黎 毅，拓雷鋒，楚志兵，康喜唐，劉正偉

（1.山西太鋼不銹鋼鋼管有限公司，山西 太原 030003；2.太原科技大學(xué)，山西 太原 030024）

UNS N08825 是一種鎳-鐵-鉻鎳基合金［1］，除了Cr、Ni 外還添加了Mo、Cu 和Ti 等合金元素［2］。該合金在1 150～1 230 ℃進(jìn)行熱加工時(shí)具有奧氏體組織；在室溫時(shí)斷面收縮率可達(dá)50%以上，在還原性和氧化性兩種介質(zhì)中均具有良好的耐腐蝕性能，且具有優(yōu)良的冷熱加工性能及低溫機(jī)械性能；在流動(dòng)海水中具有良好的抗蝕性［3］，對(duì)各種廢氣、堿性溶液和大多數(shù)有機(jī)酸及其化合物耐蝕性能良好［4-5］；通常以管材形式廣泛地用于石油化工、熱交換器等重要工程領(lǐng)域［6-8］。管材成型是生產(chǎn)和應(yīng)用中的重要環(huán)節(jié)，通常采用熱擠壓或熱穿孔的方法進(jìn)行開(kāi)坯［9-11］，然后采用冷軋或冷拔方式進(jìn)行減徑減壁直至達(dá)到目標(biāo)尺寸［12-13］。冷變形中的冷拔變形工藝相對(duì)于冷軋比較靈活，可靈活地縮減鋼管直徑并獲得所需的機(jī)械性能，更換規(guī)格時(shí)只需要更換外模即可，實(shí)際生產(chǎn)中得到了廣泛應(yīng)用［14-15］。冷拔變形工藝中變形量控制是冷拔變形工藝中的關(guān)鍵，變形量設(shè)計(jì)不當(dāng)造成拉拔機(jī)噸位與實(shí)際拉拔力不匹配會(huì)引起拉拔頭斷裂等問(wèn)題，因此如何合理匹配材料特性和變形量比較重要。有限元模擬分析方法是一種現(xiàn)代智能化的分析方法，已廣泛應(yīng)用于制造領(lǐng)域，模擬分析可以用于預(yù)估冷拔載荷、冷拔變形過(guò)程中的應(yīng)力集中狀況以及尺寸變化，對(duì)管材的生產(chǎn)實(shí)踐具有重要指導(dǎo)意義，還可以大大減少工藝優(yōu)化的成本。

采用DEFORM-2D 有限元模擬軟件建立鋼管冷拔工藝模型，分析UNS N08825 鎳基小直徑無(wú)縫管不同變形工藝下的變形過(guò)程，可得到變形行為并預(yù)測(cè)冷拔載荷，并結(jié)合模擬結(jié)果進(jìn)行生產(chǎn)實(shí)踐。

1 模型及邊界條件

1.1 模型建立

冷拔無(wú)縫管變形工藝是一個(gè)既有接觸非線性，又有幾何非線性和邊界非線性的多重耦合問(wèn)題［16-18］，冷拔工藝模型如圖1 所示，其變形區(qū)分為減徑區(qū)和定徑區(qū)兩部分，在拔制力的作用下鋼管和模具接觸，鋼管在軸向伸長(zhǎng)的同時(shí)產(chǎn)生徑向收縮，進(jìn)入定徑區(qū)后鋼管產(chǎn)生彈性恢復(fù)。設(shè)計(jì)了兩種冷拔變形工藝，分別為Φ19 mm×1.2 mm→Φ13.7 mm×1.2 mm和Φ16 mm×1.2 mm→Φ13.7 mm×1.2 mm，并探討Φ19 mm×1.2 mm→Φ16 mm×1.2 mm→Φ13.7 mm×1.2 mm 的可能性。

圖1 冷拔變形示意

空拉外模錐角α 對(duì)拔制力有影響：①α 增加，變形區(qū)長(zhǎng)度減小，摩擦面減小，導(dǎo)致正壓力及相應(yīng)的摩擦力減小，拔制力降低；②α 增加，正壓力水平方向分力增加，同時(shí)拔制時(shí)在入口處鋼管附加彎曲變形的程度加大，導(dǎo)致拔制力增加。α 比較小時(shí)，第一因素所起的作用是主要的，α 增大到一定之后，第二因素起主要作用。現(xiàn)設(shè)計(jì)冷拔外模時(shí)使用經(jīng)過(guò)生產(chǎn)實(shí)踐驗(yàn)證的模具入口錐角、工作帶和出口，即拉拔外模錐角為12°，定徑帶尺寸為2 mm，出口錐角30°。冷拔外模如圖2 所示。

圖2 冷拔外模示意

1.2 材料及邊界條件

以UNS N08825 鎳基合金為研究對(duì)象，將材料的室溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線、幾何模型以及其他邊界條件導(dǎo)入到DEFORM-2D 軟件中，并對(duì)變形工件UNS N08825 鎳基不銹鋼管進(jìn)行了四邊形網(wǎng)格劃分，對(duì)冷拔變形過(guò)程進(jìn)行了仿真分析，環(huán)境溫度25 ℃，摩擦因數(shù)0.1。鋼管與模具的接觸類型設(shè)置為面面接觸，空拉鋼管沿著拉拔外模錐角曲線往拉拔外模出口延伸，保證鋼管變徑和冷拔外模內(nèi)徑表面接觸，形成鋼管和拉拔外模面接觸。在UNS N08825 管端施加軸向5 mm/s 拉拔速度。

2 模擬結(jié)果討論

2.1 一道次冷拔成形

圖3 所示為Φ19 mm→Φ13.7 mm 變形過(guò)程中的應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速度分布狀態(tài)，應(yīng)力和應(yīng)變速率主要集中在過(guò)渡變形區(qū)即入口錐角和定徑帶過(guò)渡處；最大應(yīng)力達(dá)852～946 MPa，最大應(yīng)變速率0.278～0.309 s-1，應(yīng)變0.431～0.503，已出?？椎慕饘倭鲃?dòng)速度為4.84～5.00 mm/s。圖4所示為Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形過(guò)程中的應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速度分布狀態(tài)，各變量的分布與Φ19 mm→Φ13.7 mm 類似，最大應(yīng)力達(dá)753～836 MPa，最大應(yīng)變速率0.212～0.236 s-1，應(yīng)變0.316～0.352，已出?？椎慕饘倭鲃?dòng)速度5.00～5.08 mm/s，即隨著變形量的縮小，應(yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變速率均有不同程度的下降。

圖3 Φ19 mm→Φ13.7 mm 變形過(guò)程中應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速度分布狀態(tài)

圖4 Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形過(guò)程中應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速度分布狀態(tài)

圖5（a）所示為Φ19 mm→Φ13.7 mm 冷拔前后管材的壁厚變化情況，冷拔后壁厚出現(xiàn)了0.067 mm 的增大。圖5（b）所示為Φ16 mm→Φ13.7 mm 冷拔前后管材的壁厚變化情況，冷拔后壁厚出現(xiàn)了0.022 mm 的增大，由于變形量的減小，壁厚增加有所緩解。

圖5 冷拔變形中的壁厚變化情況

圖6（a）所示為Φ19 mm→Φ13.7 mm 模擬得到的拉拔載荷曲線，均勻拉拔力為34 kN 左右，拉拔即將結(jié)束時(shí)出現(xiàn)了37 kN 的峰值載荷。圖6（b）所示為Φ16 mm→Φ13.7 mm 模擬得到的拉拔載荷曲線，均勻拉拔力為10 kN 左右，拉拔即將結(jié)束時(shí)有一個(gè)15 kN 的峰值載荷，相對(duì)于Φ19 mm→Φ13.7 mm 的冷拔變形，由于變形量的縮小，拉拔力有了大幅下降。

圖6 拉拔力曲線

2.2 兩道次連續(xù)冷拔成形

圖7 所示為Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 連續(xù)兩道次變形過(guò)程中各變量的分布。第一道次：最大應(yīng)力達(dá)674～771 MPa，最大應(yīng)變速率0.174～0.199 s-1，應(yīng)變0.205～0.273，已出?？椎慕饘倭鲃?dòng)速度為3.92～4.08 mm/s。第二道次：最大應(yīng)力達(dá)867～963 MPa，最大應(yīng)變速率0.224～0.249 s-1，應(yīng)變0.478～0.547，已出?？椎慕饘倭鲃?dòng)速度4.86～5.02 mm/s。連續(xù)兩道次的變形設(shè)計(jì)有效分解了變形量。

圖7 Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形中的變量分布

冷拔前后管材的壁厚尺寸變化情況如圖8 所示，第一道次冷拔后壁厚出現(xiàn)了0.052 mm 的增大；第二道次冷拔后的壁厚相對(duì)于第一道次冷拔后的壁厚又有0.03 mm 左右的縮小。

圖8 Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形中的壁厚測(cè)量

圖9 所示為模擬得到的拉拔載荷曲線，第一道次和第二道次的均勻拉拔力分別為13.0 kN 和9.8 kN 左右，拉拔即將結(jié)束時(shí)分別出現(xiàn)了17.5 kN、19.0 kN 的峰值載荷。

圖9 Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形中的拉拔力曲線

3 冷拔變形工藝實(shí)踐

實(shí)際管材拉拔變形后Φ13.7 mm×1.2 mm 成品退火后表面有0.005～0.010 mm 厚的氧化皮以及矯直后外徑有0.01～0.02 mm 的輕微減徑，另外考慮到成品的壁厚公差，控制冷拔后壁厚不大于1.24 mm 比較適宜。對(duì)比模擬結(jié)果，認(rèn)為Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 連續(xù)兩道次冷拔變形和Φ16 mm→Φ13.7 mm 一道次冷拔變形都具有可行性。在制定UNS N08825 鎳基合金小直徑無(wú)縫管拉拔工藝參數(shù)時(shí)，考慮到拉拔時(shí)表面潤(rùn)滑的延續(xù)性以及變形量大導(dǎo)致表面容易被擦劃傷，選擇了Φ16 mm→Φ13.7 mm 的變形工藝和100 kN 的拉拔機(jī)，圖10所示為Φ13.7 mm×1.2 mm 無(wú)縫管的冷拔工藝試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)，采用該成形工藝方法制造出的成品管實(shí)測(cè)壁厚為1.22～1.24 mm，達(dá)到產(chǎn)品設(shè)計(jì)的精度要求，成功應(yīng)用于我國(guó)某重點(diǎn)工程項(xiàng)目。

圖10 Φ13.7 mm×1.2 mm 冷拔管工藝試驗(yàn)及產(chǎn)品

4 結(jié)語(yǔ)

對(duì)比了3 種不同拉拔變形工藝，認(rèn)為Φ19 mm→Φ16 mm→Φ13.7 mm 連續(xù)兩道次的冷拔變形和Φ16 mm→Φ13.7 mm 的一道次的冷拔變形都具有理論可行性，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)，認(rèn)為后者更具實(shí)踐性。Φ16 mm→Φ13.7 mm 的變形工藝試驗(yàn)驗(yàn)證了冷拔后壁厚有增大的模擬結(jié)果，開(kāi)發(fā)出的產(chǎn)品得到了實(shí)際應(yīng)用。