李殿中1, 馬璇1, 2, 3, 徐斌1, 4, , 孫明月1, 4

1) 中國(guó)科學(xué)院金屬研究所沈陽(yáng)材料科學(xué)國(guó)家(聯(lián)合)實(shí)驗(yàn)室, 沈陽(yáng) 110016
2) 沈陽(yáng)師范大學(xué)物理科學(xué)與技術(shù)學(xué)院, 沈陽(yáng) 110034
3) 大連理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院, 大連 116085
4) 中國(guó)科學(xué)院金屬研究所核用材料與安全評(píng)價(jià)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 沈陽(yáng) 110016

摘要

關(guān)鍵詞： 孔洞閉合 ; 寬砧徑向壓實(shí)法 ; 單向大變形壓實(shí)法 ; 鍛間保溫鍛造法

大型鍛件是國(guó)民經(jīng)濟(jì)建設(shè)、國(guó)防工業(yè)和現(xiàn)代科學(xué)事業(yè)發(fā)展所必需的各種大型關(guān)鍵設(shè)備與裝置中的主要基礎(chǔ)零部件. 大型鍛件制造業(yè)既是國(guó)家裝備制造的基礎(chǔ)行業(yè), 也是關(guān)系到國(guó)家安全和國(guó)家經(jīng)濟(jì)命脈不可或缺的戰(zhàn)略性行業(yè), 其發(fā)展水平是衡量一個(gè)國(guó)家綜合實(shí)力的重要標(biāo)志.

由于金屬的凝固收縮, 大型鋼錠內(nèi)部不可避免地會(huì)產(chǎn)生一定程度的縮孔、疏松、氣孔等孔洞型缺陷. 這些缺陷的存在嚴(yán)重破壞了材料的連續(xù)性, 影響了鍛件的力學(xué)性能. 通過(guò)對(duì)100 t核電轉(zhuǎn)子用鋼錠的解剖發(fā)現(xiàn), 鋼錠中心存在長(zhǎng)度為1700 mm, 寬度為20 mm的軸線縮孔、疏松帶[1-3]. 如果不能通過(guò)鍛造過(guò)程使這些缺陷有效愈合, 會(huì)造成鍛件超聲探傷不合格, 從而導(dǎo)致批量報(bào)廢, 造成重大的經(jīng)濟(jì)損失. 為了解決這一問(wèn)題, 國(guó)內(nèi)外的科研人員通過(guò)改變砧型、砧寬比、坯料溫度等方法, 提出了多種拔長(zhǎng)方法, 以提高坯料心部的應(yīng)變, 更有效地愈合鋼錠心部的縮孔、疏松. 目前常用的方法包括寬砧強(qiáng)壓法(WHF法)、上下V形砧法(KD法)、無(wú)拉應(yīng)力法(FM法)、硬殼鍛造法(JTS法)等[4]. 針對(duì)這些鍛造方法, 研究人員對(duì)鍛造過(guò)程中采用的砧寬比、錯(cuò)砧量、壓下率等參數(shù)進(jìn)行了大量研究[5-9].

研究表明, 孔洞形狀對(duì)鍛造過(guò)程中的孔洞閉合過(guò)程有重要影響, 基于此, 本工作在總結(jié)鍛造過(guò)程中孔洞型缺陷的愈合規(guī)律并提出寬砧徑向壓實(shí)法(wide-anvil radial forging, 簡(jiǎn)稱WRF法)[10]的基礎(chǔ)上, 提出了2種全新的鍛造方法: 單向大變形壓實(shí)法和鍛間保溫鍛造法. 與傳統(tǒng)方法相比, 這些方法可以更有效地愈合鋼錠中心的縮孔、疏松缺陷, 適用于不同類型的鍛件. 這些方法簡(jiǎn)單、易于操作, 且無(wú)需增加設(shè)備投入和操作成本, 有望成為未來(lái)大鋼錠鍛造的標(biāo)準(zhǔn)方法.

1 鍛造過(guò)程中孔洞型缺陷的愈合規(guī)律

鍛造過(guò)程中, 鋼錠中孔洞型缺陷的愈合過(guò)程可以分為孔洞閉合和閉合界面焊合2個(gè)相對(duì)獨(dú)立的過(guò)程[1,11,12]. 孔洞閉合是指孔洞在鍛造過(guò)程中發(fā)生變形, 最終實(shí)現(xiàn)上下表面完全貼合. 閉合界面焊合是指在高溫下, 已經(jīng)貼合的孔洞表面通過(guò)原子擴(kuò)散和再結(jié)晶等方式實(shí)現(xiàn)焊合. 在閉合界面焊合完成后, 才實(shí)現(xiàn)了缺陷的完全愈合. 缺陷的愈合可以恢復(fù)材料的連續(xù)性, 提高鍛件性能, 保證鍛件質(zhì)量. 針對(duì)這2個(gè)過(guò)程, 研究人員進(jìn)行了大量研究[13-18], 并提出了孔洞閉合判據(jù)[19-22]和閉合界面焊合條件[23-26]. 但這些研究均是基于球形孔洞的, 而在鋼錠中孔洞的形狀非常復(fù)雜, 在進(jìn)行孔洞閉合規(guī)律的研究時(shí)必須考慮孔洞形狀這一因素.

對(duì)影響孔洞閉合的各種因素進(jìn)行系統(tǒng)研究[10,27], 發(fā)現(xiàn)變形溫度、應(yīng)變速率、摩擦系數(shù)、試樣尺寸和孔洞尺寸對(duì)孔洞的閉合過(guò)程基本沒(méi)有影響, 而試樣高徑比、孔洞位置和孔洞形狀對(duì)孔洞的閉合過(guò)程有較大影響. 進(jìn)一步研究表明, 試樣高徑比和孔洞位置是通過(guò)影響孔洞周圍的應(yīng)力、應(yīng)變條件來(lái)影響孔洞的閉合, 是間接因素. 孔洞所在位置的應(yīng)變?cè)酱? 孔洞越容易閉合. 而只有孔洞形狀是影響孔洞閉合的直接因素[10].

本課題組前期工作[10]通過(guò)有限元模擬對(duì)尺寸為直徑300 mm×400 mm的中心含孔試樣在鍛造過(guò)程中的變形情況進(jìn)行了研究. 在試樣中心部位設(shè)計(jì)不同形狀的孔洞, 來(lái)考察這種改變對(duì)孔洞臨界閉合壓下率(孔洞完全閉合時(shí)所需壓下率)的影響. 分別設(shè)計(jì)了餅狀、球形、橢球形的孔洞, 如圖1[10]所示的橢球形顯示了孔洞的外形(均為軸對(duì)稱模型). 為了描述孔洞形狀的差異, 提出了孔洞高徑比的概念. 將沿壓下方向孔洞的軸長(zhǎng)定義為高h (不一定為長(zhǎng)軸長(zhǎng)度), 將垂直于壓下方向的軸長(zhǎng)定義為徑d, h/d即為孔洞的高徑比. 圖1中高徑比最大的橢球形孔洞其高徑比為7, 高徑比為1時(shí)孔洞為球形, 而高徑比為0.5時(shí)孔洞為餅狀. 對(duì)于不同高徑比的孔洞, 通過(guò)模擬得到的孔洞臨界閉合壓下率如圖1[10]所示. 可見(jiàn), 孔洞形狀對(duì)孔洞的閉合有很大的影響: 沿變形方向孔洞的高徑比越大, 孔洞閉合所需的壓下率越大, 孔洞越難閉合. 這是由于對(duì)高徑比較大的橢球形孔洞來(lái)說(shuō), 如圖2[28]所示, 其變形過(guò)程會(huì)經(jīng)歷由橢球形變?yōu)榍蛐巍⑦M(jìn)一步變成餅狀、最終完全閉合的過(guò)程. 可以說(shuō), 橢球形孔洞的閉合過(guò)程包含了球形和餅狀孔洞的閉合過(guò)程, 因此其閉合最困難、需要的臨界閉合壓下率最大. 可以采用沿變形方向的孔洞高徑比來(lái)作為孔洞閉合難易程度的判據(jù), 在模擬條件下, h/d與孔洞的臨界閉合壓下率ΔHC/H符合以下關(guān)系:

$\begin{array}{c}\Delta H_C/H=0.267{(h/d)}^{0.374}\end{array}$(1)

式中, H為試樣原始高度, ΔHC為孔洞閉合時(shí)所需的壓下量.

圖1   孔洞形狀對(duì)臨界閉合壓下率的影響[10]

Fig.1   Effect of void shape on critical height reduction ratio[10]

圖2   高徑比為3的橢球形孔洞在不同壓下率下的變形情況和應(yīng)變場(chǎng)分布情況[28]

Fig.2   Void shapes and strain distribution of samples with an ellipse void under different reduction ratios[28]
(a) original shape (void height-diameter ratio h/d=3)
(b) reduction ratio of 20%
(c) reduction ratio of 32.5%
(d) void closed under reduction ratio of 41.5%

綜上所述, 在影響孔洞閉合的各個(gè)因素中, 只有孔洞形狀是影響孔洞閉合的直接因素, 也是最本質(zhì)、最重要的因素. 對(duì)于不同形狀的孔洞, 其閉合難易程度有很大差異. 將各種形狀孔洞歸一化為具有一定高徑比的橢球形后, 則沿變形方向孔洞的高徑比越大, 孔洞越難閉合. 因此, 在評(píng)估鍛造工藝對(duì)孔洞型缺陷的壓實(shí)效果時(shí), 必須將孔洞形狀作為首要的因素考慮, 對(duì)鋼錠中真實(shí)的孔洞形狀進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化后考慮其是否能在鍛造過(guò)程中閉合, 而不應(yīng)簡(jiǎn)單采用球形孔洞的閉合作為實(shí)際縮孔、疏松閉合的判據(jù), 這種處理方法是以往絕大多數(shù)研究工作未曾考慮到的. 在評(píng)估鍛造工藝對(duì)孔洞型缺陷的壓實(shí)能力時(shí), 需要將孔洞所在位置的應(yīng)力應(yīng)變條件和孔洞的形狀特征結(jié)合起來(lái)考慮, 只有這樣得到的閉合判據(jù), 才能夠有效指導(dǎo)生產(chǎn)實(shí)踐.

2 寬砧徑向壓實(shí)法(WRF法)

在實(shí)際鋼錠中, 由于金屬的凝固順序是從表面到中心, 因此, 鋼錠中心的縮孔、疏松缺陷通常呈長(zhǎng)條狀(管狀)沿軸線分布. 在鐓粗過(guò)程中, 由于中心縮孔、疏松的高徑比很大, 非常難以使其閉合. 根據(jù)上述模擬結(jié)果, 鐓粗過(guò)程中對(duì)于h/d=7的孔洞來(lái)說(shuō), 即使在50%的壓下率下仍然難以使其完全閉合. 而在真實(shí)鋼錠中, 中心縮孔、疏松的高徑比可能遠(yuǎn)大于7[1], 因此在鍛造過(guò)程中, 鐓粗對(duì)于中心縮孔、疏松的閉合作用是非常有限的, 主要依靠拔長(zhǎng)過(guò)程來(lái)愈合鋼錠的中心疏松.

2.1 寬砧徑向壓實(shí)法的提出

為了解決傳統(tǒng)工藝的問(wèn)題, 加大鋼錠中心部位的應(yīng)變以壓實(shí)孔洞型缺陷, 本課題組前期工作[10]基于孔洞高徑比對(duì)孔洞閉合過(guò)程的重要影響這一認(rèn)識(shí), 提出了寬砧徑向壓實(shí)法. 此工藝使用上下大平板, 沿鋼錠直徑方向進(jìn)行壓下, 這與傳統(tǒng)的軸向鐓粗和普通拔長(zhǎng)方法完全不同. 這種工藝的優(yōu)點(diǎn)是可以使應(yīng)變集中于鋼錠中心區(qū)域, 彌補(bǔ)傳統(tǒng)拔長(zhǎng)方法應(yīng)變離散的缺點(diǎn), 在生產(chǎn)過(guò)程中更容易控制, 有利于保證工藝的穩(wěn)定性. 而且由于鋼錠的中心縮孔、疏松沿軸線分布, 因此沿徑向的壓下可以最大程度滿足孔洞閉合所需高徑比的最佳條件, 彌補(bǔ)了傳統(tǒng)鐓粗工藝的不足.

為了驗(yàn)證該工藝的效果, 建立了使用寬砧徑向壓實(shí)法鍛造含孔洞鋼錠的有限元模型. 鍛造前鋼錠外形為圓柱體, 原始尺寸為直徑2230 mm×2370 mm (去除冒口), 在鋼錠中心偏向冒口端存在縮孔、疏松的位置制造一個(gè)尺寸、形狀與實(shí)際孔洞相類似的簡(jiǎn)化模型, 孔洞模型呈圓柱體狀, 尺寸為直徑12.14 mm×90 mm, 在圓柱體棱部有半徑為5 mm的圓角.

使用該模型進(jìn)行模擬, 模擬結(jié)果如圖3a[10]所示. 可見(jiàn), 該方法使鋼錠沿軸線分布的應(yīng)變較大, 可達(dá)0.6以上, 且分布均勻. 圖3b[10]的結(jié)果顯示僅需施加20%的壓下率即可使孔洞完全閉合.

圖3   寬砧徑向壓實(shí)法孔洞壓實(shí)效果模擬[10]

Fig.3   Simulation of void crushing using wide anvil radial forging[10]
(a) strain distribution after wide anvil radial forging
(b) void shape after wide anvil radial forging

對(duì)于大型鋼錠, 為了減輕中心縮孔、疏松缺陷, 通常其高徑比較小. 在鋼錠高徑比小于1.2的情況下, 可以直接使用寬砧徑向壓實(shí)法代替第一次鐓粗, 即在鍛前加熱后直接進(jìn)行寬砧徑向壓實(shí). 如果鋼錠的高徑比大于1.2, 可以先進(jìn)行預(yù)鐓粗, 將其鐓粗至高徑比小于1.2, 再進(jìn)行寬砧徑向壓實(shí). 預(yù)鐓粗的目的是改變鋼錠的外形, 以保證隨后的寬砧徑向壓實(shí)可以采用較大的壓下率. 此后可以使用傳統(tǒng)的拔長(zhǎng)工藝進(jìn)行拔長(zhǎng), 到達(dá)預(yù)定尺寸后再進(jìn)行下一次的鐓粗拔長(zhǎng). 使用已有壓機(jī)就可以實(shí)現(xiàn)此工藝的操作, 不需要大量的投入進(jìn)行技術(shù)改造, 工藝簡(jiǎn)便易行, 有望成為未來(lái)大鋼錠鍛造的標(biāo)準(zhǔn)方法.

2.2 寬砧徑向壓實(shí)法的工業(yè)驗(yàn)證

與鋼錠相比, 直徑600 mm的連鑄圓坯由于沒(méi)有冒口對(duì)其中心縮孔、疏松進(jìn)行補(bǔ)縮, 因此, 其中心區(qū)域通常存在嚴(yán)重的貫穿性縮孔、疏松缺陷, 采用普通鍛造工藝難以使其有效愈合, 通常只能使用其鍛造筒類、管類件, 這嚴(yán)重限制了其使用范圍. 大斷面連鑄圓坯的中心貫穿性縮孔、疏松與大型鋼錠中心的縮孔、疏松缺陷形狀和分布非常相似, 因此使用連鑄坯來(lái)驗(yàn)證寬砧徑向壓實(shí)法的有效性.

本課題組前期工作[10]中使用的直徑600 mm連鑄圓坯在生產(chǎn)過(guò)程中出現(xiàn)了大規(guī)模質(zhì)量問(wèn)題, 連鑄坯軸線上存在肉眼可見(jiàn)的縮孔、疏松缺陷(直徑達(dá)1 mm), 中心區(qū)域存在大面積點(diǎn)狀偏析, 嚴(yán)重影響產(chǎn)品質(zhì)量. 之前使用WHF等方法鍛造的棒材按照GB/T 6402-1991的2級(jí)探傷標(biāo)準(zhǔn)檢驗(yàn), 合格率不到20%. 因此, 以此連鑄坯為基礎(chǔ), 取9支4 m長(zhǎng), 直徑600 mm的連鑄坯, 將每支連鑄坯切為兩段, 其中一段使用寬砧徑向壓實(shí)法, 另一段作為對(duì)比使用傳統(tǒng)的KD法進(jìn)行拔長(zhǎng). 其中一支坯料的截面照片如圖4[10]所示, 其中心存在著肉眼可見(jiàn)的嚴(yán)重縮孔、疏松缺陷.

圖4   連鑄坯橫截面照片[10]

Fig.4   Picture of the continuous casting billet[10]
(a) section of the continuous casting billet
(b) local amplification of the center of the billet

對(duì)9支直徑600 mm, 長(zhǎng)2 m的連鑄坯使用寬砧徑向壓實(shí)法沿徑向壓下, 壓成扁方后回爐加熱, 使已閉合的孔洞有充分的時(shí)間焊合. 之后使用600 mm寬砧拔長(zhǎng), 摔圓至直徑385 mm, 此鍛造過(guò)程如圖5[28]所示. 作為對(duì)比, 另取9支連鑄坯, 使用600 mm寬上平砧和下V型砧直接拔長(zhǎng), 再摔圓至直徑385 mm.

圖5   連鑄坯鍛造過(guò)程: 鍛前加熱、寬砧徑向壓實(shí)、拔長(zhǎng)、摔圓至最終尺寸[28]

Fig.5   Forging processes of the continuous casting billet[28]
(a) heating before forging (b) wide-anvil radial forging (c) cogging (d) rounding to final dimension

鍛造結(jié)束后, 采用較為嚴(yán)格的GB/T 6402-1991 2級(jí)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行探傷. 探傷結(jié)果顯示, 使用上平砧和下V型砧直接拔長(zhǎng)的對(duì)照組9支連鑄坯有5支合格, 合格率為55.6%. 觀察發(fā)現(xiàn), 沿坯料軸線隨機(jī)分布著點(diǎn)狀或密集狀的缺陷. 這是由于拔長(zhǎng)過(guò)程中壓下率較小, 在局部接砧區(qū)域存在變形死區(qū), 此區(qū)域內(nèi)的縮孔、疏松無(wú)法有效愈合, 從而導(dǎo)致探傷不合格. 采用寬砧徑向壓實(shí)法的9支連鑄坯合格率為100%. 這是由于使用寬砧徑向壓實(shí)工藝后, 應(yīng)變均勻地沿坯料軸線分布, 不存在變形死區(qū), 可使軸線縮孔、疏松有效愈合.

鍛造完成后, 將使用寬砧徑向壓實(shí)法鍛造的連鑄坯沿徑向剖開(kāi)、取樣, 進(jìn)行低倍檢測(cè), 結(jié)果如圖6[28]所示. 可見(jiàn), 鍛件中心部位并未發(fā)現(xiàn)明顯的缺陷, 鍛件組織均勻致密. 這表明寬砧徑向壓實(shí)法可以有效愈合坯料中心的孔洞.

圖6   使用寬砧徑向壓實(shí)法鍛造的連鑄坯截面和截面中心區(qū)域低倍檢測(cè)照片[28]

Fig.6   Macrostructure of forged continuous casting billet using wide anvil radial forging method[28]
(a) cross section of the billet (b) local amplification of the center of billet

可見(jiàn), 寬砧徑向壓實(shí)法對(duì)愈合鋼錠或連鑄坯軸線縮孔、疏松缺陷有非常良好的效果, 可以提高其探傷合格率, 大大降低報(bào)廢風(fēng)險(xiǎn).

3 單向大變形壓實(shí)法

基于以上研究, 在壓機(jī)壓力較小, 不滿足寬砧徑向壓實(shí)法使用條件時(shí), 提出了單向大變形壓實(shí)法. 該方法通過(guò)兩個(gè)道次的單方向變形將坯料鍛造成扁方狀, 所需壓力較小. 與寬砧徑向壓實(shí)法類似,該方法同樣可以使應(yīng)變集中于鋼錠中心區(qū)域, 滿足孔洞閉合所需高徑比的最佳條件, 從而使用小壓力實(shí)現(xiàn)缺陷的有效愈合. 但其缺點(diǎn)在于穩(wěn)定性不如寬砧徑向壓實(shí)法, 對(duì)錯(cuò)砧等工藝操作要求較高.

單向大變形壓實(shí)法的工藝關(guān)鍵在于使用上下平砧沿同一方向?qū)ε髁线M(jìn)行兩道次的單向大變形. 所使用平砧寬度應(yīng)在壓機(jī)能力允許范圍內(nèi)盡量大. 第一道次壓下量為25%, 第二道次的壓下量為15%, 在兩道次之間錯(cuò)砧量為半砧, 以保證坯料軸線上應(yīng)變均勻分布. 變形結(jié)束后, 坯料呈扁方狀, 此時(shí)坯料內(nèi)部缺陷已順利閉合. 將坯料回爐重新加熱并長(zhǎng)時(shí)間保溫?cái)U(kuò)散, 坯料內(nèi)部已閉合的缺陷會(huì)在長(zhǎng)時(shí)間高溫作用下通過(guò)擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)愈合.

為了驗(yàn)證工藝的有效性, 對(duì)直徑370 mm×3700 mm長(zhǎng)鋼錠進(jìn)行了鍛造. 該長(zhǎng)鋼錠凝固過(guò)程中冒口補(bǔ)縮作用很小, 沿軸線分布著非常嚴(yán)重的縮孔、疏松缺陷, 尺寸可達(dá)到毫米級(jí)別, 如圖7所示.

圖7   長(zhǎng)鋼錠軸線處缺陷低倍檢測(cè)結(jié)果

Fig.7   Macrostructures of defects in the center of the long casting ingot

使用3000 t壓機(jī)、400 mm寬砧對(duì)該長(zhǎng)鋼錠進(jìn)行鍛造. 沿同一方向進(jìn)行兩個(gè)道次的變形, 第一道次壓下量為90 mm, 第二道次壓下量為60 mm, 變形結(jié)束后坯料為扁方狀, 如圖8所示. 將坯料回爐, 在1200 ℃進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間保溫, 使坯料中已閉合的缺陷完全焊合. 保溫結(jié)束后將坯料鍛造至最終尺寸. 鍛造后探傷結(jié)果顯示鍛件內(nèi)無(wú)直徑2 mm以上的缺陷, 內(nèi)部質(zhì)量良好, 表明鋼錠中的嚴(yán)重缺陷也可以使用本方法使其完全愈合.

圖8   長(zhǎng)鋼錠經(jīng)過(guò)兩道次相同方向的變形后的照片

Fig.8   Photo of long casting ingot after two forging passes along the same direction

該工藝已應(yīng)用于多家企業(yè)的生產(chǎn)中, 成為其標(biāo)準(zhǔn)鍛造方法. 以在某公司的應(yīng)用為例, 采用單向大變形壓實(shí)法后, 其鍛件合格率由60.0%提高到94.2%, 為企業(yè)創(chuàng)造了重大的經(jīng)濟(jì)效益.

4 管板類鍛件的鍛間保溫鍛造法

鍛造過(guò)程中, 鋼錠中孔洞型缺陷的愈合過(guò)程可以分為孔洞閉合和閉合界面焊合2個(gè)相對(duì)獨(dú)立的過(guò)程[1,11,12]. 鍛造過(guò)程中, 必須先使孔洞型缺陷閉合, 這通常依靠有效的鍛造工藝實(shí)現(xiàn). 在缺陷閉合后, 必須滿足界面焊合條件, 使已閉合的缺陷界面完全焊合, 缺陷的愈合過(guò)程才全部完成. 如果缺陷閉合后鍛造工藝設(shè)計(jì)不合理, 無(wú)法滿足界面焊合條件, 則會(huì)有裂紋狀的缺陷殘留, 從而導(dǎo)致探傷不合格. 界面焊合主要依靠高溫下的擴(kuò)散過(guò)程, 溫度、保溫時(shí)間和應(yīng)力都會(huì)對(duì)擴(kuò)散過(guò)程產(chǎn)生影響. 溫度越高、保溫時(shí)間越長(zhǎng)、壓應(yīng)力越大, 越有利于已閉合缺陷的界面焊合. 因此, 在制定鍛造工藝時(shí), 必須首先使缺陷閉合, 之后保證閉合界面焊合, 才能有效愈合鋼錠內(nèi)部的縮孔、疏松缺陷.

在生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn), 管板類鍛件的探傷合格率遠(yuǎn)小于普通軸類或模塊類鍛件. 這是由于管板類鍛件雖然總變形量很大, 但其變形是沿單一方向, 在鍛造工藝設(shè)計(jì)不合理的情況下, 僅能使缺陷閉合, 而不能使閉合界面焊合, 造成大量片狀缺陷殘留. 基于此, 提出了鍛間保溫工藝, 可以有效地使管板中的已閉合缺陷完全焊合.

4.1 管板鍛件的修復(fù)實(shí)驗(yàn)

利用報(bào)廢管板進(jìn)行了鍛件修復(fù)實(shí)驗(yàn). 管板鍛件如圖9a[28]所示, 其探傷結(jié)果如圖9b[28]所示. 管板厚度約為270 mm, 管板外圓向內(nèi)360 mm和內(nèi)圓向外160 mm區(qū)域內(nèi)無(wú)缺陷, 其余部分均存在大面積缺陷. 在探傷過(guò)程中底波消失, 說(shuō)明缺陷尺寸很大.

圖9   管板鍛件及其缺陷區(qū)域示意圖[28]

Fig.9   Tube plates (a) and sketch of defect area (unit: mm) (b)[28]

使用鍛間保溫工藝對(duì)含缺陷管板鍛件進(jìn)行改鍛, 以修復(fù)其內(nèi)部缺陷. 如圖10[28]所示, 使用1.7 m寬砧分3次下壓, 使砧子覆蓋鍛件表面, 每次壓下量為20~50 mm, 鍛后回爐, 在1200 ℃下保溫10 h. 鍛后探傷發(fā)現(xiàn)大面積缺陷已經(jīng)消除, 但在部分區(qū)域存在小面積缺陷殘留. 這是由于布砧情況不理想, 部分缺陷區(qū)域沒(méi)有變形, 導(dǎo)致了小區(qū)域缺陷殘留, 但這不影響工藝的有效性, 可以通過(guò)適當(dāng)調(diào)整布砧使缺陷完全消除. 通過(guò)再次鍛造, 使布砧區(qū)域包含該區(qū)域后, 殘留的缺陷也被完全消除. 這證明, 鍛間保溫工藝對(duì)缺陷的愈合是有效的, 使用合適的工藝可以消除管板中的大面積缺陷.

圖10   管板鍛造過(guò)程中布砧情況及缺陷區(qū)域示意圖[28]

Fig.10   Die positioning during forging of the tube plate and its defect area[28]

4.2 管板鍛件的鍛造方法

基于以上研究, 提出了一種可以有效控制管板鍛件內(nèi)部缺陷的鍛間保溫鍛造法. 其工藝關(guān)鍵點(diǎn)如下: 將坯料鐓粗至壓機(jī)壓力極限后, 使用旋轉(zhuǎn)壓平法繼續(xù)變形, 使坯料高度不斷降低, 并通過(guò)滾圓使坯料保持圓柱形. 在倒數(shù)第二火使用旋轉(zhuǎn)壓平法將坯料變形至厚度為最終鍛件厚度的1.1倍. 之后將坯料回爐進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間高溫?cái)U(kuò)散, 使坯料中已閉合的缺陷有充足的時(shí)間愈合. 最后將坯料鍛造至最終鍛件尺寸.

管板鍛件的修復(fù)實(shí)驗(yàn)證實(shí)了鍛間保溫工藝能夠使已閉合缺陷的界面完全焊合. 在鍛造過(guò)程中使用該工藝, 可以順利愈合鍛件內(nèi)的孔洞型缺陷, 提高鍛件合格率. 這對(duì)鍛造工藝設(shè)計(jì), 尤其對(duì)于管板鍛件的鍛造具有重要意義. 此工藝未來(lái)有望成為管板類鍛件鍛造的標(biāo)準(zhǔn)方法.

5 結(jié)論

(1) 總結(jié)了寬砧徑向壓實(shí)工藝, 該工藝可使應(yīng)變集中于坯料中心區(qū)域, 并使應(yīng)變均勻地沿坯料軸線分布, 不存在變形死區(qū). 同時(shí), 可以滿足孔洞閉合所需高徑比的最佳條件, 能夠有效愈合鋼錠的中心縮孔、疏松缺陷. 模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的有效性.

(2) 針對(duì)壓機(jī)壓力較小的情況, 提出了單向大變形壓實(shí)法, 使用較小壓力即可保證較大鍛件內(nèi)部缺陷完全愈合. 并通過(guò)長(zhǎng)鋼錠的鍛造實(shí)驗(yàn)證明了鋼錠中的嚴(yán)重缺陷也可以使用該方法將其完全愈合.

(3) 基于界面焊合原理, 提出了鍛間保溫鍛造法. 利用該工藝成功進(jìn)行了含缺陷管板的修復(fù)實(shí)驗(yàn), 使已閉合缺陷的界面實(shí)現(xiàn)了完全焊合. 這對(duì)鍛造工藝設(shè)計(jì), 尤其對(duì)管板鍛件的鍛造工藝設(shè)計(jì)具有重要意義.

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