黎 毅，拓雷鋒，郭建邦，楊 帆，范 華，楚志兵

（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）

鐵鎳基合金UNS N08810 是一種高溫耐蝕合金，又稱為Incoloy 800H，該合金具有較高的耐高溫、耐高壓和耐強(qiáng)腐蝕性能，可用于耐應(yīng)力腐蝕環(huán)境的設(shè)備，如用于光伏多晶硅設(shè)備中的焊接管材和無(wú)縫管材［1-2］。UNS N08810 無(wú)縫管材的冷變形通常采用冷軋、冷拔、冷擴(kuò)等制造工藝，冷軋和冷拔可減小管材外徑和壁厚，冷擴(kuò)可有效地增加管材直徑以獲得冷軋、冷拔所需的半成品尺寸。關(guān)于鐵鎳基合金UNS N08810 無(wú)縫管材的研究多集中于耐蝕性能、焊接工藝、熱變形行為和高溫性能等方面。劉煜等人［3］研究了Incoloy 800H 合金的晶間腐蝕性能，對(duì)比了穩(wěn)定化處理和固溶處理對(duì)耐蝕性能的影響，指出穩(wěn)定化處理溫度、時(shí)間及冷卻方式對(duì)腐蝕性能有絕對(duì)的影響。張貴泉等人［4］開(kāi)展了Incoloy 800H合金晶間腐蝕敏化處理試驗(yàn)，分析了敏化處理溫度和時(shí)間對(duì)晶間腐蝕敏感性的影響。李巨峰等人［5］研究了Incoloy 800H 傳熱管的抗晶間腐蝕性能，指出影響合金抗晶間腐蝕性能的主要敏感因素是C 和Ti。程曉農(nóng)等人［6］研究了Incoloy 800H 合金的焊接性能，分析了焊接工藝參數(shù)對(duì)焊接熱裂紋的影響。黃文等人［7］研究了多晶硅設(shè)備中焊接過(guò)程熱裂紋的產(chǎn)生機(jī)理及改善方法。曹宇等人［8］研究了Incoloy 800H 合金的熱變形行為，通過(guò)不同溫度和不同應(yīng)變速率下的熱壓縮試驗(yàn)得到了流變應(yīng)力曲線并建立了本構(gòu)方程。龔豹等人［9-10］研究了固溶處理對(duì)Incoloy 800H 合金高溫力學(xué)性能和微觀組織的影響。關(guān)于UNS N08810 合金無(wú)縫管材的冷變形研究相對(duì)較少。郭玲等人研究了UNS N08810 無(wú)縫管材在冷擴(kuò)（拔）變形過(guò)程中裂紋的形成原因并提出了解決方法［11］。未有人對(duì)該UNS N08810 無(wú)縫管材的冷擴(kuò)變形工藝進(jìn)行研究。擴(kuò)徑量和壁厚控制是冷擴(kuò)變形工藝中的關(guān)鍵，設(shè)計(jì)不當(dāng)會(huì)造成拉拔機(jī)噸位與實(shí)際拉拔力不匹配問(wèn)題。因此，合理設(shè)計(jì)UNS N08810 無(wú)縫管冷擴(kuò)變形工藝就比較重要。有限元分析是制造領(lǐng)域常用的分析方法［12-13］，可以用來(lái)預(yù)估冷擴(kuò)變形載荷和分析冷擴(kuò)變形過(guò)程中的變形行為以及尺寸變化，優(yōu)化冷擴(kuò)變形工藝以達(dá)到降低試驗(yàn)成本的目的，對(duì)UNS N08810 管材的生產(chǎn)制造具有重要的指導(dǎo)意義。本文建立了大直徑無(wú)縫管冷擴(kuò)工藝模型，結(jié)合模擬試驗(yàn)結(jié)果及生產(chǎn)工藝試驗(yàn)研究了鐵鎳基合金UNS N08810 大直徑無(wú)縫管材的冷擴(kuò)變形工藝，提出了冷擴(kuò)變形工藝優(yōu)化方案。

1 模型及邊界條件

美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)ASTM SB 407—2007《無(wú)縫鎳-鐵-鉻合金公稱管和管子》中明確了UNS N08810 合金中各元素的含量范圍，從冷擴(kuò)前的Φ220 mm×15 mm規(guī)格荒管上取樣進(jìn)行化學(xué)成分分析，檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)表1?？梢?jiàn)，該合金中除含有大量的Cr 和Ni 外，還有Cu 和Ti 等金屬元素，屬于典型的鐵鎳基合金。

表1 UNS N08810 合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） %

1.1 材料及邊界條件

以UNS N08810 無(wú)縫管為研究對(duì)象，將表1 中的實(shí)測(cè)化學(xué)成分含量代入到JMatPro 材料性能計(jì)算軟件中，設(shè)定固溶處理溫度1 150 ℃，分析得到其在0.01～100 s-1應(yīng)變速率下的室溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線，具體如圖1 所示。將室溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和建立的冷擴(kuò)工藝模型導(dǎo)入到DFORM-2D 模擬分析軟件中，對(duì)變形工件UNS N08810 無(wú)縫管材進(jìn)行了四邊形網(wǎng)格劃分，環(huán)境溫度25 ℃，將管材與模具的接觸類型設(shè)置為面面接觸，接觸摩擦因數(shù)為0.12，并在擴(kuò)模軸向施加10 mm/s 前移速度，對(duì)冷擴(kuò)變形過(guò)程中的變形行為進(jìn)行分析。

圖1 UNS N08810 無(wú)縫管的室溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.2 冷擴(kuò)工藝模型

冷擴(kuò)變形工藝是使用頂模將無(wú)縫管的一端進(jìn)行軸向約束，然后使用擴(kuò)模從無(wú)縫管的另一端進(jìn)入，從而實(shí)現(xiàn)無(wú)縫管擴(kuò)徑成形。UNS N08810 無(wú)縫管的冷擴(kuò)工藝模型如圖2 所示。冷擴(kuò)變形區(qū)分為擴(kuò)徑區(qū)和定徑區(qū)兩部分，在施加于擴(kuò)模上的擴(kuò)孔力作用下，擴(kuò)模進(jìn)入無(wú)縫管內(nèi)孔進(jìn)而將無(wú)縫管的外徑擴(kuò)大，無(wú)縫管在外徑增大的同時(shí)壁厚會(huì)發(fā)生變化。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)工藝，設(shè)計(jì)了K1、K2、K3 和K4 四種不同大直徑無(wú)縫管冷擴(kuò)變形工藝，具體見(jiàn)表2。

圖2 冷擴(kuò)變形運(yùn)動(dòng)示意

表2 設(shè)計(jì)的4 組UNS N08810 無(wú)縫管冷擴(kuò)變形工藝

設(shè)計(jì)的UNS N08810 無(wú)縫管的擴(kuò)模如圖3 所示，設(shè)計(jì)擴(kuò)模時(shí)，擴(kuò)模定徑帶直徑設(shè)計(jì)為擴(kuò)孔后管材內(nèi)徑，擴(kuò)模最小直徑須能準(zhǔn)確進(jìn)入到鋼管內(nèi)孔中，擴(kuò)模入口端直徑小于擴(kuò)前管材的內(nèi)徑。擴(kuò)模入口端的過(guò)渡設(shè)計(jì)對(duì)擴(kuò)模進(jìn)入鋼管內(nèi)孔起導(dǎo)向作用，且能保證擴(kuò)模進(jìn)入無(wú)縫管材內(nèi)孔時(shí)兩者之間有接觸。過(guò)渡設(shè)計(jì)分兩種：左側(cè)為弧形擴(kuò)模，總高度為45 mm，過(guò)渡圓弧形半徑為110 mm；右側(cè)為錐形擴(kuò)模，總高度為64 mm，過(guò)渡錐形角為20°。擴(kuò)模的定徑段長(zhǎng)度對(duì)擴(kuò)孔過(guò)程中的摩擦阻力有直接影響，定徑段長(zhǎng)度太短會(huì)造成擴(kuò)孔后鋼管縮口現(xiàn)象，太長(zhǎng)會(huì)造成摩擦阻力增大。

圖3 UNS N08810 無(wú)縫管擴(kuò)模設(shè)計(jì)示意

2 模擬結(jié)果討論

2.1 不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)對(duì)冷擴(kuò)變形行為和載荷的影響

以表2 中的K2 為例，即Φ230 mm×15 mm 冷擴(kuò)至Φ250 mm×15 mm，分析R110 mm 弧形和20°錐形兩種不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)對(duì)變形行為和擴(kuò)孔力的影響。不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)模擬結(jié)果如圖4 所示，模擬結(jié)果表明，在相同的工藝條件下，錐形擴(kuò)模產(chǎn)生的最大應(yīng)力和損傷均大于弧形擴(kuò)模，弧形模更有利于UNS N08810 鐵鎳基合金的冷擴(kuò)孔變形。不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)的擴(kuò)孔力曲線如圖5 所示，可以看出，錐形擴(kuò)模和弧形擴(kuò)模均會(huì)出現(xiàn)峰值，這是因?yàn)殡S著擴(kuò)模逐漸進(jìn)入管材內(nèi)孔，擴(kuò)模的工作帶開(kāi)始作用于管材內(nèi)壁時(shí)便會(huì)產(chǎn)生一個(gè)峰值，隨后峰值快速下降到一個(gè)穩(wěn)定值，表明進(jìn)入了平穩(wěn)擴(kuò)孔階段，弧形模的軸向冷擴(kuò)孔載荷明顯小于錐形模的軸向冷擴(kuò)孔載荷，即弧形擴(kuò)模有利于降低擴(kuò)孔載荷。

圖4 UNS N08810 無(wú)縫管不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)的模擬結(jié)果

圖5 UNS N08810 無(wú)縫管不同擴(kuò)模設(shè)計(jì)的擴(kuò)孔載荷曲線

2.2 冷擴(kuò)過(guò)程中的變形行為分析

對(duì)K1 和K2 兩種冷擴(kuò)變形過(guò)程進(jìn)行模擬分析，模擬結(jié)果如圖6～7 所示，從模擬結(jié)果可以看出：采用K1 工藝時(shí)，最大應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率分別為729 MPa、0.383、0.132 s-1、3.29 mm/s；采用K2 工藝時(shí)，最大應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率分別為683 MPa、0.300、0.113 s-1、2.56 mm/s。

圖6 UNS N08810 無(wú)縫管K1 冷擴(kuò)工藝的模擬結(jié)果

圖7 UNS N08810 無(wú)縫管K2 冷擴(kuò)工藝的模擬結(jié)果

對(duì)K3 和K4 兩種冷擴(kuò)變形過(guò)程進(jìn)行模擬分析，結(jié)果如圖8～9 所示，可以看出：采用K3 工藝時(shí)，最大應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率分別為740 MPa、0.473、0.124 s-1、3.34 mm/s；采用K4工藝時(shí)，最大應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率分別為695 MPa、0.371、0.109 s-1、2.59 mm/s。

圖8 UNS N08810 無(wú)縫管K3 冷擴(kuò)工藝模擬結(jié)果

圖9 UNS N08810 無(wú)縫管K4 冷擴(kuò)工藝模擬結(jié)果

分析發(fā)現(xiàn)，在同等壁厚條件下，各種變量（最大應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率）均隨擴(kuò)徑量的增大而有不同程度地升高。在擴(kuò)徑量相同但壁厚不同的情況下，對(duì)比K1 與K3 模擬結(jié)果及K2與K4 模擬結(jié)果，結(jié)果發(fā)現(xiàn)應(yīng)力、應(yīng)變及流動(dòng)速率均隨著壁厚增加而增大，而應(yīng)變速率則反之。

2.3 冷擴(kuò)變形載荷

不同冷擴(kuò)變形下的載荷曲線如圖10 所示，冷擴(kuò)起始階段載荷會(huì)出現(xiàn)上升再下降的波動(dòng)，這可以理解為擴(kuò)模由管材的端部逐漸進(jìn)入了管材內(nèi)孔；然后冷擴(kuò)載荷又快速上升直至最大值，這可以理解為擴(kuò)模定徑帶部分開(kāi)始向管材內(nèi)壁施以最大徑向力，以實(shí)現(xiàn)擴(kuò)孔外徑和壁厚的目標(biāo)尺寸；隨后進(jìn)入穩(wěn)定擴(kuò)孔階段，載荷波動(dòng)較??；最后擴(kuò)孔結(jié)束時(shí)載荷快速下降，這可以理解為擴(kuò)模逐漸從管材內(nèi)孔脫離。K1、K2、K3、K4 工藝的最大冷擴(kuò)載荷分別為186.6 t、148.8 t、239.7 t 和200.9 t。變形量，但是冷擴(kuò)載荷卻是K2，可見(jiàn)冷擴(kuò)載荷的變化與變形量的變化并不是一一對(duì)應(yīng)關(guān)系。同樣壁厚下，擴(kuò)徑越大，K1 冷擴(kuò)載荷大于K2，K3 冷擴(kuò)載荷大于K4，冷擴(kuò)外徑越大載荷越大，即為了降低冷擴(kuò)時(shí)所用拉拔機(jī)噸位，可以選擇較大的擴(kuò)前管材外徑；在同樣外徑及擴(kuò)徑量下，壁厚越大，冷擴(kuò)載荷越大，較小的擴(kuò)前管材壁厚更有利于降低冷擴(kuò)載荷。另外，模擬得到的冷擴(kuò)載荷為冷拔機(jī)的噸位選擇提供了重要幫助，避免了盲目工藝試驗(yàn)導(dǎo)致的擴(kuò)不動(dòng)或擴(kuò)裂等現(xiàn)象，大大降低了生產(chǎn)成本。

圖10 UNS N08810 無(wú)縫管在不同冷擴(kuò)變形下的載荷曲線

2.4 冷擴(kuò)過(guò)程中管材尺寸變化及金屬流動(dòng)特點(diǎn)

冷擴(kuò)過(guò)程中，依據(jù)金屬體積不變?cè)?，鋼管直徑變大，長(zhǎng)度和壁厚會(huì)發(fā)生變化。針對(duì)K1、K2、K3 和K4 四組模擬，在DEFORM-2D 分析軟件后處理中采用標(biāo)尺測(cè)量擴(kuò)后管材的外徑和壁厚尺寸，擴(kuò)后管材的外徑和壁厚測(cè)量如圖11 所示，測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表3。實(shí)測(cè)K1 工藝的外徑和壁厚分別大于目標(biāo)外徑4.52 mm 和小于目標(biāo)壁厚約0.17 mm；K2工藝的外徑和壁厚分別大于目標(biāo)外徑5.47 mm 和小于目標(biāo)壁厚約0.40 mm；K3 工藝的外徑和壁厚分別為大于目標(biāo)外徑4.54 mm 和小于目標(biāo)壁厚約0.79 mm；K4 工藝的外徑和壁厚分別為大于目標(biāo)外徑3.73 mm 和小于目標(biāo)壁厚約0.77 mm。

圖11 擴(kuò)后管材的外徑和壁厚測(cè)量示意

表3 UNS N08810 無(wú)縫管冷擴(kuò)后外徑和壁厚測(cè)量結(jié)果 mm

冷擴(kuò)后管材的外徑和壁厚的實(shí)際尺寸與擴(kuò)前管材的壁厚和擴(kuò)徑量有直接關(guān)系。壁厚一定時(shí)，擴(kuò)徑量越小，壁厚減壁越小；擴(kuò)徑量越大，壁厚減小越多。擴(kuò)徑量一致時(shí)，來(lái)料壁厚大減壁更大。

冷擴(kuò)變形過(guò)程中，徑向金屬流動(dòng)變化如圖12（a）所示，施加于漸變型弧形擴(kuò)模軸向的運(yùn)動(dòng)速度，在冷擴(kuò)過(guò)程中向徑向分解力的作用會(huì)引起外徑和壁厚的變化。冷擴(kuò)時(shí)內(nèi)外側(cè)金屬均沿徑向外側(cè)流動(dòng)，冷擴(kuò)后的管材壁厚方向上的金屬流動(dòng)方向是呈正反交替規(guī)律，冷擴(kuò)后的無(wú)縫管在長(zhǎng)度方向上局部壁厚會(huì)輕微向內(nèi)收縮。沿?cái)U(kuò)后無(wú)縫管材的壁厚方向由內(nèi)向外分別取了7 個(gè)點(diǎn)進(jìn)行徑向金屬流動(dòng)追蹤，得到了7 個(gè)追蹤點(diǎn)的徑向金屬流動(dòng)變化曲線，如圖12（b）所示（壁厚方向，從內(nèi)表面到外表面依次為1～7），可以明顯看出壁厚方向上的徑向金屬流動(dòng)存在明顯差異，由內(nèi)向外呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，最內(nèi)側(cè)金屬流動(dòng)速率2.28 mm/s 左右，最外側(cè)金屬流動(dòng)速率1.95 mm/s 左右。這些正是影響壁厚不均勻性、壁厚整體減小以及外徑超出設(shè)計(jì)尺寸的關(guān)鍵因素。

圖12 冷擴(kuò)時(shí)徑向金屬流動(dòng)和壁厚方向上取點(diǎn)追蹤曲線

3 冷擴(kuò)變形生產(chǎn)工藝實(shí)踐

基于模擬結(jié)果，K2 工藝?yán)鋽U(kuò)載荷及變形量滿足200 t 拉拔機(jī)實(shí)際生產(chǎn)，生產(chǎn)效率增加，其他工藝也能生產(chǎn)，但是必須在700 t 拉拔機(jī)生產(chǎn)，使得工模具和能源消耗增加、生產(chǎn)效率降低。因此，選定K2 工藝開(kāi)展了鐵鎳基合金UNS N08810 無(wú)縫管材冷擴(kuò)工藝實(shí)踐，實(shí)際擴(kuò)孔過(guò)程中為了防止管材在擴(kuò)孔過(guò)程中出現(xiàn)擺動(dòng)或跳動(dòng)，管材上表面會(huì)放置隨動(dòng)式壓輥，擴(kuò)模在管材內(nèi)部軸向移動(dòng)從而促使管材的外徑增大。實(shí)際生產(chǎn)當(dāng)中擴(kuò)前管材的外徑和壁厚存在波動(dòng)偏差，游標(biāo)卡尺實(shí)測(cè)外徑為229.32～231.84 mm，千分尺實(shí)測(cè)壁厚為14.80～15.32 mm，擴(kuò)后實(shí)測(cè)管材外徑增大約5 mm，壁厚減小約0.4 mm，尺寸變化規(guī)律符合模擬結(jié)果，擴(kuò)孔后的管材不存在拉傷、直道等缺陷，管材質(zhì)量可以保證，驗(yàn)證了工藝的可行性。

在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，可利用擴(kuò)徑自然減壁的現(xiàn)象合理制定擴(kuò)前管材尺寸和后續(xù)冷變形工藝，適當(dāng)增加擴(kuò)前管材壁厚以滿足擴(kuò)后尺寸要求，提高鐵鎳基合金UNS N08810 無(wú)縫管生產(chǎn)過(guò)程質(zhì)量控制。

4 結(jié)論

（1）同樣的工藝條件下，從冷擴(kuò)過(guò)程中的應(yīng)力與損傷場(chǎng)分布以及擴(kuò)孔載荷曲線可以看出，弧形擴(kuò)模設(shè)計(jì)更有利于冷擴(kuò)變形。同等壁厚下，隨著擴(kuò)徑量增加，冷擴(kuò)變形過(guò)程中的應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率和金屬流動(dòng)速率的最大值都有不同程度地升高。

（2）4 種不同冷擴(kuò)變形工藝的最大冷擴(kuò)載荷分別為186.6 t、148.8 t、239.7 t 和200.9 t，同樣壁厚下，擴(kuò)徑越大，冷擴(kuò)載荷越大，為了降低冷擴(kuò)用拉拔機(jī)的噸位，可以選擇較大的擴(kuò)前管材外徑；同樣外徑下，壁厚越大，冷擴(kuò)載荷越大，較小的擴(kuò)前管材壁厚更有利于降低冷擴(kuò)載荷。

（3）冷擴(kuò)后外徑和壁厚實(shí)際尺寸與擴(kuò)前管材的壁厚和擴(kuò)徑量有著直接的關(guān)系。壁厚一定時(shí)，擴(kuò)徑量越小，壁厚減薄越小，擴(kuò)徑量越大，壁厚減薄越多。擴(kuò)徑量一致時(shí)，來(lái)料壁厚大減壁更大。

（4）弧形漸進(jìn)式擴(kuò)模設(shè)計(jì)使冷擴(kuò)過(guò)程中的徑向正反交替的金屬流動(dòng)，對(duì)擴(kuò)后管材的尺寸產(chǎn)生影響，擴(kuò)后管材壁厚整體減小，而外徑則會(huì)超出設(shè)計(jì)的名義尺寸。

（5）實(shí)際工藝試驗(yàn)結(jié)果表明，采用Φ230 mm×15 mm 冷擴(kuò)Φ250 mm×15 mm 時(shí)，不僅工藝可行，而且可以避免直道、劃傷、開(kāi)裂等不利缺陷，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的正確性。