度/mm+s-少 总速度/mm·s) 2.00- 2.14■ 2.75 2.75 0.67 1.43 1.83 1.83 0.67 0.71 0.92 0.92 -2.00 7.2s 14.4s 20.4s 图7主管道成形的金属流向示意图 Fig.7 Simulated velocity distributions of primary pipe 为0.4mm·s',此速度差是导致管嘴根部剪切撕裂 I50 的一电-09 的主要原因.对于本文提出的双向挤压同时挤压成 (13.98.118.33) (20.76.156.96 120 形的工艺来说，16.1s时管嘴大体成形完全，直到 10.81.84.35) 20.4s时管嘴完全成形结束，五个点竖直方向的速 20.76.111.65) 度几乎相同，这可以很大程度地避免管嘴根部剪切 ◆ 13.98,84.30 撕裂的产生.另一方面，双向挤压同时成形工艺相 了， (10.81.60.28) 对于传统的单向挤压工艺缩短了整个成形时间，可 ■ 有效改善因成形时间长造成的温度降低情况而引起 的组织不均匀等缺陷，同时可降低主管道挤压时剪 6 9121518 切撕裂的风险.综上所述，采用同时挤压成形工艺 时间s 在避免主管道撕裂缺陷和提高成形质量方面的意义 图8。上/下管嘴处P点和P2点的速度分析 重大 Fig.8 Velocities at Points P and P, 3微观组织演化及均匀性分析 情况.可以看出，采用传统成形工艺时，上管嘴在 20.1s左右成形完成，此时9299三个点竖直方向 由于316LN不锈钢材料在热变形过程不发生 速度较小（约0.14mm·s1),而q,和qs两个点的竖 相变而无法通过热处理手段细化品粒，因此利用材 直向下速度约为0.54mm·s1,即上管嘴填充结束 料变形过程的动态再结晶等方法细化晶粒成为优化 继续填充下管嘴时，管身相对于管嘴处的速度差约 组织性能的重要手段.本文基于元胞自动机方法模 (a (b) (-14) (c) -5.4 -91 -4 (20.4 (16.1) (20.4) 10 15 20 25 15 20 25 时间/s 时间s 图9传统单向挤压方法和同时挤压成形方法的速度分布比较.(a)选点示意图：(b)传统单向挤压：（©）同时挤压成形 Fig.9 Comparisons of velocity variations between traditional uniaxial extrusion and simultaneous extrusion method:(a)points marks;(b)traditional unidirectional extrusion;(c)simultaneous extrusion
钱凌云等: 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 图 7 主管道成形的金属流向示意图 Fig. 7 Simulated velocity distributions of primary pipe 图 8 上/ 下管嘴处 P1点和 P2点的速度分析 Fig. 8 Velocities at Points P1 and P2 情况. 可以看出,采用传统成形工艺时,上管嘴在 20郾 1 s 左右成形完成,此时 q2 、q3 、q4三个点竖直方向 图 9 传统单向挤压方法和同时挤压成形方法的速度分布比较. (a)选点示意图;(b)传统单向挤压;(c)同时挤压成形 Fig. 9 Comparisons of velocity variations between traditional uniaxial extrusion and simultaneous extrusion method: (a)points marks;(b)traditional unidirectional extrusion;(c)simultaneous extrusion 速度较小(约 0郾 14 mm·s - 1 ),而 q1和 q5两个点的竖 直向下速度约为 0郾 54 mm·s - 1 ,即上管嘴填充结束 继续填充下管嘴时,管身相对于管嘴处的速度差约 为 0郾 4 mm·s - 1 ,此速度差是导致管嘴根部剪切撕裂 的主要原因. 对于本文提出的双向挤压同时挤压成 形的工艺来说,16郾 1 s 时管嘴大体成形完全,直到 20郾 4 s 时管嘴完全成形结束,五个点竖直方向的速 度几乎相同,这可以很大程度地避免管嘴根部剪切 撕裂的产生. 另一方面,双向挤压同时成形工艺相 对于传统的单向挤压工艺缩短了整个成形时间,可 有效改善因成形时间长造成的温度降低情况而引起 的组织不均匀等缺陷,同时可降低主管道挤压时剪 切撕裂的风险. 综上所述,采用同时挤压成形工艺 在避免主管道撕裂缺陷和提高成形质量方面的意义 重大. 3 微观组织演化及均匀性分析 由于 316LN 不锈钢材料在热变形过程不发生 相变而无法通过热处理手段细化晶粒,因此利用材 料变形过程的动态再结晶等方法细化晶粒成为优化 组织性能的重要手段. 本文基于元胞自动机方法模 ·129·
.130. 工程科学学报，第41卷，第1期 拟挤压过程的微观组织演变过程 长大驱动力较小，因此新形成的晶粒尺寸较小.当 图10是提取得到的上管嘴处92点（见图9）从 应变继续增加到0.63时，新形成的晶粒不断长大， 原始状态到最终变形过程结束的微观组织变化情 而原始品粒尺寸有所减小，如图10(c)示.在挤 况.原始的平均晶粒尺寸为100μm,当应变达到 压成形结束阶段（见图10(d)),整个材料因持续的 0.22时晶粒边界出现细小的晶粒，此为动态再结晶 动态再结晶作用而使晶粒均匀细化，平均晶粒尺寸 形成的新晶粒，如图10(b)所示.由于此时变形量 约为39m.可以看出，挤压过程的动态再结晶对晶 较小，由位错堆叠而产生的位错密度较低而使晶粒 粒细化起到了重要作用. (a (b) 100m 10 e=0.22 100m 100 E-0.63 e=0.98 图10g2点在不同应变6的微观组织演变过程.(a)g=0:(b)￡=0.22：(c)6=0.63:(d)￡=0.98 Fig.10 Microstructure evolution of Point gzat different strains:(a)s=0;(b)s=0.22:(c)s =0.63:(d)s=0.98 在传统的单向挤压工艺中，由于上管嘴优先 小，整体组织也更均匀 于下管嘴成形，材料流动过程存在较大的速度差 4工艺参数对微观组织及挤压力的影响 而造成上下管嘴处的温度差异较大（约200℃）且 由于整体成形时间长而导致最高温度降低，如图 对于热挤压工艺来说，坯料温度、挤压速度和坯 11(a)所示.由于上下管嘴的温差较大而造成的 料与接触部位之间的摩擦系数是影响成形效果的主 上下管嘴的动态再结晶体积分数存在明显差异. 要因素.其中，挤压速度采用（上顶杆速度/挤压筒 同时，上管嘴处的平均晶粒尺寸约为50μm,下管 速度)的方式表示，例如(20/10)mmmin-'.本文 嘴处的平均晶粒尺寸约为70um,因此整个主管道 将从晶粒尺寸和最大承载力的角度分析以上三个因 的品粒尺寸相差较大，这是造成整个管道性能不 素的影响.由以上的分析可知，挤压过程管身的品 均匀的主要诱因.相比之下，双向挤压同时成形工 粒尺寸变化不大，而上下管嘴处会发生明显的晶粒 艺对应的上下管嘴处的温度数值相当，对应的动 细化，因此本节选择上管嘴的92点为代表分析三个 态再结晶体积分数和平均晶粒尺寸都很相近，最 因素的影响 终上下管嘴处的平均晶粒尺寸约为52um,晶粒度 图12(a)反映的是不同坯料温度的影响规律， 等级可达到ASTM5.5级要求.主管道管身的晶粒 对应的变形速度为(20/10)mm-min-1和摩擦系数 尺寸相近，晶粒大小处于85~92m之间，满足 为0.05.可以看出，五个温度对应的晶粒尺寸都 ASTM4级要求.因此，相比传统单向挤压工艺，采 随着变形量增大而不断减小，坯料温度越高，最终 用同时挤压成形工艺得到管道的下管嘴晶粒更细 品粒尺寸越大，这是由于温度升高会导致品界自
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 拟挤压过程的微观组织演变过程. 图 10 是提取得到的上管嘴处 q2点(见图 9)从 原始状态到最终变形过程结束的微观组织变化情 况. 原始的平均晶粒尺寸为 100 滋m,当应变达到 0郾 22 时晶粒边界出现细小的晶粒,此为动态再结晶 形成的新晶粒,如图 10( b)所示. 由于此时变形量 较小,由位错堆叠而产生的位错密度较低而使晶粒 长大驱动力较小,因此新形成的晶粒尺寸较小. 当 应变继续增加到 0郾 63 时,新形成的晶粒不断长大, 而原始晶粒尺寸有所减小,如图 10( c) 所示. 在挤 压成形结束阶段(见图 10( d)),整个材料因持续的 动态再结晶作用而使晶粒均匀细化,平均晶粒尺寸 约为 39 滋m. 可以看出,挤压过程的动态再结晶对晶 粒细化起到了重要作用. 图 10 q2点在不同应变 着 的微观组织演变过程. (a)着 = 0;(b)着 = 0郾 22;(c)着 = 0郾 63;(d)着 = 0郾 98 Fig. 10 Microstructure evolution of Point q2 at different strains: (a)着 = 0;(b)着 = 0郾 22;(c)着 = 0郾 63;(d)着 = 0郾 98 在传统的单向挤压工艺中,由于上管嘴优先 于下管嘴成形,材料流动过程存在较大的速度差 而造成上下管嘴处的温度差异较大(约 200 益 )且 由于整体成形时间长而导致最高温度降低,如图 11( a)所示. 由于上下管嘴的温差较大而造成的 上下管嘴的动态再结晶体积分数存在明显差异. 同时,上管嘴处的平均晶粒尺寸约为 50 滋m,下管 嘴处的平均晶粒尺寸约为 70 滋m,因此整个主管道 的晶粒尺寸相差较大,这是造成整个管道性能不 均匀的主要诱因. 相比之下,双向挤压同时成形工 艺对应的上下管嘴处的温度数值相当,对应的动 态再结晶体积分数和平均晶粒尺寸都很相近,最 终上下管嘴处的平均晶粒尺寸约为 52 滋m,晶粒度 等级可达到 ASTM5郾 5 级要求. 主管道管身的晶粒 尺寸相近,晶粒大小处于 85 ~ 92 滋m 之间,满足 ASTM4 级要求. 因此,相比传统单向挤压工艺,采 用同时挤压成形工艺得到管道的下管嘴晶粒更细 小,整体组织也更均匀. 4 工艺参数对微观组织及挤压力的影响 对于热挤压工艺来说,坯料温度、挤压速度和坯 料与接触部位之间的摩擦系数是影响成形效果的主 要因素. 其中,挤压速度采用(上顶杆速度/ 挤压筒 速度)的方式表示,例如(20 / 10) mm·min - 1 . 本文 将从晶粒尺寸和最大承载力的角度分析以上三个因 素的影响. 由以上的分析可知,挤压过程管身的晶 粒尺寸变化不大,而上下管嘴处会发生明显的晶粒 细化,因此本节选择上管嘴的 q2点为代表分析三个 因素的影响. 图 12( a)反映的是不同坯料温度的影响规律, 对应的变形速度为(20 / 10) mm·min - 1和摩擦系数 为 0郾 05. 可以看出,五个温度对应的晶粒尺寸都 随着变形量增大而不断减小,坯料温度越高,最终 晶粒尺寸越大,这是由于温度升高会导致晶界自 ·130·
钱凌云等：核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 ·131· 温度℃ 动态再结晶体积分数 平均晶粒尺寸m 770 0.667 100.0■ 0.445 77.0 0.223 54.0 31.0 (a) 温度 动态再结品体积分数 平均品粒尺寸m 825 0.765 100.00 0.510 66.90 64 0.255 33.80 55) 0.70 b 图11传统单向挤压(a)和同时挤压成形(b)的温度分布、动态再结品体积分数和平均品粒尺寸对比 Fig.11 Comparison of temperature distributions,dynamic recrystallization volume fractions,and average grain sizes of traditional unidirectional extru sion (a)and simultancous extrusion processes (b) 由能增大，从而使通过晶界移动造成晶粒间相互 粒尺寸反而更小，但是尺寸减小的趋势不明显.虽 吞并现象增强而导致晶粒长大.然而，坯料温度升 然从整体上来说降低挤压速度有助于细化晶粒，但 高使其变形抗力降低，对应的最大挤压力也随之 对应的坯料温度降低较多而造成最大挤压力增高. 减小.1000℃和1200℃的最大挤压力相差 因此综合考虑速度对晶品粒尺寸和挤压力的影响，在 17.9MN,可见坯料温度对最大挤压力的影响极 设备承载压力的范围内，选用较小的挤压速度对成 大.因此，坯料温度的选择要根据实验压力机设备 形件的性能更好 的承载能力、加热条件、构件的晶粒度要求等多方 图12(c)反映的是不同摩擦系数的影响规律， 面因素进行综合分析. 对应的变形速度为(20/10)mm·s-1和坯料温度为 图12(b)是不同挤压速度对应的92晶粒变化及 1150℃.可以看出，摩擦系数为0.05时对应的最终 最大挤压力情况，对应的坯料预测温度为1150℃， 品粒尺寸明显小于其他三种情况，且随着摩擦系数 摩擦系数为0.05.从整体上来说，随着挤压速度的 的增大，最终品粒尺寸呈递增趋势，尤其是在坯料和 增大，最终晶粒尺寸呈增长趋势，即对应的晶粒细化 模具接触的地方，增大趋势更凸显.摩擦系数增大 效果也越差，这是由于高挤压速度对应的变形时间 导致坯料和模具之间积累的热量较多，这些热量将 较短，变形产生的热量不能及时扩散而导致再结晶 成为晶粒长大的驱动力，可能导致构件表面和内部 的小晶粒在高温下发生长大.然而，当速度达到一 的品粒尺寸有明显差异，因此为了更好地细化品粒， 定程度时（如(50/25）mms-1),材料在高应变速率 应尽可能减低摩擦系数.同样地，降低摩擦系数可 下的流动应力急剧增大，相应的内部位错密度显著 有效降低最大挤压力，从图中可以看出，当摩擦系数 升高，同时积累的变形能量成为位错迁移形成新品 由0.35降低到0.05时，对应的最大挤压力降低了 粒的驱动力，因此更多的新晶粒形成而使最终的晶 24%,这说明减小摩擦系数对降低挤压力的作用非
钱凌云等: 核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 图 11 传统单向挤压(a)和同时挤压成形(b)的温度分布、动态再结晶体积分数和平均晶粒尺寸对比 Fig. 11 Comparison of temperature distributions, dynamic recrystallization volume fractions, and average grain sizes of traditional unidirectional extru鄄 sion (a) and simultaneous extrusion processes (b) 由能增大,从而使通过晶界移动造成晶粒间相互 吞并现象增强而导致晶粒长大. 然而,坯料温度升 高使其变形抗力降低,对应的最大挤压力也随之 减小. 1000 益 和 1200 益 的 最 大 挤 压 力 相 差 17郾 9 MN,可见坯料温度对最大挤压力的影响极 大. 因此,坯料温度的选择要根据实验压力机设备 的承载能力、加热条件、构件的晶粒度要求等多方 面因素进行综合分析. 图 12(b)是不同挤压速度对应的 q2晶粒变化及 最大挤压力情况,对应的坯料预测温度为 1150 益 , 摩擦系数为 0郾 05. 从整体上来说,随着挤压速度的 增大,最终晶粒尺寸呈增长趋势,即对应的晶粒细化 效果也越差,这是由于高挤压速度对应的变形时间 较短,变形产生的热量不能及时扩散而导致再结晶 的小晶粒在高温下发生长大. 然而,当速度达到一 定程度时(如(50 / 25) mm·s - 1 ),材料在高应变速率 下的流动应力急剧增大,相应的内部位错密度显著 升高,同时积累的变形能量成为位错迁移形成新晶 粒的驱动力,因此更多的新晶粒形成而使最终的晶 粒尺寸反而更小,但是尺寸减小的趋势不明显. 虽 然从整体上来说降低挤压速度有助于细化晶粒,但 对应的坯料温度降低较多而造成最大挤压力增高. 因此综合考虑速度对晶粒尺寸和挤压力的影响,在 设备承载压力的范围内,选用较小的挤压速度对成 形件的性能更好. 图 12(c)反映的是不同摩擦系数的影响规律, 对应的变形速度为(20 / 10) mm·s - 1和坯料温度为 1150 益 . 可以看出,摩擦系数为 0郾 05 时对应的最终 晶粒尺寸明显小于其他三种情况,且随着摩擦系数 的增大,最终晶粒尺寸呈递增趋势,尤其是在坯料和 模具接触的地方,增大趋势更凸显. 摩擦系数增大 导致坯料和模具之间积累的热量较多,这些热量将 成为晶粒长大的驱动力,可能导致构件表面和内部 的晶粒尺寸有明显差异,因此为了更好地细化晶粒, 应尽可能减低摩擦系数. 同样地,降低摩擦系数可 有效降低最大挤压力,从图中可以看出,当摩擦系数 由 0郾 35 降低到 0郾 05 时,对应的最大挤压力降低了 24% ,这说明减小摩擦系数对降低挤压力的作用非 ·131·
·132· 工程科学学报，第41卷，第1期 160 ■一坯料温度1000℃ 70 140 63.7 ·一坯料温度1050℃ 60.3 ▲一坏料温度1100℃ 56.8 120 一坏料温度1150℃ 50 45.8 10 ◆一坯料温度1200℃ 40 80 30 60 40 16 18 功 22 1000 1050 11001150 1200 时间s 坯料温度℃ 160 50.1 ·一挤压速度(20/10)mm·81 47.8 140 。一挤压速度(30/15)mm·s 43.6 120 ▲-挤压速度(40/20)mm·8 40 39. ，一挤压速度(50/25)mm·s 10 ■ 30 ◆ 40 10 12 16 20 24 28 50/25 420 3015 20W10 时间/s 挤压速度/(m·s) (b) 140 ■一摩擦系数0.05 70 66.2 612 ·一摩擦系数0.15 120 2 60 ▲摩擦系数025 一摩擦系数0.35 50 80 吃 20 10 只 1216 20 24 28 0.05 0.15 0.25 0.35 时间/s 摩擦系数 (c) 图12坯料温度(a)、挤压速度(b)和摩擦系数（©）对品粒尺寸及最大挤压力的影响 Fig.12 Effects of billet temperature(a),extrusion speed (b),and friction coefficient (c)on grain size and peak extrusion force 常显著 案上下管嘴的晶粒度差异明显，而同时挤压成形方 案不仅尺寸均匀且晶粒进一步细化到50um. 5结论 (3)分析了坯料温度、双向挤压速度和摩擦系 本文以1：3主管道为研究对象，提出了新的成 数对成形载荷和微观组织的影响规律.提高坯料温 形工艺并从材料流动、晶粒尺寸、挤压力等方面分析 度能显著降低成形载荷但会减弱管嘴部分品粒细化 新工艺的可行性及影响因素，主要结论如下： 效果，需综合考虑设备承载力、加热条件和晶粒尺寸 (1)基于金属分区流动的原理，以上下主管嘴 要求选择坯料温度.建议在成形设备的载荷承受范 为分界的三阶段流动情况，提出双向挤压同时成形 围内选择较低的挤压速度和摩擦系数以降低成形载 两个管嘴的新工艺方案，推导得到了上下挤压速度 荷并细化晶粒 的理论公式.采用相同尺寸的主管道验证了理论公 参考文献 式的可行性并将其扩展到异形双管嘴的应用. [1]Pan P L,Zhong Y X,Ma Q X,et al.Development of manufacture (2)分析了主管道材料的流动趋势，对比传统 technology for main pipe of large -sized nuclear power.China 的单向挤压方式，揭示管身和管嘴处的竖直方向速 Metal form Equip Manuf Technol,2011,46(1):13 度差是造成管嘴根部剪切撕裂的主要原因以及同时 (潘品李，钟约先，马庆贤，等.大型核电主管道制造技术的 挤压成形方案在避免缺陷方面的优势.传统工艺方 发展.锻压装备与制造技术，2011,46(1)：13)
工程科学学报,第 41 卷,第 1 期 图 12 坯料温度(a)、挤压速度(b)和摩擦系数(c)对晶粒尺寸及最大挤压力的影响 Fig. 12 Effects of billet temperature(a), extrusion speed (b), and friction coefficient (c) on grain size and peak extrusion force 常显著. 5 结论 本文以 1颐 3主管道为研究对象,提出了新的成 形工艺并从材料流动、晶粒尺寸、挤压力等方面分析 新工艺的可行性及影响因素,主要结论如下: (1)基于金属分区流动的原理,以上下主管嘴 为分界的三阶段流动情况,提出双向挤压同时成形 两个管嘴的新工艺方案,推导得到了上下挤压速度 的理论公式. 采用相同尺寸的主管道验证了理论公 式的可行性并将其扩展到异形双管嘴的应用. (2)分析了主管道材料的流动趋势,对比传统 的单向挤压方式,揭示管身和管嘴处的竖直方向速 度差是造成管嘴根部剪切撕裂的主要原因以及同时 挤压成形方案在避免缺陷方面的优势. 传统工艺方 案上下管嘴的晶粒度差异明显,而同时挤压成形方 案不仅尺寸均匀且晶粒进一步细化到 50 滋m. (3)分析了坯料温度、双向挤压速度和摩擦系 数对成形载荷和微观组织的影响规律. 提高坯料温 度能显著降低成形载荷但会减弱管嘴部分晶粒细化 效果,需综合考虑设备承载力、加热条件和晶粒尺寸 要求选择坯料温度. 建议在成形设备的载荷承受范 围内选择较低的挤压速度和摩擦系数以降低成形载 荷并细化晶粒. 参 考 文 献 [1] Pan P L, Zhong Y X, Ma Q X, et al. Development of manufacture technology for main pipe of large - sized nuclear power. China Metal form Equip Manuf Technol, 2011, 46(1): 13 (潘品李, 钟约先, 马庆贤, 等. 大型核电主管道制造技术的 发展. 锻压装备与制造技术, 2011, 46(1): 13) ·132·
钱凌云等：核电主管道非对称双管嘴同时挤压成形工艺 ·133· [2]Lu H X.Research and development of AP1000 reactor coolant (王欣，张磊，冯潇.等.API000核电主管道支管嘴径向镦挤 pipe in China.Shanghai Met,2010,32(4):29 模具设计及应力分析.锻压技术，2015,40(10)：96) (卢华兴.AP1000核电站主管道国产化研制进展.上海金属， [Sun C Y,Xiang Y,Fu M W,et al.The combined lateral and axi- 2010,32(4):29) al extrusion process of a branched component with two asymmetri- [3]Zhang L,Feng X.Li MQ.et al.Development of nuclear power cally radial features.Mater Des,2016,111:492 main-pipe manufacturing technology.Forg Stamp Technol,2014, [9]Wang S L,Zhang M X,Wu H C,et al.Study on the dynamic re- 39(6):1 crystallization model and mechanism of nuclear grade 3161N auste- (张磊，冯潇，李明权，等.核电主管道制造工艺发展.锻压 nitic stainless steel.Mater Charact,2016,118:92 技术，2014,39(6)：1) [10]Sun C Y,Li Y M,Xiang Y,et al.Hot deformation behavior and [4]Sun L M,Peng X K,Guo L,et al.Research on the hot extrusion hot processing maps of 316LN stainless steel.Rare Met Mater forming technology of super-pipe nozzles used in nuclear power sta- Eng,2016,45(3):688 tion.Forg Stamp Technol,2014.39(12):48 (孙朝阳，李亚民，祥雨，等.316LN高温热变形行为与热加 (孙立明，彭先宽，郭磊，等.核电站用超级管道管嘴的热挤 工图研究.稀有金属材料与工程，2016,45(3)：688) 压成形工艺研究.锻压技术，2014,39(12)：48) [11]Zhang P P,Sui DS,Qi K,et al.Modeling of flow stress and dy- [5] Sun F X,Ma Q X.Research on the control forging processes for namic reerystallization for 316LN steel during hot deformation. AP1000 main pipe.Heaty Cast Forg,2010(4):30 Plast Eng,2014,21(1):44 (孙凤先，马庆贤.API000主管道控制锻造工艺探索.大型 (张佩佩，隋大山，齐珂，等.316LN钢高温流动应力与动态 铸锻件，2010(4)：30) 再结品模型.塑性工程学报，2014,21(1)：44) [6] Xiang Y.The Combined Lateral and Axial Extrusion Process of A [12]Wang S L.Yang B,Zhang M X,et al.Numerical simulation Branched Component with Two Asymmetrically Radial Features for and experimental verification of microstructure evolution in large AP1000 Promary Pipe[Dissertation].Beijing:University of Sci- forged pipe used for AP1000 nuclear power plants.Ann Nud En- ence and Technology Beijing,2016 er8y,2016,87:176 (祥雨.API000核电主管道带不对称双侧枝实心坯料挤压工 [13]Cheng M.Research of Stainless Steel 340 Triple-Valve Body Multi- 艺研究[学位论文].北京：北京科技大学，2016) directional Extrusion Deformation Dissertation ]Taiyuan:North [7]Wang X,Zhang L,Feng X,et al.Radial upset-extruding die de- University of China,2013 sign and stress analysis on branch pipe of nuclear power AP1000 (程眉.304不锈钢阀体多向温挤压成形研究[学位论文]. main-pipe.Forg Stamp Technol,2015,40(10):96 太原：中北大学，2013)
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