郭興茂

（太原重工股份有限公司 技術(shù)中心，山西 太原030024）

0 引言

隨著我國電力工業(yè)的飛速發(fā)展，電廠鍋爐向大容量、高參數(shù)的超臨界和超（超）臨界機(jī)組發(fā)展，對鍋爐管道用鋼提出了更高要求[1]。應(yīng)用實(shí)踐表明，P91鋼具有良好的高溫持久強(qiáng)度、熱穩(wěn)定性和高溫抗蠕變能力等綜合性能，是大容量、高參數(shù)電廠鍋爐機(jī)組上管道的理想用鋼。P91 鋼由美國橡樹嶺國家實(shí)驗(yàn)室研制開發(fā)，是在9Cr1Mo 鋼基礎(chǔ)上，采用純凈化、細(xì)晶化冶金技術(shù)，以及微合金化和控軋、控冷等工藝，開發(fā)出的新一代中合金耐熱鋼。我國于1995年將該鋼引入GB5310 標(biāo)準(zhǔn)，牌號(hào)為10Cr9Mo1VNb[2-4]。

由于P91 鋼具有較高的合金含量，化學(xué)成分復(fù)雜，其成形較為困難，質(zhì)量不易控制。目前，P91 鋼制厚壁管采用的最佳生產(chǎn)方法是熱擠壓法[5-6]，該法兼具材料利用率高、生產(chǎn)率高、尺寸精度高和成形質(zhì)量好等優(yōu)點(diǎn)，主要生產(chǎn)流程為：坯料加熱→噴涂潤滑劑→沖孔制管坯→立式擠壓→熱處理→矯直→精加工→檢驗(yàn)→標(biāo)記→入庫。沖孔制管坯是P91 鋼管生產(chǎn)的第一道變形工序，本文擬針對該變形工序進(jìn)行數(shù)值模擬，旨在獲取不同因素對沖孔力大小的影響規(guī)律，用于指導(dǎo)沖孔制管坯設(shè)備選型和實(shí)際生產(chǎn)。

1 沖孔過程分析

沖孔制管坯實(shí)際上采用的是一種垂直反向擠壓法。在沖孔過程中，金屬僅沿軸線向上流動(dòng)，其他方向流動(dòng)受到模壁限制，金屬基本上處于三向壓應(yīng)力狀態(tài)，變形集中在中心區(qū)域，非常有利于改善組織性能。與其他沖孔方法相比，此法具有良好的應(yīng)力狀態(tài)，可以沖制合金含量較高、塑性較差的鋼錠。在沖孔末期，由于沖孔力增大，通常在凹模底部留一定厚度的余料。理論上認(rèn)為，沖孔過程分為四個(gè)階段：第一階段為鐓粗變形，金屬變形抗力小，沖孔力增大緩慢；第二階段為充填變形，隨著凸模行程，金屬充滿凹模壁與凸模壁之間容腔，沖孔力會(huì)小幅增大；第三階段為穩(wěn)定變形，沖制的管坯逐漸流出凹模型腔；第四階段為終了變形，進(jìn)入擠壓行程末段，余料厚度不足，流動(dòng)困難，沖孔力突然增大。

沖孔力計(jì)算基本公式如下：

式中：F——沖孔力；

σbs——擠壓應(yīng)力；

A——凸模橫截面積。

當(dāng)凸模直徑與凹模內(nèi)徑比值在0.3～0.5 時(shí)，擠壓應(yīng)力比較小。在金屬充滿凹模壁與凸模壁之間容腔后，平均擠壓應(yīng)力計(jì)算公式如下：

式中：σs——屈服極限；

f——凸模與金屬之間摩擦系數(shù)；

l——凸模壓入坯料深度；

D——凹模內(nèi)徑；

Dt——凸模直徑；

h——余料厚度[5]。

2 數(shù)值模擬

2.1 幾何模型

沖孔制管坯規(guī)格為外徑535mm，內(nèi)徑250mm，長度1900 mm。該工序主要由凸模、組合凹模和坯料完成，組合凹模包括凹模1 和凹模2 兩部分。模具結(jié)構(gòu)如圖1 所示，凸模頭部最大直徑為260mm，尾部直徑為250mm，高度為4000mm，工作帶長度為130mm；凹模1 內(nèi)徑為535mm，高度為2600mm，壁厚為200mm，凹模2 外徑為510mm，高度為400mm；坯料直徑為500mm，長度為2000mm。

圖1 P91 鋼沖孔制管坯模具結(jié)構(gòu)簡圖

2.2 有限元模型

利用SolidWorks 軟件建立模具和坯料的三維實(shí)體模型，將其另存為.stl 格式后導(dǎo)入Forge 軟件。凸模與凹模的材料均為H13 鋼，坯料為P91 鋼，材料文件名稱為X10CrMoVNb9-1.tmf，潤滑介質(zhì)為水基石墨，摩擦文件名稱為water+graphite.tff；沖孔速度v設(shè)定為150mm/s；凸?？傂谐蘃 為2100mm，空程H0為200mm，凸模壓入坯料深度l 為1900mm，余料厚度h 為100mm；坯料初始溫度T0為1200℃；模具預(yù)熱溫度Tm為250℃。

坯料網(wǎng)格劃分采用四面體單元。因沖孔時(shí)與凸模接觸的坯料中心部分變形較大，網(wǎng)格畸變嚴(yán)重，對坯料中心區(qū)域進(jìn)行局部細(xì)化，共劃分總單元數(shù)73668，網(wǎng)格效果如圖2 所示。

圖2 坯料網(wǎng)格單元

2.3 模擬結(jié)果

沖孔后管坯和凸模所受沖孔力分別如圖3 和圖4 所示。由圖4 可知，沖孔力隨凸模行程增加而增大，且明顯存在四個(gè)階段：A 段為鐓粗變形，沖孔力緩慢增大，呈冪次上升；B 段為充填變形，沖孔力呈線性增大；C 段為穩(wěn)定變形，沖孔力逐漸增大；D段為終了變形，沖孔力急劇增大。通過分析結(jié)果數(shù)據(jù)，確定A 段與B 段分界點(diǎn)坐標(biāo)為（345，7.0），B段與C 段分界點(diǎn)坐標(biāo)為（429，12.6），C 段與D 段沒有準(zhǔn)確分界點(diǎn)，暫以B 段與C 段分界點(diǎn)為起始點(diǎn)，沿與C 段凹曲最低處切線平行方向做虛線，與沖孔力交點(diǎn)處定義為C 段與D 段分界點(diǎn)，即g 點(diǎn)坐標(biāo)約為（1829，25.0），由此，當(dāng)凸模壓入坯料深度l 分別為145mm，229mm，1629mm 時(shí)，沖孔力出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，鐓粗、充填所需最大沖孔力分別為7.0MN、12.6MN，終了變形所需沖孔力為25.0～35.8MN。由此可知，凸模沖孔力變化趨勢與理論分析吻合。

圖3 P91 鋼沖孔制管坯

圖4 P91 鋼沖孔制管坯沖孔力

2.4 工藝參數(shù)影響分析

由于影響沖孔力的因素較多，限于篇幅，本文僅給出不同坯料初始溫度、模具預(yù)熱溫度、潤滑條件、熱交換條件和沖孔速度對坯料沖孔過程的影響結(jié)果。

僅改變坯料初始溫度T0，設(shè)定值分別為1000℃、1050℃、1100℃、1150℃和1200℃，沖孔速度v 均設(shè)定為200mm/s，其他設(shè)置均保持不變。模擬結(jié)果如表1 所示。由表1 可知，隨坯料初始溫度升高，變形末期時(shí)沖頭與坯料接觸溫度升幅達(dá)16%，最大沖孔力降低幅度達(dá)33%。由此可知，較高的坯料初始溫度能夠顯著降低最大沖孔力。

表1 不同坯料初始溫度下的模擬結(jié)果

僅改變模具預(yù)熱溫度Tm，設(shè)定值分別為250℃、300℃和350℃，沖孔速度v 均設(shè)定為200mm/s，其他設(shè)置均保持不變。模擬結(jié)果如表2 所示。由表2 可知，隨模具預(yù)熱溫度升高，變形末期時(shí)沖頭與坯料接觸溫度升幅達(dá)3.9%，最大沖孔力降低幅度達(dá)8%。

表2 不同模具預(yù)熱溫度下的模擬結(jié)果

僅改變潤滑條件，分別為無潤滑和水基石墨潤滑，沖孔速度v 均設(shè)定為200mm/s，其他設(shè)置均保持不變。模擬結(jié)果如表3 所示。由表3 可知，與無潤滑條件相比，水基石墨潤滑時(shí)，變形末期時(shí)沖頭與坯料接觸溫度升幅達(dá)3.5%，最大沖孔力降低幅度達(dá)19.6%。

表3 不同潤滑條件下的模擬結(jié)果

僅改變熱交換條件，分別為弱熱交換、中熱交換和強(qiáng)熱交換，沖孔速度v 均設(shè)定為200mm/s，其他設(shè)置均保持不變。模擬結(jié)果如表4 所示。由表4 可知，隨熱交換減弱，變形末期時(shí)沖頭與坯料接觸溫度升幅達(dá)24%，最大沖孔力降低幅度達(dá)39%。由此可知，減弱坯料與模具之間的熱交換效應(yīng)能夠顯著降低最大沖孔力。

表4 不同熱交換條件下的模擬結(jié)果

僅改變沖孔速度v，設(shè)定值分別為150mm/s、160 mm/s、170mm/s、180mm/s、190mm/s 和200mm/s，坯料初始溫度均設(shè)定為1200℃，其他設(shè)置均保持不變。模擬結(jié)果如表5 所示。由表5 可知，隨沖孔速度增大，變形末期時(shí)沖頭與坯料接觸溫度升幅達(dá)9.5%，最大沖孔力降幅達(dá)16.5%

表5 不同沖孔速度下的模擬結(jié)果

3 結(jié)論

利用金屬塑性成形工藝模擬軟件Forge，對某規(guī)格P91 鋼制厚壁管坯的沖孔過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，確定了P91 鋼具有較窄的成形溫度范圍，在利用P91 鋼沖孔制厚壁管坯過程中，應(yīng)盡可能保證較高的成形溫度，可以采用較高的坯料初始溫度和模具預(yù)熱溫度，減弱坯料與模具之間的熱交換效應(yīng)，并適當(dāng)提高沖孔速度，減少坯料與模具之間的熱交換時(shí)間，同時(shí)利用較好的潤滑條件，有利于進(jìn)一步降低生產(chǎn)成本和提高生產(chǎn)率。

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