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，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 ℃進行熱加工時具有奧氏體組織；在室溫時斷面收縮率可達50%以上，在還原性和氧化性兩種介質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械性能；在流動海水中具有良好的抗蝕性［3］，對各種廢氣、堿性溶液和大多數(shù)有機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域［6-8］。管材成型是生產(chǎn)和應用中的重要環(huán)節(jié)，通常采用熱擠壓或熱穿孔的方法進行開坯［9-11］，然后采用冷軋或冷拔方式進行減徑減壁直至達到目標尺寸［12-13］。冷變形中的冷拔變形工藝相對于冷軋比較靈活，可靈活地縮減鋼管直徑并獲得所需的機械性能，更換規(guī)格時只需要更換外模即可，實際生產(chǎn)中得到了廣泛應用［14-15］。冷拔變形工藝中變形量控制是冷拔變形工藝中的關鍵，變形量設計不當造成拉拔機噸位與實際拉拔力不匹配會引起拉拔頭斷裂等問題，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，已廣泛應用于制造領域，模擬分析可以用于預估冷拔載荷、冷拔變形過程中的應力集中狀況以及尺寸變化，對管材的生產(chǎn)實踐具有重要指導意義，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 鎳基小直徑無縫管不同變形工藝下的變形過程，可得到變形行為并預測冷拔載荷，并結合模擬結果進行生產(chǎn)實踐。

1 模型及邊界條件

1.1 模型建立

冷拔無縫管變形工藝是一個既有接觸非線性，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，鋼管在軸向伸長的同時產(chǎn)生徑向收縮，進入定徑區(qū)后鋼管產(chǎn)生彈性恢復。設計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 對拔制力有影響：①α 增加，變形區(qū)長度減小，摩擦面減小，導致正壓力及相應的摩擦力減小，拔制力降低；②α 增加，正壓力水平方向分力增加，同時拔制時在入口處鋼管附加彎曲變形的程度加大，導致拔制力增加。α 比較小時，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?，F(xiàn)設計冷拔外模時使用經(jīng)過生產(chǎn)實踐驗證的模具入口錐角、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 鎳基合金為研究對象，將材料的室溫拉伸應力-應變曲線、幾何模型以及其他邊界條件導入到DEFORM-2D 軟件中，并對變形工件UNS N08825 鎳基不銹鋼管進行了四邊形網(wǎng)格劃分，對冷拔變形過程進行了仿真分析，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 變形過程中的應力、應變、應變速率和金屬流動速度分布狀態(tài)，應力和應變速率主要集中在過渡變形區(qū)即入口錐角和定徑帶過渡處；最大應力達852～946 MPa，最大應變速率0.278～0.309 s-1，應變0.431～0.503，已出?？椎慕饘倭鲃铀俣葹?.84～5.00 mm/s。圖4所示為Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形過程中的應力、應變、應變速率和金屬流動速度分布狀態(tài)，各變量的分布與Φ19 mm→Φ13.7 mm 類似，最大應力達753～836 MPa，最大應變速率0.212～0.236 s-1，應變0.316～0.352，已出?？椎慕饘倭鲃铀俣?.00～5.08 mm/s，即隨著變形量的縮小，應力、應變和應變速率均有不同程度的下降。

圖3 Φ19 mm→Φ13.7 mm 變形過程中應力、應變、應變速率和金屬流動速度分布狀態(tài)

圖4 Φ16 mm→Φ13.7 mm 變形過程中應力、應變、應變速率和金屬流動速度分布狀態(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，拉拔即將結束時出現(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，拉拔即將結束時有一個15 kN 的峰值載荷，相對于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)兩道次變形過程中各變量的分布。第一道次：最大應力達674～771 MPa，最大應變速率0.174～0.199 s-1，應變0.205～0.273，已出模孔的金屬流動速度為3.92～4.08 mm/s。第二道次：最大應力達867～963 MPa，最大應變速率0.224～0.249 s-1，應變0.478～0.547，已出?？椎慕饘倭鲃铀俣?.86～5.02 mm/s。連續(xù)兩道次的變形設計有效分解了變形量。

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，拉拔即將結束時分別出現(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 冷拔變形工藝實踐

實際管材拉拔變形后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。對比模擬結果，認為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 鎳基合金小直徑無縫管拉拔工藝參數(shù)時，考慮到拉拔時表面潤滑的延續(xù)性以及變形量大導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，圖10所示為Φ13.7 mm×1.2 mm 無縫管的冷拔工藝試驗現(xiàn)場，采用該成形工藝方法制造出的成品管實測壁厚為1.22～1.24 mm，達到產(chǎn)品設計的精度要求，成功應用于我國某重點工程項目。

圖10 Φ13.7 mm×1.2 mm 冷拔管工藝試驗及產(chǎn)品

4 結語

對比了3 種不同拉拔變形工藝，認為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，結合實際生產(chǎn)，認為后者更具實踐性。Φ16 mm→Φ13.7 mm 的變形工藝試驗驗證了冷拔后壁厚有增大的模擬結果，開發(fā)出的產(chǎn)品得到了實際應用。