高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制

工程科学学报，第41卷，第4期：479-488,2019年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.4:479-488,April 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.04.008:http://journals.ustb.edu.cn 高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制 江 河四，董建新，张麦仓 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:jianghel7@sina.cm 摘要基于高温合金617B的组织演变模型，采用DE℉ORM-2D有限元软件构建了617B合金管材的热挤压模拟计算过程， 对高温合金617B的热挤压特征进行了分析，并实现了管坯温度、晶粒尺寸等的定量预测.在结合生产实际的基础上，提出了 包括温度准则、载荷准则、组织精确控制准则等在内的组织可控的可挤出性准则，对准则的控制原理和实施过程进行了阐述， 并采用该类准则对617B合金的热挤压工艺参数范围进行优化，顺利得到了轴向形状尺寸均匀，表面质量较好的高温合金 617B管材.该方法的提出和验证，为镍基高温合金无缝管材的生产提供了工艺优化的理论依据和研究方法. 关键词超超临界：管材：热挤压；组织控制：工艺优化 分类号TG146.1 Hot extrusion characteristics and technique optimization for superalloy 617B tube JIANG He,DONG Jian-xin,ZHANG Mai-eang School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:jianghel7@sina.cn ABSTRACT Nickel-base superalloy 617B is one of the most promising candidates for superheater and reheater pipes of advanced ul- tra-supercritical (AUSC)power plants.Hot extrusion is a key process during the manufacturing of superalloy 617B pipes.However, the high content of alloying elements in superalloy 617B makes microstructure control difficult during the hot extrusion process.Further- more,to date,no systematical theoretical investigation has been conducted in the hot extrusion process control of superalloy 617B. Hence,in this work,the hot extrusion process of superalloy 617B tube was studied by finite element simulation using DEFORM-2D fi- nite element software.The microstructure evolution during hot extrusion was considered by combining the microstructure evolution mod- el of superalloy 617B and finite element simulation software.The microstructure evolution model was programmed using FORTRAN lan- guage and was developed using the finite element simulation software.The hot extrusion characteristics of superalloy 617B were system- atically analyzed by the simulation.As a result,the evolution of temperature,grain size,and loading could be predicted quantitatively. At the same time,to optimize the hot extrusion parameters,microstructure-based hot extrusion control principles,including temperature principle,loading principle,precise microstructure control principle,were proposed considering practical hot extrusion process.More- over,the control mechanism and application process of these principles were elaborated in detail in this paper.The hot extrusion pa- rameters of superalloy 617B tube were optimized based on the proposed microstructure-based hot extrusion control principles.Under the guidance of the microstructure-based hot extrusion control principles,superalloy 617B tube with uniform axial dimension and good sur- face quality was extruded successfully in the factory.The practical extrusion result agrees well with the simulated one.Therefore,the establishment and validation of the simulation method and microstructure-based hot extrusion control principles can provide theoretical guidance for the hot extrusion process optimization of nickel-base superalloy tube in practical applications. KEY WORDS ultra-supercritical:pipe;hot extrusion:microstructure control:process optimization 收稿日期：201804-11 基金项目：国家重点研发计划重点专项资助项目(2017YFB0305201):中央高校基本业务费资助项目(FRF-TP-17002A1)

工程科学学报，第 41 卷，第 4 期: 479--488，2019 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 41，No． 4: 479--488，April 2019 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2019． 04． 008; http: / /journals． ustb． edu． cn 高温合金 617B 管材热挤压特征及工艺优化控制 江 河，董建新，张麦仓 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: jianghe17@ sina． cn 摘 要 基于高温合金 617B 的组织演变模型，采用 DEFOＲM--2D 有限元软件构建了 617B 合金管材的热挤压模拟计算过程， 对高温合金 617B 的热挤压特征进行了分析，并实现了管坯温度、晶粒尺寸等的定量预测． 在结合生产实际的基础上，提出了 包括温度准则、载荷准则、组织精确控制准则等在内的组织可控的可挤出性准则，对准则的控制原理和实施过程进行了阐述， 并采用该类准则对 617B 合金的热挤压工艺参数范围进行优化，顺利得到了轴向形状尺寸均匀，表面质量较好的高温合金 617B 管材． 该方法的提出和验证，为镍基高温合金无缝管材的生产提供了工艺优化的理论依据和研究方法． 关键词 超超临界; 管材; 热挤压; 组织控制; 工艺优化 分类号 TG146. 1 收稿日期: 2018--04--11 基金项目: 国家重点研发计划重点专项资助项目( 2017YFB0305201) ; 中央高校基本业务费资助项目( FＲF--TP--17--002A1) Hot extrusion characteristics and technique optimization for superalloy 617B tube JIANG He ，DONG Jian-xin，ZHANG Mai-cang School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: jianghe17@ sina． cn ABSTＲACT Nickel-base superalloy 617B is one of the most promising candidates for superheater and reheater pipes of advanced ul￾tra-supercritical ( AUSC) power plants． Hot extrusion is a key process during the manufacturing of superalloy 617B pipes． However， the high content of alloying elements in superalloy 617B makes microstructure control difficult during the hot extrusion process． Further￾more，to date，no systematical theoretical investigation has been conducted in the hot extrusion process control of superalloy 617B． Hence，in this work，the hot extrusion process of superalloy 617B tube was studied by finite element simulation using DEFOＲM--2D fi￾nite element software． The microstructure evolution during hot extrusion was considered by combining the microstructure evolution mod￾el of superalloy 617B and finite element simulation software． The microstructure evolution model was programmed using FOＲTＲAN lan￾guage and was developed using the finite element simulation software． The hot extrusion characteristics of superalloy 617B were system￾atically analyzed by the simulation． As a result，the evolution of temperature，grain size，and loading could be predicted quantitatively． At the same time，to optimize the hot extrusion parameters，microstructure-based hot extrusion control principles，including temperature principle，loading principle，precise microstructure control principle，were proposed considering practical hot extrusion process． More￾over，the control mechanism and application process of these principles were elaborated in detail in this paper． The hot extrusion pa￾rameters of superalloy 617B tube were optimized based on the proposed microstructure-based hot extrusion control principles． Under the guidance of the microstructure-based hot extrusion control principles，superalloy 617B tube with uniform axial dimension and good sur￾face quality was extruded successfully in the factory． The practical extrusion result agrees well with the simulated one． Therefore，the establishment and validation of the simulation method and microstructure-based hot extrusion control principles can provide theoretical guidance for the hot extrusion process optimization of nickel-base superalloy tube in practical applications． KEY WOＲDS ultra-supercritical; pipe; hot extrusion; microstructure control; process optimization

·480 工程科学学报，第41卷，第4期 高温合金617B是一种固溶强化型镍基高温合 2 有限元模拟方法构建 金，是超超临界电站过热器和再热器管材的候选材 料之一习.617B合金管材生产主要由治炼、均匀 本研究的有限元模拟采用热力耦合的分析方 化、开坯、热挤压、多道次冷轧、中间退火等环节构 法.因DEFORM-2D有限元软件中缺少高温合金 成回.617B合金等镍基高温合金由于合金化程度 617B相关数据，流变曲线采用617B合金热模拟压 较高，变形抗力较大，被归为非常难挤压的合金一 缩实验的流变曲线网，温度范围是1120~1210℃， 类.挤压过程不仅需保证管材安全挤出，还需保证 速率范围是0.01~20s1.合金的物理参数，如热导 产品质量.与锻造相比，热挤压过程中合金变形量 率、比热容、泊松比等查阅文献回.模具材料采用 更大，变形速度更快，组织控制更加困难。热挤压过 H13热作模具钢，其物理参数由DEFORM一2D软件 程中可能发生开裂、表面缺陷以及晶粒尺寸不均匀 提供.此外，DEFORM--2D软件中缺少高温合金 等问题 617B组织演变模型，作者在前期研究中采用热模拟 近年来，随着石油化工和超超临界电站的发展， 压缩实验构建了617B合金的动态再结晶和晶粒长 镍基高温合金管材需求量日渐提高，并对管材质量 大模型，并对模型的准确性进行了验证@.本文将 提出了更高要求，对镍基高温合金管材热挤压的研 采用此套组织演变模型与DEFORM-2D有限元软 究也逐渐向精细化迈进.王宝顺0以G3合金为例， 件耦合，对热挤压过程中管材组织演变情况进行模 将实验与DEFORM--2D有限元模拟软件相结合，研 拟计算. 究了热挤压过程中模具磨损情况和润滑剂润滑行 根据生产实际建立了高温合金617B管材热挤 为.杨亮的以690合金为例，对镍基高温合金大变 压有限元模型.在挤压过程中玻璃垫表层逐渐融 形量热挤压过程中的组织演变和组织均匀性进行了 化，在模具表面和坯料之间形成有效的润滑层，数值 研究.闫士彩对Inconel625合金热变形的组织演 模拟中玻璃垫形态直接采用挤压过程中的融化状 变模型进行了构建，并采用有限元软件模拟了热挤 态，即在实际的平模基础上形成了一个玻璃垫锥模， 压过程中温度和应力状态变化，但缺少组织控制方 此处玻璃垫所形成的锥模角度设为80°（原始模具 面研究.王珏以740H合金为研究对象，研究了挤 形状为：平模+圆角).模型统一采用四边形单元离 压速度、管坯预热温度、挤压比等对挤压过程的 散，坯料设置为发生塑性形变的变形体，挤压筒和模 影响. 具设置为具有热传递性质的刚性体，即不考虑其塑 基于以上原因，本文以高温合金617B为研究 性变形.考虑到管材热挤压过程中模具和坯料具有 对象，采用DEFORM--2D有限元软件耦合组织演变 几何轴对称的特性，其边界条件也近似符合轴对称 模型，对卧式挤压过程进行模拟计算.研究了高温 分布规律，因此在模型构建过程中以截面为准构建 合金617B热挤压特征，并提出了组织可控的可挤 二维轴对称几何模型（图1），可在保证模拟精度的 出性准则，从而对热挤压工艺参数范围进行优化，为 基础上提高运算速度. 工业生产提供理论指导. 玻璃润滑垫 挤压简 1 试验材料及方法 模具 含 济压垫 本研究采用有限元模拟与组织观察相结合的手 芯棒 段，有限元模拟采用DEFORM-2D商用有限元软 图1高温合金617B热挤压模拟的几何模型 件.将高温合金617B的组织演变模型与有限元软 Fig.1 Geometric model for hot extrusion simulation of superalloy 617B 件耦合，针对617B合金热挤压工艺的特点采用 FORTRAN语言进行编程，对DEFORM一2D软件进 根据高温合金617B的再结晶行为特点，动态 行二次开发.实验用高温合金617B是通过真空感 再结晶模型构建为变形速率的分段模型00.为 应熔炼(VIM)加保护气氛电渣重熔(ESR)的双联工 实现分段动态再结晶模型的合理调用，使其与DE- 艺治炼后经过均匀化处理，开坯锻造，合金的成分 FORM一2D有限元软件良好耦合，采用软件提供的 (质量分数，%)为22.13Cr,12.14Co,9.05Mo, def_usr.f文件对用户定义节点和单元变量模块 1.44Al,0.44Ti,0.047C,0.08Nb,0.08Zr, (USRUPD)进行编译，采用FORTRAN语言进行编 0.004B,Ni余量 程.617B合金的热挤压模拟计算步骤，作者在前期

工程科学学报，第 41 卷，第 4 期 高温合金 617B 是一种固溶强化型镍基高温合 金，是超超临界电站过热器和再热器管材的候选材 料之一［1--2］． 617B 合金管材生产主要由冶炼、均匀 化、开坯、热挤压、多道次冷轧、中间退火等环节构 成［3］． 617B 合金等镍基高温合金由于合金化程度 较高，变形抗力较大，被归为非常难挤压的合金一 类． 挤压过程不仅需保证管材安全挤出，还需保证 产品质量． 与锻造相比，热挤压过程中合金变形量 更大，变形速度更快，组织控制更加困难． 热挤压过 程中可能发生开裂、表面缺陷以及晶粒尺寸不均匀 等问题． 近年来，随着石油化工和超超临界电站的发展， 镍基高温合金管材需求量日渐提高，并对管材质量 提出了更高要求，对镍基高温合金管材热挤压的研 究也逐渐向精细化迈进． 王宝顺［4］以 G3 合金为例， 将实验与 DEFOＲM--2D 有限元模拟软件相结合，研 究了热挤压过程中模具磨损情况和润滑剂润滑行 为． 杨亮［5］以 690 合金为例，对镍基高温合金大变 形量热挤压过程中的组织演变和组织均匀性进行了 研究． 闫士彩［6］对 Inconel625 合金热变形的组织演 变模型进行了构建，并采用有限元软件模拟了热挤 压过程中温度和应力状态变化，但缺少组织控制方 面研究． 王珏［7］以740H 合金为研究对象，研究了挤 压速 度、管 坯 预 热 温 度、挤压比等对挤压过程的 影响． 基于以上原因，本文以高温合金 617B 为研究 对象，采用 DEFOＲM--2D 有限元软件耦合组织演变 模型，对卧式挤压过程进行模拟计算． 研究了高温 合金 617B 热挤压特征，并提出了组织可控的可挤 出性准则，从而对热挤压工艺参数范围进行优化，为 工业生产提供理论指导． 1 试验材料及方法 本研究采用有限元模拟与组织观察相结合的手 段，有限元模拟采用 DEFOＲM--2D 商 用 有 限 元 软 件． 将高温合金 617B 的组织演变模型与有限元软 件耦合，针 对 617B 合金热挤压工艺的特点采用 FOＲTＲAN 语言进行编程，对 DEFOＲM--2D 软件进 行二次开发． 实验用高温合金 617B 是通过真空感 应熔炼( VIM) 加保护气氛电渣重熔( ESＲ) 的双联工 艺冶炼后经过均匀化处理，开坯锻造，合金的成分 ( 质 量 分 数，% ) 为 22. 13Cr，12. 14Co，9. 05Mo， 1. 44Al， 0. 44Ti， 0. 047 C， 0. 08Nb， 0. 08Zr， 0. 004B，Ni 余量． 2 有限元模拟方法构建 本研究的有限元模拟采用热力耦合的分析方 法． 因 DEFOＲM--2D 有限元软件中缺少高温合金 617B 相关数据，流变曲线采用 617B 合金热模拟压 缩实验的流变曲线［8］，温度范围是 1120 ～ 1210 ℃， 速率范围是 0. 01 ～ 20 s － 1 ． 合金的物理参数，如热导 率、比热容、泊松比等查阅文献［9］． 模具材料采用 H13 热作模具钢，其物理参数由 DEFOＲM--2D 软件 提供． 此 外，DEFOＲM--2D 软 件 中 缺 少 高 温 合 金 617B 组织演变模型，作者在前期研究中采用热模拟 压缩实验构建了 617B 合金的动态再结晶和晶粒长 大模型，并对模型的准确性进行了验证［10］． 本文将 采用此套组织演变模型与 DEFOＲM--2D 有限元软 件耦合，对热挤压过程中管材组织演变情况进行模 拟计算． 根据生产实际建立了高温合金 617B 管材热挤 压有限元模型． 在挤压过程中玻璃垫表层逐渐融 化，在模具表面和坯料之间形成有效的润滑层，数值 模拟中玻璃垫形态直接采用挤压过程中的融化状 态，即在实际的平模基础上形成了一个玻璃垫锥模， 此处玻璃垫所形成的锥模角度设为 80°( 原始模具 形状为: 平模 + 圆角) ． 模型统一采用四边形单元离 散，坯料设置为发生塑性形变的变形体，挤压筒和模 具设置为具有热传递性质的刚性体，即不考虑其塑 性变形． 考虑到管材热挤压过程中模具和坯料具有 几何轴对称的特性，其边界条件也近似符合轴对称 分布规律，因此在模型构建过程中以截面为准构建 二维轴对称几何模型( 图 1) ，可在保证模拟精度的 基础上提高运算速度． 图 1 高温合金 617B 热挤压模拟的几何模型 Fig． 1 Geometric model for hot extrusion simulation of superalloy 617B 根据高温合金 617B 的再结晶行为特点，动态 再结晶模型构建为变形速率的分段模型［10--11］． 为 实现分段动态再结晶模型的合理调用，使其与 DE￾FOＲM--2D 有限元软件良好耦合，采用软件提供的 def_usr． f 文件对用户定义节点和单元变量模块 ( USＲUPD) 进行编译，采用 FOＲTＲAN 语言进行编 程． 617B 合金的热挤压模拟计算步骤，作者在前期 · 084 ·

江河等：高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制 ·481· 研究中已进行报道，并验证了617B合金组织演变 预热温度1180℃，挤压速度100mm·s-1,摩擦系数 模型的准确性及该计算方法在组织预测中的合理 0.02.挤压过程中不同区域温度分布差别较大. 性o,可用于进行617B合金管材热挤压过程的模 压余部分由于变形量较小，只经历了填充过程的 拟和预测 墩粗变形，且长时间与低温的挤压筒、挤压垫和芯 棒接触，因此温度存在明显降低，端面尖角处温降 3 实验结果与分析 最为明显.挤压变形区存在明显温升，最高温度达 3.1挤压工况对工艺和组织的影响规律 到1240℃，出现在管坯外壁.总体来看，挤压过程 3.1.1挤压过程特征分析 中外壁附近管坯变形程度较大，因此由塑性变形 热挤压过程中不但管坯形状发生改变，其温度、 引起的温升现象更为明显，外壁温度高于内壁温 变形抗力和组织也同时发生变化.图2为高温合金 度.荒管从模具挤出后开始空冷，整体温度有所降 617B管坯和荒管在挤压结束时的温度分布，初始坯 低，但是温度分布趋势不变，外壁温度高于内壁温 料规格为：外径222mm,内径105mm,管坯长度 度.挤压过程中系统内存在复杂的热流，使管坯温 500mm,挤出荒管外径140mm,内径96mm,壁厚22 度明显偏离预热温度，产生局部温升或温降.因 mm,挤压比为3.68，挤压过程中挤压轴向前推进 此，在挤压工艺设定过程中需考虑管坯温度变化 450mm,压余50mm.对应的挤压工艺参数为：管坯 的影响. 温度℃ 温度℃ 温度/℃ 1230 1240 1240 1200 1210 1210 1160 1170 1090 0 1140 111 1110 1050 1080 1010 1050 1050 971 1010 1010 934 983 983■ 图2高温合金617B热挤压结束时管坯及荒管温度分布.(a)压余：(b)变形区：()荒管 Fig.2 Temperature distribution of superalloy 617B billet and tube after hot extrusion:(a)discard:(b)deformation zone:(c)tube 挤压过程中随着管坯与模具接触，挤压力将发 迅速增长阶段(bc段)、小幅回落阶段(cd段)和持 生变化，如图3(a)所示.根据载荷变化规律可将挤 续增长阶段(df段).挤压开始前，管坯与挤压筒之 压过程分为四个阶段：载荷缓慢增长阶段(b段)、 间存在空隙，随着挤压过程进行，坯料首先与挤压筒 b等效应力 (c)等效应力/ d等效应力/ MPa MPa MPa 285 252 244 311 217 220 3 爵 2.5 (a 2.0 57.8 25.4 24.3 0.184 15 1.0 (e)等效应力/ f)等效应力 (g等效应力/ MPa MPa MPa 429 A 212 挤压时间/ 源460 353 3.6 0.00727 图3载荷随挤压时间变化及挤压不同阶段坯料应力变化 Fig.3 Evolution of loading with extrusion time and the stress distribution in billet at different periods of hot extrusion

江 河等: 高温合金 617B 管材热挤压特征及工艺优化控制 研究中已进行报道，并验证了 617B 合金组织演变 模型的准确性及该计算方法在组织预测中的合理 性［10］，可用于进行 617B 合金管材热挤压过程的模 拟和预测． 3 实验结果与分析 3. 1 挤压工况对工艺和组织的影响规律 3. 1. 1 挤压过程特征分析 热挤压过程中不但管坯形状发生改变，其温度、 变形抗力和组织也同时发生变化． 图 2 为高温合金 617B 管坯和荒管在挤压结束时的温度分布，初始坯 料规格 为: 外 径 222 mm，内 径 105 mm，管 坯 长 度 500 mm，挤出荒管外径 140 mm，内径 96 mm，壁厚 22 mm，挤压比为 3. 68，挤压过程中挤压轴向前推进 450 mm，压余 50 mm． 对应的挤压工艺参数为: 管坯 预热温度 1180 ℃，挤压速度 100 mm·s － 1，摩擦系数 0. 02． 挤压过程中不同区域温度分布差别较大． 压余部分由于变形量较小，只经历了填充过程的 墩粗变形，且长时间与低温的挤压筒、挤压垫和芯 棒接触，因此温度存在明显降低，端面尖角处温降 最为明显． 挤压变形区存在明显温升，最高温度达 到 1240 ℃ ，出现在管坯外壁． 总体来看，挤压过程 中外壁附近管坯变形程度较大，因此由塑性变形 引起的温升现象更为明显，外壁温度高于内壁温 度． 荒管从模具挤出后开始空冷，整体温度有所降 低，但是温度分布趋势不变，外壁温度高于内壁温 度． 挤压过程中系统内存在复杂的热流，使管坯温 度明显偏离预热温度，产生局部温升或温降． 因 此，在挤压工艺设定过程中需考虑管坯温度变化 的影响． 图 2 高温合金 617B 热挤压结束时管坯及荒管温度分布． ( a) 压余; ( b) 变形区; ( c) 荒管 Fig． 2 Temperature distribution of superalloy 617B billet and tube after hot extrusion: ( a) discard; ( b) deformation zone; ( c) tube 图 3 载荷随挤压时间变化及挤压不同阶段坯料应力变化 Fig． 3 Evolution of loading with extrusion time and the stress distribution in billet at different periods of hot extrusion 挤压过程中随着管坯与模具接触，挤压力将发 生变化，如图 3( a) 所示． 根据载荷变化规律可将挤 压过程分为四个阶段: 载荷缓慢增长阶段( ab 段) 、 迅速增长阶段( bc 段) 、小幅回落阶段( cd 段) 和持 续增长阶段( df 段) ． 挤压开始前，管坯与挤压筒之 间存在空隙，随着挤压过程进行，坯料首先与挤压筒 · 184 ·

·482 工程科学学报，第41卷，第4期 下方接触（图3(b)),随着接触面积增加，坯料逐渐 显温降，变形抗力增加 填满挤压筒并发生墩粗.当挤压垫行程达到图3 挤压过程中温度、载荷变化均与挤压速度、管坯 (a)中b点时，填充过程基本完成，坯料即将流出模 预热温度等因素相关，而组织又与变形温度、变形速 孔，此时应力集中主要发生在模具锥面上（图3 率等参数直接相关，下文将对挤压工况对挤压过程 (c)).当行程达到图3(a)中c点时，坯料填充满整 中温度变化、峰值载荷和品粒尺寸的影响展开讨论 个挤压区，开始承受三向静水压力，挤压力急剧增 3.1.2挤压速度作用 加，坯料尚未流出模孔时，挤压力达到第一个峰值， 挤压速度是热挤压过程中的重要工艺参数，挤 模具倒角处存在明显的应力集中（图3(）).当坯 压速度的升高会导致变形区坯料应变速率上升，从 料流出模孔后，系统能量得以释放，模具倒角处应力 而使变形抗力增加：高速变形也会导致明显的温 集中消失，挤压力存在小幅回落，图3(e)的应力分 升.此外，随着挤压速度的提高，挤压过程明显缩 布情况对应于图3(a)中d点.此后，随着挤压过程 短，坯料与挤压筒、芯棒和模具间的换热时间减少， 进行，管坯与挤压筒之间存在热交换，管坯温度逐渐 热传递效果降低，同样会使系统温度升高.挤压过 降低，变形抗力逐渐增加，挤压力随着时间推移逐渐 程中最大温升与挤压速度密切相关，尤其对于固溶 上升，出现载荷持续增长阶段（图3(a)中df段），应 强化型合金，随着合金元素固溶强化作用增强，变形 力分布如图3()和(g)所示.挤压结束时，出现外 抗力和温升对挤压速度敏感性更强.图4为高温 载荷第二峰值.两个峰值载荷产生原因不同：第一 合金617B在不同挤压速度下，挤压过程中出现最 峰值出现于管坯即将流出模孔，承受三向压应力时， 高温度时管材的温度分布情况.随着挤压速度的升 其产生主要与材料几何形状发生改变有关：第二峰 高，温升明显增加，当挤压速度达到200mm·s-1时， 值出现在挤压结束时，由于挤压过程中管坯存在明 外壁温升高达100℃. (a) 温度① 温度℃ 温度℃ ■1230 1240 1280 1200 22 1250 180 10 1230 150 1210 090 1120 40 1190 090 1170 1090 1150 030 1060 1130 000 1030 1110 图4不同挤压速度下高温合金617B管坯和荒管温度分布.(a)50mm·s1:(b)100mm"s1:(c)200mmsi Fig.4 Temperature distribution in billet and tube during hot extrusion of superalloy 617B with different extrusion speeds:(a)50 mms1:(b)100 mm's1:(c）200nims-l 挤压后期由于玻璃润滑剂逐渐消耗，保温效果 1160 降低，挤压筒内的未变形坯料温度还会出现明显下 1140 降).尤其在低速挤压过程中，随着挤压时间延长， 管坯与挤压筒的接触换热作用增大，挤压末期管坯 温度明显降低0.图5是高温合金617B热挤压末 期管坯心部最低温度随挤压速度变化规律（未考虑 挤压末期润滑效果改变).当挤压速度为50mm·s1 时，管坯心部温度降至1060℃：当挤压速度升高到 1060 200mm"s-1时，挤压末期管坯心部温度仍能保持在 406080100120140160180200220 挤压速度/(mm·s) 1150℃. 图5高温合金617B挤压结束时管坯心部最低温度与挤压速度 挤压速度的变化对挤压过程中的载荷也会带来 关系 明显的影响（图6）.用σ。表示管坯原始的变形抗 Fig.5 Relationship between the temperature of billet center after hot 力，由于挤压速度增加导致挤压力上升的量用△σ1 extrusion and extrusion speed

工程科学学报，第 41 卷，第 4 期 下方接触( 图 3( b) ) ，随着接触面积增加，坯料逐渐 填满挤压筒并发生墩粗． 当挤压垫行程达到图 3 ( a) 中 b 点时，填充过程基本完成，坯料即将流出模 孔，此时应力集中主要发生在模具锥面上 ( 图 3 ( c) ) ． 当行程达到图 3( a) 中 c 点时，坯料填充满整 个挤压区，开始承受三向静水压力，挤压力急剧增 加，坯料尚未流出模孔时，挤压力达到第一个峰值， 模具倒角处存在明显的应力集中( 图 3( d) ) ． 当坯 料流出模孔后，系统能量得以释放，模具倒角处应力 集中消失，挤压力存在小幅回落，图 3( e) 的应力分 布情况对应于图 3( a) 中 d 点． 此后，随着挤压过程 进行，管坯与挤压筒之间存在热交换，管坯温度逐渐 降低，变形抗力逐渐增加，挤压力随着时间推移逐渐 上升，出现载荷持续增长阶段( 图 3( a) 中 df 段) ，应 力分布如图 3( f) 和( g) 所示． 挤压结束时，出现外 载荷第二峰值． 两个峰值载荷产生原因不同: 第一 峰值出现于管坯即将流出模孔，承受三向压应力时， 其产生主要与材料几何形状发生改变有关; 第二峰 值出现在挤压结束时，由于挤压过程中管坯存在明 显温降，变形抗力增加． 挤压过程中温度、载荷变化均与挤压速度、管坯 预热温度等因素相关，而组织又与变形温度、变形速 率等参数直接相关，下文将对挤压工况对挤压过程 中温度变化、峰值载荷和晶粒尺寸的影响展开讨论． 3. 1. 2 挤压速度作用 挤压速度是热挤压过程中的重要工艺参数，挤 压速度的升高会导致变形区坯料应变速率上升，从 而使变形抗力增加; 高速变形也会导致明显的温 升［8］． 此外，随着挤压速度的提高，挤压过程明显缩 短，坯料与挤压筒、芯棒和模具间的换热时间减少， 热传递效果降低，同样会使系统温度升高． 挤压过 程中最大温升与挤压速度密切相关，尤其对于固溶 强化型合金，随着合金元素固溶强化作用增强，变形 抗力和温升对挤压速度敏感性更强［7］． 图 4 为高温 合金 617B 在不同挤压速度下，挤压过程中出现最 高温度时管材的温度分布情况． 随着挤压速度的升 高，温升明显增加，当挤压速度达到 200 mm·s － 1时， 外壁温升高达 100 ℃ ． 图 4 不同挤压速度下高温合金 617B 管坯和荒管温度分布． ( a) 50 mm·s － 1 ; ( b) 100 mm·s － 1 ; ( c) 200 mm·s － 1 Fig． 4 Temperature distribution in billet and tube during hot extrusion of superalloy 617B with different extrusion speeds: ( a) 50 mm·s － 1 ; ( b) 100 mm·s － 1 ; ( c) 200 mm·s － 1 挤压后期由于玻璃润滑剂逐渐消耗，保温效果 降低，挤压筒内的未变形坯料温度还会出现明显下 降［7］． 尤其在低速挤压过程中，随着挤压时间延长， 管坯与挤压筒的接触换热作用增大，挤压末期管坯 温度明显降低［4］． 图 5 是高温合金 617B 热挤压末 期管坯心部最低温度随挤压速度变化规律( 未考虑 挤压末期润滑效果改变) ． 当挤压速度为 50 mm·s － 1 时，管坯心部温度降至 1060 ℃ ; 当挤压速度升高到 200 mm·s － 1时，挤压末期管坯心部温度仍能保持在 1150 ℃ ． 挤压速度的变化对挤压过程中的载荷也会带来 明显的影响( 图 6) ． 用 σ0 表示管坯原始的变形抗 力，由于挤压速度增加导致挤压力上升的量用 Δσ1 图 5 高温合金 617B 挤压结束时管坯心部最低温度与挤压速度 关系 Fig． 5 Ｒelationship between the temperature of billet center after hot extrusion and extrusion speed · 284 ·

江河等：高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制 ·483· 表示，而高速变形带来的温升效应导致的变形抗力 50 降低量为△σ，.由图5可知，随着挤压速度的降低， 45 挤压结束时温降更加明显.G3合金热挤压的研究 表明，随着挤压速的降低，玻璃润滑剂的消耗量逐渐 40 增加，在挤压末期更易引起剧烈的温降0，由于坯 料温度降低导致的变形抗力增量为Aσ3，热挤压过 35 程中实际的挤压力σ可近似表示为： =Uo+△U1-△2+△U3 (1) 载荷第一峰值出现在变形初期，管坯变形量有 250608010012014016018020 挤压速度mm·s) 限，温升作用不明显，主要是由变形速率升高导致的 图7挤压速度对高温合金617B荒管壁厚心部品粒尺寸的影响 变形抗力增加，因此第一峰值随着挤压速度的升高 Fig.7 Effect of hot extrusion speed on the grain size of tube for su- 而逐渐增加：第二峰值增加呈现先降低后增加的趋 peralloy 617B 势.第二峰值的变化还需考虑时间和温度效应的影 响.随着挤压速度降低，挤压时间延长，管坯与模具 随着挤压速度的增加不断升高，而第二峰值先降低 间的热交换作用更加明显，管坯温度逐渐降低，同样 后增加. 会引起变形抗力升高 3.1.3管坯预热温度作用 管坯预热温度会对挤压过程产生明显影响.当 24 第二峰值 管坯预热温度较低时，合金变形抗力较大，变形过程 中因塑性变形产生的热量较高，温升幅度较大.如 22 图8(a)所示，随着管坯预热温度的升高，挤压过程 第一峰值 中的最高温度明显上升：但由于提高管坯预热温度 20 会使合金软化，因此最大温升随着管坯预热温度的 升高而逐渐降低.随着预热温度升高合金软化，所 18 需载荷明显减小，挤压力第一峰值和第二峰值均持 17 406080100120140160180200220 续下降（图8(b)).金属流动性随温度升高而增强， 挤压速度mm·g 在690合金热挤压研究中发现，管坯预热温度从 图6高温合金617B热挤压过程中峰值载荷随挤压速度变化 1100℃升高到1250℃时，平均应变速率从128s-1升 Fig.6 Variation of peak loading with extrusion speed of superalloy 高到170s1.温度升高也会促进动态再结晶的发 617B during hot extrusion 生.在两种因素共同作用下高温合金617B荒管壁 挤压过程中变形温度和变形速率的变化最终会 厚心部晶粒尺寸随着管坯预热温度的升高而增加 影响管材的晶粒尺寸，高温合金617B荒管壁厚心 (图8(c)).当管坯预热温度大于1180℃时，荒管 部晶粒尺寸随挤压速度的升高明显增加（图7）.一 晶粒尺寸增加更为明显，这一趋势与管坯最高温度 方面，在热挤压过程中随着挤压速度的升高，管坯的 随管坯预热温度变化趋势基本一致，说明温度对荒 温升更为明显（图4），温度升高有利于再结晶的发 管晶粒尺寸影响显著. 生：当变形速率大于1s时，随着变形速率的升高 3.1.4挤压比作用 再结晶的程度和再结晶晶粒尺寸均明显增加. 随着挤压比的上升合金变形程度增加，温升效 另一方面，荒管的晶粒尺寸是由热挤压过程中的动 果更加明显：合金在模孔处的流速明显上升，与模具 态再结晶晶粒尺寸和后期冷却过程中晶粒长大两部 的接触时间缩短，热交换降低，会导致累积热效应增 分共同决定的：挤压速度越高，管坯温升越明显，后期 加).挤压比对高温合金617B热挤压工况的影响 空冷过程中的晶粒长大程度越大.两个因素综合作 如图9所示.随着挤压比的增加，合金的温升现象 用使荒管晶粒尺寸随着挤压速度增大而明显升高。 更加明显.对于尺寸固定的管坯，挤压比可通过调 综上所述，挤压速度对管坯温度、载荷变化和晶 整模孔尺寸进行改变，随着挤压比的增加模孔的尺 粒尺寸均有明显影响.随着挤压速度升高，荒管外 寸减小，对金属流动性的阻碍增加，成为了挤压过程 壁温度急剧增加，内、外壁温差逐渐减小：挤压速度 中金属流动性的瓶颈.如图9(b)所示，挤压力峰值 降低会引起压余心部温度降低.挤压力的第一峰值 随着挤压比增加快速上升.挤压比增加会使合金温

江 河等: 高温合金 617B 管材热挤压特征及工艺优化控制 表示，而高速变形带来的温升效应导致的变形抗力 降低量为 Δσ2 ． 由图 5 可知，随着挤压速度的降低， 挤压结束时温降更加明显． G3 合金热挤压的研究 表明，随着挤压速的降低，玻璃润滑剂的消耗量逐渐 增加，在挤压末期更易引起剧烈的温降［4］． 由于坯 料温度降低导致的变形抗力增量为 Δσ3，热挤压过 程中实际的挤压力 σ 可近似表示为: σ = σ0 + Δσ1 － Δσ2 + Δσ3 ( 1) 载荷第一峰值出现在变形初期，管坯变形量有 限，温升作用不明显，主要是由变形速率升高导致的 变形抗力增加，因此第一峰值随着挤压速度的升高 而逐渐增加; 第二峰值增加呈现先降低后增加的趋 势． 第二峰值的变化还需考虑时间和温度效应的影 响． 随着挤压速度降低，挤压时间延长，管坯与模具 间的热交换作用更加明显，管坯温度逐渐降低，同样 会引起变形抗力升高． 图 6 高温合金 617B 热挤压过程中峰值载荷随挤压速度变化 Fig． 6 Variation of peak loading with extrusion speed of superalloy 617B during hot extrusion 挤压过程中变形温度和变形速率的变化最终会 影响管材的晶粒尺寸，高温合金 617B 荒管壁厚心 部晶粒尺寸随挤压速度的升高明显增加( 图 7) ． 一 方面，在热挤压过程中随着挤压速度的升高，管坯的 温升更为明显( 图 4) ，温度升高有利于再结晶的发 生; 当变形速率大于 1 s － 1时，随着变形速率的升高 再结晶的程度和再结晶晶粒尺寸均明显增加［10--11］． 另一方面，荒管的晶粒尺寸是由热挤压过程中的动 态再结晶晶粒尺寸和后期冷却过程中晶粒长大两部 分共同决定的; 挤压速度越高，管坯温升越明显，后期 空冷过程中的晶粒长大程度越大． 两个因素综合作 用使荒管晶粒尺寸随着挤压速度增大而明显升高． 综上所述，挤压速度对管坯温度、载荷变化和晶 粒尺寸均有明显影响． 随着挤压速度升高，荒管外 壁温度急剧增加，内、外壁温差逐渐减小; 挤压速度 降低会引起压余心部温度降低． 挤压力的第一峰值 图 7 挤压速度对高温合金 617B 荒管壁厚心部晶粒尺寸的影响 Fig． 7 Effect of hot extrusion speed on the grain size of tube for su￾peralloy 617B 随着挤压速度的增加不断升高，而第二峰值先降低 后增加． 3. 1. 3 管坯预热温度作用 管坯预热温度会对挤压过程产生明显影响． 当 管坯预热温度较低时，合金变形抗力较大，变形过程 中因塑性变形产生的热量较高，温升幅度较大． 如 图 8( a) 所示，随着管坯预热温度的升高，挤压过程 中的最高温度明显上升; 但由于提高管坯预热温度 会使合金软化，因此最大温升随着管坯预热温度的 升高而逐渐降低． 随着预热温度升高合金软化，所 需载荷明显减小，挤压力第一峰值和第二峰值均持 续下降( 图 8( b) ) ． 金属流动性随温度升高而增强， 在 690 合金热挤压研究中发现，管坯预热温度从 1100 ℃升高到1250 ℃时，平均应变速率从128 s － 1升 高到 170 s － 1［5］． 温度升高也会促进动态再结晶的发 生． 在两种因素共同作用下高温合金 617B 荒管壁 厚心部晶粒尺寸随着管坯预热温度的升高而增加 ( 图 8( c) ) ． 当管坯预热温度大于 1180 ℃ 时，荒管 晶粒尺寸增加更为明显，这一趋势与管坯最高温度 随管坯预热温度变化趋势基本一致，说明温度对荒 管晶粒尺寸影响显著． 3. 1. 4 挤压比作用 随着挤压比的上升合金变形程度增加，温升效 果更加明显; 合金在模孔处的流速明显上升，与模具 的接触时间缩短，热交换降低，会导致累积热效应增 加［7］． 挤压比对高温合金 617B 热挤压工况的影响 如图 9 所示． 随着挤压比的增加，合金的温升现象 更加明显． 对于尺寸固定的管坯，挤压比可通过调 整模孔尺寸进行改变，随着挤压比的增加模孔的尺 寸减小，对金属流动性的阻碍增加，成为了挤压过程 中金属流动性的瓶颈． 如图 9( b) 所示，挤压力峰值 随着挤压比增加快速上升． 挤压比增加会使合金温 · 384 ·

·484 工程科学学报，第41卷，第4期 1280-(a 30F。b ·最高温度 120 1270 最大温升 27 ■ 1260 100 24 1250 第二峰值 80 21 1230 60 1220 15 第一峰值 1210 40 12 108011101140117012001230 108011101140117012001230 管坏预热温度 管坏预热温度℃ 50 240 30 25 20 10801110 1140117012001230 管坯预热温度℃ 图8管坯预热温度对高温合金617B热挤压影响.()最高温度和最大温升：(b)峰值载荷：(c)荒管壁厚心部品粒尺寸 Fig.8 Effect of billet preheating temperature on the hot extrusion of superalloy 617B:(a)maximum temperature and maximum temperature rise: (b)peak loading:(c)grain size of tube 1340回 65 第二蜂售 1320 50 1280 260 奶503 第一峰值 1240 12 Q 挤压比 挤压比 80r (c) 70 60 50 40 30 4 6 8 1012 挤压比 图9挤压比对高温合金617B热挤压影响.(a管坯最大温升：(b)挤压力峰值：(c)荒管壁厚心部品粒尺寸 Fig.9 Effect of extrusion ratio on the hot extrusion of superalloy 617B:(a)maximum temperature and maximum temperature rise:(b)peak load- ing:(c)grain size of tube

工程科学学报，第 41 卷，第 4 期 图 8 管坯预热温度对高温合金 617B 热挤压影响． ( a) 最高温度和最大温升; ( b) 峰值载荷; ( c) 荒管壁厚心部晶粒尺寸 Fig． 8 Effect of billet preheating temperature on the hot extrusion of superalloy 617B: ( a) maximum temperature and maximum temperature rise; ( b) peak loading; ( c) grain size of tube 图 9 挤压比对高温合金 617B 热挤压影响． ( a) 管坯最大温升; ( b) 挤压力峰值; ( c) 荒管壁厚心部晶粒尺寸 Fig． 9 Effect of extrusion ratio on the hot extrusion of superalloy 617B: ( a) maximum temperature and maximum temperature rise; ( b) peak load￾ing; ( c) grain size of tube · 484 ·

江河等：高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制 ·485· 度升高，导致一定程度软化，但因几何因素导致的应 中也有类似现象.虽然高温拉伸曲线是在拉应力状 力集中更加明显，因此随着挤压比增加变形抗力仍 态下获得的，而挤压过程中材料主要处于较为稳定 显著上升.617B合金荒管壁厚心部晶粒尺寸随着 的三向压应力状态，但己有研究表明挤压过程中润 挤压比的升高而增加（图9（©）).挤压比增加会使 滑不当会导致荒管在模具定径带附近受拉应力作 变形区内金属变形量增大，从而使应变速率升高 用阳，若此时正处于高温低塑性区，极有可能产生 同时荒管温度也随着挤压比增大而升高，因此晶粒 裂纹.因此，热加工温度上限从初熔点降低为高温 尺寸增大 低塑性开始发生温度，可加工温度范围进一步缩小 通过以上分析可知，挤压过程中一方面管坯温 .0 应变速率0.5s 度和变形抗力均随着挤压过程的进行发生明显变 0.8 化，另一方面，工艺参数的调整也会影响管坯的温度 0.6 分布、峰值抗力和晶粒尺寸，实际挤压过程中需根 20.4 据材料、设备等实际情况合理把控工艺参数，以顺利 蓝02 得到组织可控的管材. 0 3.2控制准则及可行性分析 10501100115012001250130 由前文分析研究可知热挤压过程中管坯的温 拉伸温度℃ 度、变形抗力、晶粒尺寸等受到实际工况的影响存在 图10高温合金617B高温拉伸行为特征 复杂变化.实际挤压过程中需对各参数的变化加以 Fig.10 High-emperature tensile characteristics of superalloy 617B 限制，以保证管材的顺利挤出和组织可控.本节将 (2)低温区域热加工性. 从温度准则、载荷准则、组织精确控制准则等方面入 随着温度降低合金中的强化相会明显析出，使 手，对热挤压过程的参数控制问题进行研究. 塑性降低且变形抗力提高，所以热挤压温度控制下 3.2.1温度准则 限为主要析出相回溶温度.617B合金的主要析出 镍基高温合金变形抗力较大，在热挤压过程中 相为y和碳化物，MC碳化物回溶温度较高，但MC 需要将温度控制在高塑性范围内，如果管坯温度过 等一次碳化物主要形成于凝固过程，很难通过后期 低可能使变形抗力明显增加从而导致“闷车”☒ 热处理消除，并且在治金纯净度满足要求的条件下 若温升过于剧烈使温度超过合金熔点，可能导致管 其对合金热加工性影响有限团.因此，在热加工温 材开裂和报废.因此，温度准则的核心是挤压过程 度下限制定过程中主要考虑具有明显强化作用的 中的温度控制，需构建温度判据，保证挤压全程温度 Y相回溶，本研究中617B合金Y相回溶温度为857 处于温度判据范围内，从而在温度准则范畴内保证 ℃.综上所述，617B合金温度控制准则上限为高温 安全生产 低塑性起始温度，下限为γ相回溶温度，其区间为 (1)高温区域热加工性 857-1250℃. 高温段热加工性主要考虑局部熔化和高温低塑 3.2.2载荷准则 性.热挤压过程中存在强烈温升，加上挤压前的预 若挤压过程中的挤压力高于设备的承载能力则 热温度，坯料温度有可能超过初熔点，在高温区间出 会发生“闷车”等事故.不同挤压设备承载能力不 现局部液相，进一步受力时会形成分布不均匀的液 同，目前国内常见的卧式挤压机最大承载能力有 膜，在冷却过程中形成孔洞成为裂纹的源头.因此， 35001和6000t两种.同一种挤压机在生产不同规 在温度控制方面应保证坯料的最高温度低于合金初 格管材时其承载能力也有所不同.载荷上限由挤压 熔点.前期相图计算结果表明617B合金初熔点为 杆材料的屈服强度和管材外径尺寸共同决定.在挤 1250℃. 压过程中，载荷由挤压杆传递给挤压垫，挤压杆所能 部分高温合金存在高温低塑性问题，图10为 承载的最大载荷为其屈服强度与横截面积的乘积： 617B合金高温拉伸过程中断面收缩率随温度的变 管材尺寸较小时，挤压杆直径也较小，相应的在同样 化.当变形温度不高于1220℃时，合金具有较好的 屈服强度下所能传递的挤压力也较小.一套挤压设 塑性，断面收缩率在60%以上，断口中存在大量韧 备通常配备多个尺寸的挤压套筒，对应不同档位的 窝，体现出良好的塑性.当温度升高到1250℃时， 最大承载能力.载荷准则即要保证挤压过程中第一 断面收缩率突然降低至10%以下，断口呈现明显沿 峰值和第二峰值的较大者低于挤压设备的最大 晶断裂特性.在740H合金团和G3合金的研究 载荷

江 河等: 高温合金 617B 管材热挤压特征及工艺优化控制 度升高，导致一定程度软化，但因几何因素导致的应 力集中更加明显，因此随着挤压比增加变形抗力仍 显著上升． 617B 合金荒管壁厚心部晶粒尺寸随着 挤压比的升高而增加( 图 9( c) ) ． 挤压比增加会使 变形区内金属变形量增大，从而使应变速率升高． 同时荒管温度也随着挤压比增大而升高，因此晶粒 尺寸增大． 通过以上分析可知，挤压过程中一方面管坯温 度和变形抗力均随着挤压过程的进行发生明显变 化，另一方面，工艺参数的调整也会影响管坯的温度 分布、峰值抗力和晶粒尺寸． 实际挤压过程中需根 据材料、设备等实际情况合理把控工艺参数，以顺利 得到组织可控的管材． 3. 2 控制准则及可行性分析 由前文分析研究可知热挤压过程中管坯的温 度、变形抗力、晶粒尺寸等受到实际工况的影响存在 复杂变化． 实际挤压过程中需对各参数的变化加以 限制，以保证管材的顺利挤出和组织可控． 本节将 从温度准则、载荷准则、组织精确控制准则等方面入 手，对热挤压过程的参数控制问题进行研究． 3. 2. 1 温度准则 镍基高温合金变形抗力较大，在热挤压过程中 需要将温度控制在高塑性范围内，如果管坯温度过 低可能使变形抗力明显增加从而导致“闷车”［12］． 若温升过于剧烈使温度超过合金熔点，可能导致管 材开裂和报废． 因此，温度准则的核心是挤压过程 中的温度控制，需构建温度判据，保证挤压全程温度 处于温度判据范围内，从而在温度准则范畴内保证 安全生产． ( 1) 高温区域热加工性． 高温段热加工性主要考虑局部熔化和高温低塑 性． 热挤压过程中存在强烈温升，加上挤压前的预 热温度，坯料温度有可能超过初熔点，在高温区间出 现局部液相，进一步受力时会形成分布不均匀的液 膜，在冷却过程中形成孔洞成为裂纹的源头． 因此， 在温度控制方面应保证坯料的最高温度低于合金初 熔点． 前期相图计算结果表明 617B 合金初熔点为 1250 ℃ ． 部分高温合金存在高温低塑性问题，图 10 为 617B 合金高温拉伸过程中断面收缩率随温度的变 化． 当变形温度不高于 1220 ℃ 时，合金具有较好的 塑性，断面收缩率在 60% 以上，断口中存在大量韧 窝，体现出良好的塑性． 当温度升高到 1250 ℃ 时， 断面收缩率突然降低至 10% 以下，断口呈现明显沿 晶断裂特性． 在 740H 合金［7］和 G3 合金［13］的研究 中也有类似现象． 虽然高温拉伸曲线是在拉应力状 态下获得的，而挤压过程中材料主要处于较为稳定 的三向压应力状态，但已有研究表明挤压过程中润 滑不当会导致荒管在模具定径带附近受拉应力作 用［4］，若此时正处于高温低塑性区，极有可能产生 裂纹． 因此，热加工温度上限从初熔点降低为高温 低塑性开始发生温度，可加工温度范围进一步缩小． 图 10 高温合金 617B 高温拉伸行为特征 Fig． 10 High-temperature tensile characteristics of superalloy 617B ( 2) 低温区域热加工性． 随着温度降低合金中的强化相会明显析出，使 塑性降低且变形抗力提高，所以热挤压温度控制下 限为主要析出相回溶温度． 617B 合金的主要析出 相为 γ'和碳化物，MC 碳化物回溶温度较高，但 MC 等一次碳化物主要形成于凝固过程，很难通过后期 热处理消除，并且在冶金纯净度满足要求的条件下 其对合金热加工性影响有限［7］． 因此，在热加工温 度下限制定过程中主要考虑具有明显强化作用的 γ'相回溶，本研究中 617B 合金 γ'相回溶温度为 857 ℃ ． 综上所述，617B 合金温度控制准则上限为高温 低塑性起始温度，下限为 γ'相回溶温度，其区间为 857 ～ 1250 ℃ ． 3. 2. 2 载荷准则 若挤压过程中的挤压力高于设备的承载能力则 会发生“闷车”等事故． 不同挤压设备承载能力不 同，目前国内常见的卧式挤压机最大承载能力有 3500 t 和 6000 t 两种． 同一种挤压机在生产不同规 格管材时其承载能力也有所不同． 载荷上限由挤压 杆材料的屈服强度和管材外径尺寸共同决定． 在挤 压过程中，载荷由挤压杆传递给挤压垫，挤压杆所能 承载的最大载荷为其屈服强度与横截面积的乘积; 管材尺寸较小时，挤压杆直径也较小，相应的在同样 屈服强度下所能传递的挤压力也较小． 一套挤压设 备通常配备多个尺寸的挤压套筒，对应不同档位的 最大承载能力． 载荷准则即要保证挤压过程中第一 峰值和第二峰值的较大者低于挤压设备的最大 载荷． · 584 ·

·486 工程科学学报，第41卷，第4期 3.2.3组织精确控制准则 温度准则和载荷准则的出发点是保证热挤压过 程的安全生产，解决管材“从无到有”的问题.热挤 准则上限 压是镍基高温合金管材生产中的重要环节，后续的 冷轧、退火等环节均在此基础上进行.若在热挤压 准则下限 环节能够实现组织可控，会为提高产生质量提供便 利.组织精确控制准则是通过调整热挤压工艺参数 实现荒管组织可控，解决管材生产过程中“从有到 准则指导下参数范国上 工艺参数 好”的问题.实际生产中可根据需求对挤压工艺参 图11高温合金617B热挤压准则控制方法示意图 数进行调整，以使管材组织达到预期的标准.组织 Fig.11 Schematic for the application of hot extrusion process control 精确控制准则的方法与以上准则类似，即根据荒管 principle of superalloy 617B 晶粒尺寸需求将工艺参数限定到特定范围内 617B合金管材热挤压工艺参数优化中其他准则判 3.2.4组织可控挤出性准则的综合表征 定标准如下：温度准则要求管材温度范围为857~ 前文对多种挤出性准则进行了讨论，不同准则 1250℃.617B合金管材采用6000t卧式挤压机搭 对工艺参数的要求不同，需结合实际对各准则进行 配中230mm规格套筒进行热挤压，挤压机所能提供 综合性表征，从而确定高温合金617B热挤压工艺 的实际载荷上限为3800t):根据载荷准则需保证 参数范围.实际应用过程中各控制准则的控制方法 挤压力峰值不高于3800t(38MN).现阶段对高温 如图11所示.首先，根据有限元的模拟结果，以工 合金617B管材晶粒度并无明确要求，但由于617B 艺参数（如管坯预热温度）为横坐标，以挤压工况 合金变形抗力较大，一次成型较为困难，荒管在后续 (如荒管壁厚心部晶粒尺寸)为纵坐标，绘制出挤压 生产中要经过多道次冷轧及中间退火处理，因此荒 工况随工艺参数的变化趋势.然后，将相应的控制 管晶粒度不宜过大.此处以荒管壁厚心部晶粒尺寸 准则（如组织精确控制准则）的上限和下限绘制到 控制在30~40um范围内为例. 趋势图中，从而得到准则上限和准则下限对应的工 以挤压比范围讨论为例，根据有限元软件计算 艺参数x上和x下，两个参数直接的范围即为准则指 结果，绘制出管坯温度、挤压力峰值、模具温度、荒管 导下得到的工艺参数范围.同理，其他准则控制下 壁厚心部晶粒尺寸随挤压比的变化，横坐标为挤压 会得到不同的工艺参数范围，几个准则所得到的工 比，纵坐标为不同参数变化，然后将不同控制准则叠 艺参数范围的叠加区域即为最终确定的工艺参数 加到相应变化趋势上，如图12所示.由图可知当挤 范围. 压比小于6.15时可满足可挤出性载荷准则：当挤压 在高温合金617B管材热挤压工艺参数设计过 比小于4.3时可满足可挤出性温度准则：当挤压比 程中，热挤压模具采用H13模具钢，其软化温度为 小于9.1时可使模具最高温度小于650℃，从而满 650℃，本节将模具准则也纳入讨论范围，保证挤压 足模具准则：当挤压比不大于7.1时，荒管壁厚心部 全过程中模具温度不超过650℃.根据前文分析， 晶粒尺寸满足要求，符合组织控制准则.对几个准 1340- 750 管坯最高温度 一挤压力峰值 70 1320 荒管壁厚心部品粒尺寸 700 一一模具最高温度 =-650℃ 50 605 650 1300 F-38 MN 1280T=1250℃ 40 550型 模具准则 30 1260 组织格确控制准则 30 500 荷准则 20 1240 120 450 10 12 挤压比 图12满足组织可控挤出性准则的高温合金617B挤压比范围 Fig.12 Optimization of hot extrusion ratio of superalloy 617B by microstructure-based hot extrusion process control principle

工程科学学报，第 41 卷，第 4 期 3. 2. 3 组织精确控制准则 温度准则和载荷准则的出发点是保证热挤压过 程的安全生产，解决管材“从无到有”的问题． 热挤 压是镍基高温合金管材生产中的重要环节，后续的 冷轧、退火等环节均在此基础上进行． 若在热挤压 环节能够实现组织可控，会为提高产生质量提供便 利． 组织精确控制准则是通过调整热挤压工艺参数 实现荒管组织可控，解决管材生产过程中“从有到 好”的问题． 实际生产中可根据需求对挤压工艺参 数进行调整，以使管材组织达到预期的标准． 组织 精确控制准则的方法与以上准则类似，即根据荒管 晶粒尺寸需求将工艺参数限定到特定范围内． 3. 2. 4 组织可控挤出性准则的综合表征 前文对多种挤出性准则进行了讨论，不同准则 对工艺参数的要求不同，需结合实际对各准则进行 综合性表征，从而确定高温合金 617B 热挤压工艺 参数范围． 实际应用过程中各控制准则的控制方法 图 12 满足组织可控挤出性准则的高温合金 617B 挤压比范围 Fig． 12 Optimization of hot extrusion ratio of superalloy 617B by microstructure-based hot extrusion process control principle 如图 11 所示． 首先，根据有限元的模拟结果，以工 艺参数( 如管坯预热温度) 为横坐标，以挤压工况 ( 如荒管壁厚心部晶粒尺寸) 为纵坐标，绘制出挤压 工况随工艺参数的变化趋势． 然后，将相应的控制 准则( 如组织精确控制准则) 的上限和下限绘制到 趋势图中，从而得到准则上限和准则下限对应的工 艺参数 x上 和 x下，两个参数直接的范围即为准则指 导下得到的工艺参数范围． 同理，其他准则控制下 会得到不同的工艺参数范围，几个准则所得到的工 艺参数范围的叠加区域即为最终确定的工艺参数 范围． 在高温合金 617B 管材热挤压工艺参数设计过 程中，热挤压模具采用 H13 模具钢，其软化温度为 650 ℃，本节将模具准则也纳入讨论范围，保证挤压 全过程中模具温度不超过 650 ℃ ． 根据前文分析， 图 11 高温合金 617B 热挤压准则控制方法示意图 Fig． 11 Schematic for the application of hot extrusion process control principle of superalloy 617B 617B 合金管材热挤压工艺参数优化中其他准则判 定标准如下: 温度准则要求管材温度范围为 857 ～ 1250 ℃ ． 617B 合金管材采用 6000 t 卧式挤压机搭 配 230 mm 规格套筒进行热挤压，挤压机所能提供 的实际载荷上限为 3800 t［7］; 根据载荷准则需保证 挤压力峰值不高于 3800 t( 38 MN) ． 现阶段对高温 合金 617B 管材晶粒度并无明确要求，但由于 617B 合金变形抗力较大，一次成型较为困难，荒管在后续 生产中要经过多道次冷轧及中间退火处理，因此荒 管晶粒度不宜过大． 此处以荒管壁厚心部晶粒尺寸 控制在 30 ～ 40 μm 范围内为例． 以挤压比范围讨论为例，根据有限元软件计算 结果，绘制出管坯温度、挤压力峰值、模具温度、荒管 壁厚心部晶粒尺寸随挤压比的变化，横坐标为挤压 比，纵坐标为不同参数变化，然后将不同控制准则叠 加到相应变化趋势上，如图 12 所示． 由图可知当挤 压比小于 6. 15 时可满足可挤出性载荷准则; 当挤压 比小于 4. 3 时可满足可挤出性温度准则; 当挤压比 小于 9. 1 时可使模具最高温度小于 650 ℃，从而满 足模具准则; 当挤压比不大于 7. 1 时，荒管壁厚心部 晶粒尺寸满足要求，符合组织控制准则． 对几个准 · 684 ·

江河等：高温合金617B管材热挤压特征及工艺优化控制 ·487· 则所决定的区间进行比较可知当挤压比不大于4.3 性温度准则，如A区域所示：挤压速度为68~140 时，满足617B合金组织可控的挤出性准则. mm·s-'时，荒管壁厚心部晶粒尺寸为30~40μm,满 采用类似的表征方式，可以利用控制准则对挤 足组织精确控制准则，如B区域所示.两个区域的交 压速度、管坯预热温度等工艺参数范围进行优化，如 集即为满足组织可控挤出性准则的挤压速度区间： 图13所示.在图13(a)中，当挤压速度不高于116 68~1l6mms-.同理可得若满足组织可控挤出性准 mms-时，管坯最高温度低于1250℃，满足可挤出 则，管坯预热温度范围是1145~1195℃（图13(b)). 1280() 1280 50 。一管坯最高温度 。管坯最高温度 荒管壁厚心部品粒尺寸 1270 。一荒管壁厚心部晶粒尺寸 1270 D-=40m 1260 1260 40 40 1D.=40m T=1250℃ Tm=1250℃ !组织精确 35 ,组织精确控制准则 1240 ·控制准则 1230 1240 B iD.=30 um 度雅则_二30m 30。 1220 25雲 1230 A 温度准 1210 20 406080100120140160180200220 1080 1100 1140117012001230 挤压速度mm·s) 管坯顶热温度℃ 图13高温合金617B满足组织可控挤出性准则的参数范围.(a)挤压速度范围：(b)管坯预热温度范围 Fig.13 Parameter optimization of superalloy 617B guided by microstructure-based hot extrusion process control principle:(a)extrusion speed:(b) preheating temperature of billet 轴向形状尺寸均匀，表面质量较好.荒管壁厚心部 4 工艺优化结果验证 组织如图14所示，热挤压后呈现出均匀的等轴晶组 根据有限元计算结果，采用组织可控挤出性准 织，晶粒尺寸均匀，平均晶粒尺寸34μm.实际生产 则对工艺参数进行优化，根据优化后的工艺参数进 结果再次证明，本研究中所构建的有限元模拟方法 行高温合金617B的热挤压，顺利得到了617B合金 以及组织可控的挤出性准则在指导617B合金管材 荒管，挤压过程中未发生开裂、“闷车”等问题，管材 热挤压生产过程中具有实际指导意义. (a 火2100mm 图14高温合金617B荒管.(a)热挤压后宏观形貌：(b)荒管壁厚心部组织形貌 Fig.14 Morphology of superalloy 617B tube:(a)macro morphology after hot extrusion:(b)microstructure of the tube 5结论 压力第一峰值和挤压结束阶段的第二峰值 (2)高温合金617B小口径管材卧式挤压中合 本文利用DEFORM--2D有限元软件对高温合 金满足组织可控挤出性准则的参数范围是：挤压速 金617B小口径管材卧式挤压的温度、载荷以及组 度范围是68~116mm·s-1,管坯预热温度范围是 织变化规律进行了模拟，对热挤压的特点进行了分 1145~1195℃，挤压比不大于4.3. 析：并结合实际生产提出了组织可控的挤出性准则， 利用该准则对617B合金热挤压工艺参数进行优 参考文献 化.主要得到如下结论： [Viswanathan R,Henry J F,Tanzosh J,et al.US program on ma- (1)高温合金617B管材热挤压过程中管材温 terials technology for ultra-supercritical coal power plants.I Mater 度明显偏离管坯预热温度，存在明显的局部温升和 Eng Perform,2005,14(3):281 温降现象；载荷随时间变化，存在挤压开始阶段的挤 [2]Tytko D,Choi PP,Klower J,et al.Microstructural evolution of a

江 河等: 高温合金 617B 管材热挤压特征及工艺优化控制 则所决定的区间进行比较可知当挤压比不大于 4. 3 时，满足 617B 合金组织可控的挤出性准则． 采用类似的表征方式，可以利用控制准则对挤 压速度、管坯预热温度等工艺参数范围进行优化，如 图 13 所示． 在图 13( a) 中，当挤压速度不高于 116 mm·s － 1时，管坯最高温度低于 1250 ℃，满足可挤出 性温度准则，如 A 区域所示; 挤压速度为 68 ～ 140 mm·s － 1时，荒管壁厚心部晶粒尺寸为 30 ～ 40 μm，满 足组织精确控制准则，如 B 区域所示． 两个区域的交 集即为满足组织可控挤出性准则的挤压速度区间: 68 ～ 116 mm·s － 1 ． 同理可得若满足组织可控挤出性准 则，管坯预热温度范围是1145 ～ 1195 ℃( 图13( b) ) ． 图 13 高温合金 617B 满足组织可控挤出性准则的参数范围． ( a) 挤压速度范围; ( b) 管坯预热温度范围 Fig． 13 Parameter optimization of superalloy 617B guided by microstructure-based hot extrusion process control principle: ( a) extrusion speed; ( b) preheating temperature of billet 4 工艺优化结果验证 根据有限元计算结果，采用组织可控挤出性准 则对工艺参数进行优化，根据优化后的工艺参数进 行高温合金 617B 的热挤压，顺利得到了 617B 合金 荒管，挤压过程中未发生开裂、“闷车”等问题，管材 轴向形状尺寸均匀，表面质量较好． 荒管壁厚心部 组织如图 14 所示，热挤压后呈现出均匀的等轴晶组 织，晶粒尺寸均匀，平均晶粒尺寸 34 μm． 实际生产 结果再次证明，本研究中所构建的有限元模拟方法 以及组织可控的挤出性准则在指导 617B 合金管材 热挤压生产过程中具有实际指导意义． 图 14 高温合金 617B 荒管． ( a) 热挤压后宏观形貌; ( b) 荒管壁厚心部组织形貌 Fig． 14 Morphology of superalloy 617B tube: ( a) macro morphology after hot extrusion; ( b) microstructure of the tube 5 结论 本文利用 DEFOＲM--2D 有限元软件对高温合 金 617B 小口径管材卧式挤压的温度、载荷以及组 织变化规律进行了模拟，对热挤压的特点进行了分 析; 并结合实际生产提出了组织可控的挤出性准则， 利用该准则对 617B 合金热挤压工艺参数进行优 化． 主要得到如下结论: ( 1) 高温合金 617B 管材热挤压过程中管材温 度明显偏离管坯预热温度，存在明显的局部温升和 温降现象; 载荷随时间变化，存在挤压开始阶段的挤 压力第一峰值和挤压结束阶段的第二峰值． ( 2) 高温合金 617B 小口径管材卧式挤压中合 金满足组织可控挤出性准则的参数范围是: 挤压速 度范围是 68 ～ 116 mm·s － 1，管坯预热温度范围是 1145 ～ 1195 ℃，挤压比不大于 4. 3． 参 考 文 献 ［1］ Viswanathan Ｒ，Henry J F，Tanzosh J，et al． US program on ma￾terials technology for ultra-supercritical coal power plants． J Mater Eng Perform，2005，14( 3) : 281 ［2］ Tytko D，Choi P P，Klwer J，et al． Microstructural evolution of a · 784 ·

·488 工程科学学报，第41卷，第4期 Ni-based superalloy (617B)at 700 C studied by electron micros- and Technology Beijing,2013 copy and atom probe tomography.Acta Mater,2012.60(4): (王珏.镍基合金管材组织可控的挤出性准则及应用[学位论 1731 文].北京：北京科技大学，2013) [Jiang H.Dong J X,Zhang M C.Manufacture process design of [8]Jiang H,Dong JX,Zhang M C,et al.Hot deformation character- Inconel 617B superheater tubes for ultra-supercritical power istics of Alloy 617B nickel-based superalloy:a study using pro- plants.Mater Res Innovations,2014,18(Suppl 4):S4-369 cessing map.J Alloys Compd,2015,647:338 4]Wang B S.Research on the Correlation of Hot Extrusion Process Inconel alloy 617 [/OL].Special Metals Corporation (2005-03- with Lubrication and Microstructure Control for 3 Alloy DDisserta- 05)[2019-03-27].http://www.specialmetals.com/assets/ tion].Beijing:University of Science and Technology Beijing, sme/documents/alloys/inconel/inconel-alloy617.pdf 2011 [10]Jiang H,Dong J X,Zhang MC,et al.Phenomenological model (王宝顺.G3合金热挤压工艺与润滑行为及组织控制的关系 for the effect of strain rate on recrystallization and grain growth ki- 研究[学位论文].北京：北京科技大学，2011) netics in the 617B alloy.J Alloys Compd,2018,735:1520 Yang L Deformation Characteristics for Alloy 69 with Microstruc- [11]Jiang H,Dong J X,Zhang M C,et al.A study on the effect of ture and Processing Control [Dissertation].Beijing:University of strain rate on the dynamic recrystallization mechanism of alloy Science and Technology Beijing,2012 617B.Metall Mater Trans A,2016,47(10):5071 (杨亮.690合金变形行为及组织与工艺控制研究[学位论 [12]Wang J,Dong J X,Zhang MC,et al.Numerical simulation for 文].北京：北京科技大学，2012) optimization of the extrusion process of GH4169 tubes.J Unir Sci Yan S C.High-temperature High-speed Hot Deformation Beharior Technol Beijing,2010,32(1):83 of Inconel625 Alloy and Optimization of High-Speed Extrusion (王珏，董建新，张麦仓，等.GH4169合金管材正挤压工艺 Process for Tube of This Alloy [Dissertation].Dalian:Dalian Uni- 优化的数值模拟.北京科技大学学报，2010,32(1)：83) versity of Techonology,2010 [13]Sun Y H.Ingestigation of Nickel Base G-3 Alloy Oil Pipe for Se- (闫士彩.Inconel625合金高温高速变形行为及其管材高速热 tere Sour Gas Field [Dissertation].Kunming:Kunming Univer- 挤压工艺优化[学位论文].大连：大连理工大学，2010) sity of Science and Technology,2008 Wang Microstructure Controlled Extrudability Criterion of Nickel- (苏玉华.高酸性气田用镍基耐蚀合金G-3油管的研究[学 base Alloy Tubes [Dissertation].Beijing:University of Science 位论文].昆明：昆明理工大学，2008)

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