核電用大型餅類鍛件排砧工藝的研究

丁燕青，高錦張，王興中，馬武江

（1.東南大學 材料科學與工程學院，江蘇 南京 211189；2.上海新閔重型鍛造股份有限公司，江蘇 東臺 224200）

核電用大型餅類鍛件排砧工藝的研究

丁燕青1，高錦張1，王興中2，馬武江2

（1.東南大學 材料科學與工程學院，江蘇 南京 211189；2.上海新閔重型鍛造股份有限公司，江蘇 東臺 224200）

為了解決大型餅類鍛件成形過程中因鍛件變形不均勻引起的層狀裂紋缺陷，通過DEFORM-3D有限元軟件建立了排砧工藝的有限元模型，對傳統下平臺的排砧工藝進行了改進，提出了上下平砧的對稱排砧工藝。模擬結果表明使用上下平砧且相鄰道次錯砧的對稱排砧工藝方案能夠較大提高鍛件的應變均勻程度，減小裂紋傾向；在該工藝方案下采用15%壓下率和400mm進砧量的工藝參數可在鍛件心部獲得穩定的壓應力狀態，同時具有較高的均勻變形率。通過產品試制和批量生產驗證了該工藝方案的合理性。

大型餅類鍛件；對稱排砧工藝；數值模擬

核電大型餅類鍛件主要用于核反應堆中心筒支承端蓋、蒸發器管板、封頭等主要部件，工作環境惡劣，對鍛件的綜合機械性能要求很高[1]。該類鍛件的鍛造過程主要由開坯和成形兩部分組成，開坯鍛造通過多次鐓拔打碎粗大的鑄態組織并鍛合鑄造缺陷，成形工序通過整體鐓粗或局部鐓粗得到目標鍛件。在普通平板鐓粗成形過程中，與上下平砧接觸的端面存在較大的難變形區，鍛件在軸線方向上變形不均勻，造成層狀的剪切裂紋，廢品率高[2]。解決這類問題的主要方法是提高鍛件在成形過程中的變形均勻程度，避免鍛件內部裂紋的產生。

核電大型餅類鍛件在實際生產中常用的成形方案主要分為兩類：①改變工具形狀，包括壓窩法[3]和錐形砧鐓粗法[4]等，需要特殊的上砧且鍛造過程中需要換砧；②改變布砧方式，采用小平砧進行局部成形工藝，包括旋轉進砧法和排砧法等，鍛造過程不需換砧，操作簡便。旋轉進砧法和排砧法都屬于平砧成形工藝，是整體變形工藝基于局部成形提高鍛件變形均勻性的思想，在坯料端面局部壓下，上砧與坯料接觸面的減小，減小了難變形區域，能夠較大地提高變形均勻性。

本文利用有限元軟件對大型餅類鍛件的排砧工藝進行數值模擬，分析成形工具、錯砧方式、進砧量和壓下率等鍛造工藝參數對排砧工藝的影響，并通過產品試制驗證改進工藝方案的合理性。

1 排砧工藝

傳統的排砧工藝為上平砧、下平臺的鍛造方式，但心部大變形量會加劇裂紋的產生[5]，同時由于心部變形集中，很難通過錯砧來提高其均勻變形率，因此仍需改進。為了增大變形的均勻程度，提高整體機械性能，減小裂紋萌生傾向，提出了類似于平砧拔長，使用上、下對稱平砧鍛造方式的新型排砧工藝。與傳統的排砧工藝不同，由于其成形工具對稱，上下端面同時進行局部變形，心部應變不集中，可通過錯砧進一步提高鍛件的變形均勻性。兩種排砧工藝的鍛造方式如圖1所示。

圖1 排砧工藝的有限元模型

不同于旋轉壓下工藝，排砧工藝特點是相鄰兩個工步的平砧平行排布，平砧壓完一個平面稱為一個道次，對于不同坯料直徑和進砧量，每道次所需的工步不同，以每個面平砧壓下四個工步為例，平砧排布順序如圖2所示。傳統排砧工藝其單方向的平砧排布會造成鍛件為橢圓形，可使前后道次之間平砧排布方向垂直以保證最終工件為規則圓形從而減少后期整形工序。

圖2 平砧排布順序

2 模型建立及模擬參數設置

本文以DEFORM-3D軟件作為仿真模擬平臺，初始坯料和上、下模的有限元模型如圖1所示，采用自適應四面體網格。初始坯料為18MnD5[6]，主要成分如表1所示，尺寸為?1350mm×800mm；上、下模材料為AISI-H13（H13），平砧砧寬800mm，下平臺尺寸為?2500mm×500mm。坯料為剛塑性材料模型，上下模為剛性材料模型，具體模擬參數如表2所示。

表1 18MnD5的化學成分/（質量分數，%）

表2 模擬參數設置

3 排砧工藝模擬方案

圖3 道次間的平砧排布方向

針對成形工具、平砧排布方式及錯砧提出了四種成形工藝方案并進行數值模擬，前三種工藝方案為對稱排砧工藝，第四種以傳統的排砧工藝作為對比。均采用四道次壓下，圖3所示道次間的平砧排布方向分為兩類：相鄰道次間平砧排布方向平行，只在2、3道次間坯料旋轉90°；間隔道次間平砧排布方向平行，即每道次間的坯料均旋轉90°。只有道次間平砧排布方向平行時才能錯砧，因此前者對應相鄰道次錯砧方式即1、2道次錯砧，3、4道次錯砧；后者對應間隔道次錯砧方式，即1、3道次錯砧，2、4道次錯砧；錯砧量均為進砧量的1/2。四種工藝方案壓下率均為15%，每道次的壓下量分別為120mm、100mm、90mm、70mm，進砧量為450mm。四種排砧工藝方案如下。

方案1：上、下平砧的排砧工藝方案，有錯砧；1、2道次1/2錯砧，3、4道次1/2錯砧，為保證鍛件形狀規則，2、3道次之間鍛件沿軸線旋轉90°。

方案2：上、下平砧的排砧工藝方案，有錯砧；1、3道次1/2錯砧，2、4道次1/2錯砧，為保證鍛件形狀規則，每道次之間鍛件沿軸線旋轉90°。

方案3：上、下平砧的排砧工藝方案，無錯砧；每道次之間鍛件沿軸線旋轉90°。

方案4：上平砧、下平臺的排砧工藝方案，無錯砧；每道次之間鍛件沿軸線旋轉90°，2道次后沿水平方向旋轉180°，以相同方式壓另一端面。

4 模擬結果及分析

4.1 工藝方案對應變均勻程度的影響

在大型餅類鍛件鍛造過程中，開坯階段的多次大比例鐓拔已經最大程度上改善了毛坯的質量，因此在成形階段不需要大的變形程度，此時應盡量提高鍛件的應變均勻程度以避免成形過程中形成層狀剪切裂紋，從而保證鍛件綜合機械性能，提高鍛件質量。

4.1.1 鍛件中心剖面應變分析

圖4為四種工藝方案終鍛完成時沿徑向中心剖面的等效應變云圖，對比發現方案1的等效應變均勻程度明顯大于方案2、方案3和方案4。在接砧區域，四種方案的鍛件表面均存在不同程度的應變集中現象，但方案1和方案2并不明顯，而方案3和方案4較為明顯。由于方案3無錯砧，造成前后兩個道次的接砧位置相同，引起大應變區域重合而造成應變集中；在相同壓下量下，由于方案4靠近下平臺位置鍛件幾乎不發生變形，鍛造過程中變形集中在上平砧壓下區域，單面壓下量是其他方案的2倍，因此在表面區域會因變形疊加而產生應變集中區域。

圖4 中心剖面的等效應變云圖

圖5 水平中心線上的等效應變

圖5給出了各鍛件水平中心線上的等效應變分布規律，對比發現方案1應變最為均勻，方案2次之，方案3由于不存在錯砧，變形較不均勻，接砧位置中部變形較小。在方案4中，由于采用上平砧、下平臺的鍛造方式，上下端面的鍛造工具不對稱，變形主要集中在上平砧處，同時前兩道次的壓下量最大，其變形區域主要集中在一側端面，另一端面變形程度較小，造成變形不均勻；另外，鍛件邊緣位置應變相對中心區域應變較小，中部應變集中。對比前3種方案可以發現，錯砧能夠有效減小心部應變的不均勻性并消除表面應變集中。方案1等效應變分布較方案2更為均勻，表明相鄰道次間錯砧比間隔道次間錯砧更為有利。圖6為各鍛件沿中心軸線上的等效應變分布圖，表明方案1在軸線上變形最為均勻，能夠抑制層狀剪切裂紋的產生，方案3和方案4軸線上變形不均勻，應變梯度較大，心部易產生裂紋等缺陷。

圖6 中心軸線上的等效應變

4.1.2 鍛件整體應變分析

為了更全面地判斷鍛件整體的變形均勻程度，通過DEFORM-3D后處理輸出所有單元的等效應變，計算其平均等效應變和等效應變離散系數。對于一個分布不均勻的應變場，中等變形區域占總變形區域的比值為此應變場的均勻變形率，中等變形區域臨界值由公式ε=α(εmax-εmin)決定[7]。ε為臨界值系數因子，定義當0．6<α<0.9時的應變區域為中等變形區域。表3給出了4種方案的平均等效應變、等效應變離散系數及均勻變形率。

表3 四種方案的數據比較

在相同壓下率和進砧量下，四種工藝方案的平均等效應變都在0.72～0.76之間，差距較小，但等效應變離散系數和均勻變形率有較大差別。方案1和方案2的均勻變形率遠大于方案3和方案4，其中等變形區域所占比例較大，變形較均勻，相應的離散系數也較小，從整體變形上說明了錯砧的優點；同時，方案1的均勻變形率相對于方案2進一步提高，表明相鄰道次錯砧更為有利；方案3比方案4的均勻變形率有較大提高，表明上、下平砧的成形方式更為有利。

4.1.3 對稱排砧工藝提高變形程度的機制分析

在鍛造過程中，由于上、下平砧鍛造方式的成形工具是對稱排布的，鍛件變形主要位于中部，相鄰工步之間應變疊加極小，在接砧位置心部出現小應變區域，如圖7a所示，可通過前后道次之間的錯砧來消除內部應變的不均勻性。而在上平砧、下平臺的鍛造方式中，坯料受到下平臺的影響，整體受力，大應變區域集中在中上部導致相鄰工步之間應變產生疊加，如圖7b所示，經多道次壓下后中部出現較大的應變集中（如圖4方案4所示），因此變形不均勻且無法通過錯砧來改善，很難提高變形均勻程度。

圖7 兩種鍛造方式第1道次、第2工步的等效應變

綜上所述，通過對四種工藝方案中心剖面及鍛件整體應變分布的對比，可得方案1相鄰道次平砧平行排布且錯砧的對稱排砧工藝方案的變形均勻程度最大，產生層狀剪切裂紋的可能性最小。

4.2 工藝參數對對稱排砧工藝的影響

局部鍛造過程中存在變形區的自由端和非變形區的剛性端，金屬應力狀態除了受工具的影響外，還受未變形金屬的影響[8]。當平砧壓坯料邊緣（每一道次的第一工步和最后工步）時，外側坯料的金屬流動未受到阻礙，金屬沿徑向流動較為明顯，對內側金屬產生了拖拽作用，產生徑向拉應力；這對鍛件的應力狀態十分不利，因此主要研究此時進砧量和壓下率對鍛件的靜水應力分布和徑向應力狀態的影響。

圖8 壓下量為15%時，不同進砧量下的靜水應力分布

圖8給出了第1道次、第一工步時鍛件沿徑向中心剖面上的靜水應力分布，隨著進砧量的增大，大靜水壓應力區域比例（-11.2～-22.5MPa）逐漸增大。靜水拉應力區域則隨著進砧量的增大而向另一端移動，同時平砧下的靜水壓應力區域逐漸增大，心部區域的靜水壓應力區域也相應擴展，因此可通過增大進砧量使靜水拉應力區域偏移心部從而讓心部區域進入靜水壓應力狀態，有利于抑制心部裂紋的萌生和擴展。

圖9 鍛件心部靜水應力

圖10 鍛件心部徑向應力

圖9、圖10分別為第一道次、第一工步時不同進砧量下鍛件中心點（P1點）的靜水應力-壓下率曲線和徑向應力-壓下率曲線。當進砧量大于320mm時且壓下率大于10%時，鍛件心部處于靜水壓應力狀態，隨著進砧量的增大，心部靜水壓應力（絕對值）增大。當進砧量大于400mm且壓下率大于10%時，心部徑向應力始終為壓應力，且隨著進砧量增大，徑向壓應力（絕對值）增大。分析靜水應力和徑向應力的變化趨勢發現當壓下率大于15%時，壓應力增大速率變緩，因此壓下率宜大于15%。

圖11 不同進砧量下均勻變形率-壓下率曲線

圖11給出了鍛造完成后不同進砧量和壓下率下的均勻變形率，此時的壓下率為每一道次坯料整體的壓下量。對于同一總壓下量380mm，當壓下率分別取10%、15%、20%、25%時所對應的平砧壓下道次分別為6、4、3、2道次。均勻變形率與壓下率呈負相關關系，這是由于壓下率小時，單個工步下的應變較小，可通過多次小變形的積累來提高均勻變形率。同時平砧壓下道次越多，錯砧的次數也越多，進一步消除前后道次之間的應變差。當壓下率超過15%時，均勻變形率下降較快，因此壓下率不宜大于15%。同理，均勻變形率隨進砧量的增大而減小，為了保證較大的均勻變形率，同時考慮鍛件心部壓應力的影響，進砧量取400mm為宜。

綜合分析壓下率、進砧量對應力、應變狀態的影響規律，對于尺寸為?1350 mm×800mm的坯料，壓下率選取15%較為適宜，進砧量取400mm較為適宜。

5 產品試制

通過對排砧工藝的數值模擬得到了合理的工藝方案和工藝參數，在60MN鍛造設備上采用方案1和15%壓下量，400mm進砧量的參數進行餅類鍛件的試制，坯料尺寸、溫度以及液壓機設置均與模擬參數一致。圖12為鍛造完成后機械加工至目標尺寸的大型餅類鍛件。對于常用的傳統排砧工藝方案的管板鍛造完成經超聲波平面探測后，發現密集缺陷（陰影部分），如圖13所示，最大當量為?4mm，單個缺陷最大?4mm+13dB，超出標準；缺陷深度為180mm～220mm左右，與方案4的應變集中區域基本重合。而方案1未發現有大于?4mm的密集缺陷，符合標準。該工藝方案下鍛件棒料試樣的力學性能和組織性能均能夠滿足AP1000核反應堆支承端蓋的使用要求。目前該工藝已進入批量生產階段，產品合格率較傳統的排砧工藝提升了50%左右。

圖12 機加工后的餅類鍛件

圖13 傳統排砧工藝的缺陷分布

6 結論

通過對核電大型餅類鍛件排砧工藝的數值模擬，研究了成形工具、平砧排布方式、錯砧、進砧量和壓下率等工藝參數對鍛件應力應變場的影響規律并進行了產品試制，得到如下結論：

（1）對稱排砧工藝比傳統的排砧工藝的變形均勻性大；相鄰道次平砧平行排布且錯砧的對稱排砧工藝方案能夠極大提高鍛件的均勻變形程度，有效降低產生剪切裂紋的可能性。

（2）對于對稱排砧工藝，坯料尺寸為?1350 mm× 800mm、壓下率在15%左右、進砧量在400mm左右時較為合理，此時鍛件心部有較大的靜水壓應力且無徑向拉應力，同時有相對較大的變形均勻程度。

（3）通過產品試制和批量生產驗證了該工藝方案的合理性，無損檢測結果表明該方案可有效抑制裂紋產生，能夠提高產品合格率。

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Research on parallel anvil process for heavy disk forgings used in nuclear power plant

DING Yanqing1，GAO Jinzhang1，WANG Xingzhong2，MA Wujiang2
（1.School of Materials Science and Engineering，Southeast University，Nanjing 211189，Jiangsu China；2.Shanghai Xinmin Heavy Forging Co.，Ltd.，Dongtai 224200，Jiangsu China)

In order to solve the laminated crack in heavy disk forgings caused by inhomogeneous deformation,the traditional parallel anvil process was improved and the symmetrical parallel anvil process was proposed.The process was modeled and simulated by DEFORM-3D finite element software;simulation indicated the strain uniformity was significantly improved by symmetrical parallel anvil process with crossing configuration in adjacent pass; the forging parameters of 15%reduction ratio and 400mm feed value resulted in homogeneous deformation and compressive stress state in forging center.The process was verified by the trial and volume production.

heavy disk forgings;symmetrical parallel anvil process;numerical simulation

TG316

A

10.16316/j.issn.1672-0121.2016.01.027

1672-0121（2016）01-0092-05

2015－11－06；

2015－12－27

丁燕青（1991-），男，碩士在讀，從事核電大型鍛件鍛造工藝研究。E-mail：drd.0412@aliyun.com