核電站用217噸起重雙鉤產品的開發研制（下）

文／趙艷敏，劉賀，王重鑫·沈陽鑄鍛工業有限公司

核電站用217噸起重雙鉤產品的開發研制（下）

文／趙艷敏，劉賀，王重鑫·沈陽鑄鍛工業有限公司

《核電站用217噸起重雙鉤產品的開發研制（上）》見《鍛造與沖壓》2017年第5期

⑵工藝過程確定。

根據217t吊鉤零件圖各截面尺寸，核算出該吊鉤鍛件重量2400kg，采用9.6t鋼錠生產，每支鋼錠出兩件成品。鍛造溫度范圍為1220～750℃。

基于上述分析，我們依據剛塑性力學模型的拉應力理論確定出217t吊鉤鉤坯鍛造工藝過程：

①一火。壓鉗口，倒棱，錯水口。

該火次要求鋼錠放在墊鐵上加熱。壓鉗口溫度可在1180℃，但仍然要有一定的保溫時間，以保料溫均勻，這樣可保證所壓鉗口不宜偏斜，減小下一火次鐓粗變形時鋼錠軸心歪斜程度，從而保證鋼錠的軸心不至于在后續變形過程中發生較大偏斜，避免大鋼錠中心部位冶金質量較差部分流動到危險截面。

②二火至三火。鐓粗φ1400mm，然后采用寬砧走扁方拔長鍛造方法進行下料。

為了使鉤坯的綜合性能指標得到提升，故增加鐓粗工序。坯料在始鍛溫度下經過充分保溫進行鐓粗。本工藝選用的9.6t鋼錠最大鐓粗為φ1400mm，鐓后錠身高度1000mm左右，此時平均高徑比接近1，應力狀態較好，有利于金屬塑性變形。但這種有利變形沒有進行徹底，這是因為變形速度較快，坯料內部溫度仍較高。據資料介紹，高溫階段，剛性區縮小，易變形區擴大，即使繼續變形一定程度，也不至于上下剛性區相交，產生附加橫向拉應力，當然若變形時間較長，坯料截面較扁，從而造成溫度下降較快，就應考慮附加橫向拉應力對鍛件內部質量的影響，這種情況是我們以下著重討論的內容。另外即使有附加橫向拉應力產生，但由于這一火次坯料溫度較高，截面仍較大，因而附加橫向拉應力的危害不是很大，而且坯料內部隨著變形程度的增大，內部的冶金缺陷得到壓實、焊合。因而很有必要突破傳統標準限制，生產過程中這一火次最大鐓粗確定為φ1500mm，使鍛后坯料高度800mm左右，這也使下一火次加熱保溫時間縮短，原子擴散距離縮短，有利于化學成分均勻化。

鐓粗后增加保溫時間，以增加下道工序的壓實效果。合理的加熱溫度是保證鋼錠在塑性變形過程中，焊合內部缺陷的必要條件之一。提高加熱溫度并在高溫下較長時間保溫，有利于金屬元素擴散均勻和改善偏析程度，同時也為鍛造時焊合大截面鍛件心部的空隙缺陷創造了有利條件。因此在鐓粗后，用寬砧拔長前嚴格控制保溫溫度，并將保溫時間增加50%。較高的始鍛溫度、坯料良好的均勻加熱狀態為寬砧走扁方拔長、進行中心壓實、焊合坯料中心疏松，創造了必要條件。該火次工藝參數的合理確定，對鉤坯的中心壓實，保證其內部質量具有重要意義。

平砧拔長矩形截面坯料，其實質就是矩形毛坯進行局部鐓粗加剛端影響的結果。由于直接處于砧子作用下的變形區要受到與其毗鄰自由端（不變形端）的作用，故與平砧單獨鐓粗方柱體相比：當砧寬比A/ H＜0.5時，會增大變形體中心的軸向拉應力σx，同時坯料心部變形量小，不利于中心壓實。而砧寬比A/H＞0.5時，會減小變形體中心的軸向拉應力σx。當A/H≥0.6～0.8時，軸向會作用著壓應力，此時坯料心部受力狀態良好，變形區出現側面單鼓形，坯料中間區域變形量大，有利于焊合冶金缺陷。

寬砧走扁方拔長法，就是為保證拔長變形體的內部質量，而采用大送進量，即滿砧進給，A=W(W為上砧寬度）；大壓下量，每次壓下率εH1和εH2都在20%左右。在拔長過程中，控制縱向砧寬比W/H在0.6～0.8之間，絕大部分拔長變形時間內，瞬時砧寬比在一個方向，即軸向可以達到最佳參數值0.7；控制橫向料寬比0.5＜B/H＜2（如圖7所示）。經過90°翻轉，確保坯料在不同方向上均產生壓縮變形，翻轉180°可使坯料在一個方向上變形十分充分，達到鍛件內部組織和性能比較均勻的效果。拔長過程中，坯料一直呈扁方狀態，在橫向截面表現為壓扁。根據剛塑性力學拉應力理論，這種條件下，坯料的變形主要在坯料中心部分，壓下量增大，易變形區擴大。再由于坯料心部受與其毗鄰自由端（不變形端）的限制，軸向受壓，從而增強了心部壓實效果，使鋼錠心部的疏松、夾雜物被充分打碎壓合。故寬砧走扁方拔長法，既可保證坯料心部的充分變形，使鋼錠內部不可避免的孔隙提前焊合，又可避免產生RST效應及表面變形不均勻。

寬砧走扁方拔長法就是用上、下寬平砧（砧寬800mm），按照WHF法壓下程序，根據具體的變形數據，在高溫下對坯料進行拔長鍛造。按照WHF法中的展寬系數公式：α=0.78-0.14H-3 、△b=α△H（α：展寬系數；H：壓下前高度；△H：高度壓下量；△b：寬度展寬量），確定每一次變形的工藝參數，計算出該拔長各過程的截面尺寸。

圖7 寬砧走扁方拔長法的縱向砧寬比及橫向料寬比示意圖

③四火。將坯料立鐓至高度350mm后拔長。

用上500mm砧，將鉤板坯料在鐓粗臺內立鐓至高350mm、截面1300mm×700mm，此時料寬比B/ H=0.27＜1。此時雖然上下剛性區相交，可能會產生附加橫向拉應力，但由于此時坯料截面仍較大，變形速度較快，熱效應明顯，坯料內部溫度較高，因此剛性區比理論上要小，而主動塑性變形區相應變大。同時由于與上砧接觸的端部溫度較高，存在滑動松馳作用，因而坯料內部引起附加橫向拉應力現象不會很明顯。因此此時不對橫向料寬比控制，有利于中心壓實效果。

該火次的鉤板拔長成形是導致該鉤板最終探傷能否合格關鍵之所在，因而對鍛造參數要嚴格控制，不僅要控制縱向砧寬比，也要控制橫向料寬比。用上平砧、下旋轉鐓粗臺、墊塊，進行最終鉤板成形，具體如圖8所示。

對橫向料寬比的鍛造控制在我公司水壓機自由鍛造技術上是一個突破，具體操作步驟如下：縱向砧寬比W/H是一個很重要的工藝參數，也就是鍛造工藝學所講述的相對送進量的概念。我公司水壓機上砧砧寬500mm，相對于現坯料高度700mm，完全可以將瞬時砧寬比控制在最佳參數0.8。從縱向拔長過程的內部應力分析來看，由于拔長過程中，不變形部位即剛端影響，而使交接部的心部應力狀態也為壓應力，這樣從縱向拔長角度，對縱向砧寬比的控制達到中心壓實的目的。

如同控制縱向砧寬比一樣，鉤坯在橫向的變形區也分為變形區和不變形區。橫向料寬比B/H，這個參數也是隨著坯料變形的瞬時參數?？刂茩M向料寬比的方法如圖8所示，在坯料中部下面墊一450mm寬、長1200mm的墊塊，壓下量為瞬時高度10%。這樣從橫向的角度來看，起始的橫向料寬比450mm/700mm=0.65，接近0.8。如前分析，可以看作在橫向上鉤坯的變形符合圖6d所示的靜水壓力狀態，而且在橫向上的變形為坯料中部進行變形，這樣坯料受到兩個不變形的剛端的作用，從而使坯料此時的變形區域具有真正意義上的三向壓應力狀態。為了保證變形均勻，翻轉180°，再按上述方法鍛造變形，達到工藝所要求的尺寸。料寬比由開始的0.6變為最終成形時的1.45，遠低于傳統工藝方案不對橫向料寬比加以控制時的數值3.9。

由于對縱向砧寬比和橫向料寬比這兩個瞬時變形參數進行了有效地控制，使瞬時變形區域內部應力狀態為壓應力，有利于鉤板塑性變形。同時根據最小阻力定律，這樣也有利于鉤板展寬。同時，使坯料內部附加橫向拉應力的破壞作用受限，不至于使鉤板中間區域有產生內裂層的危險。而且由于變形區面積變小，使水壓機的鍛造能力相對應變大，不像以前工藝，即費水壓機，壓實效果又不好，容易形成內裂而使超聲波探傷結果不合格。事實證明，這種成形方法是行之有效的。

鉤坯鍛后進行了等溫退火。出爐后尺寸交檢，確保構板部分尺寸、形狀滿足工藝要求，且桿部中心不偏移。尺寸交檢合格后對鉤板部分打磨，進行UT探傷，合格后執行后續工藝，即在胎模中悶制成形。

圖8 鉤板成形時的縱向砧寬比及橫向料寬比示意圖

在胎模內悶制工藝制定

由于217t吊鉤材質為DG34CrNiMo，其悶制成形過程中變形抗力大，熱鍛塑性較差，而且悶模內鉤頭部分投影面積較大，悶制成形比較困難，故悶制工藝定為壓印一火、粗悶兩火、精悶一火。

1）對胎模的要求。

鉤坯在每一火悶制前，均應對胎模進行預熱至200～300℃處理，以防止鉤坯因溫度驟降而引起溫度應力開裂；胎模出爐后在上、下模腔及模腔周邊100mm范圍內的表面上均勻涂抹潤滑劑，以減小鉤坯悶制時的變形阻力；每次悶制吊鉤前，應用壓縮空氣徹底清除模具下模膛內的氧化皮，防止將模具內的鉤體硌出凹坑，影響吊鉤表面質量。

2）悶制。

吊鉤悶制時應先壓模具中間，再壓兩側；除吊鉤最后一火精悶以外，應保證吊鉤每火悶制的飛邊擠出長度均≥20mm，如飛邊擠出長度＜20mm，須入爐加熱，再悶，直至飛邊擠出長度≥20mm。用模具壓印后，應進行去應力退火處理。

3）氧化皮清理。

在悶制的前二火，即粗悶后的吊鉤出爐時，須用氣焊烤其表面，把表面氧化皮清理干凈。第三火精悶裝爐前，需對吊鉤悶制表面的氧化皮徹底清理干凈，以保證吊鉤交貨時的表面質量。

4）氣割飛邊。

如后續還有吊鉤高溫悶制工序，氣割飛邊時，將飛邊長度保留10mm，不全氣割掉。最后一火精悶后氣割飛邊時，將飛邊全氣割掉。

5）低溫精悶。

吊鉤在模具內的尺寸達到鍛件圖尺寸后，即可停止高溫悶制工序，執行“低溫精悶”工序。加熱至料溫900～1100℃后，保溫2h，出爐悶制，悶后進行鍛后熱處理。

吊鉤毛坯在胎模中實施悶制工序主要經歷了胎模預熱、鉤坯加熱、壓力機施壓、氧化皮去除、飛邊切割、鍛坯去應力退火等多個工序后，根據尺寸狀態，再重復循環此過程，最終形成吊鉤毛坯。經用胎模悶制后的吊鉤毛坯，在3t空氣錘上摔桿、矯直、修光。

鍛后熱處理工藝制定

217t吊鉤鍛后需進行雙重正、回火處理。由于該吊鉤成形過程火次較多，內部晶粒難免粗化，既影響探傷效果，又影響性能指標，因此鍛后非常有必要進行雙重正、回火。第一次正火溫度為880℃，溫度較高，主要調整晶粒形態，初步細化晶粒，減輕纖維組織狀態。第二次正火加回火后獲得較為理想的組織和性能要求。

對經過雙重正、回火處理后的吊鉤清除表面氧化皮，打磨至表面光潔圓滑、無明顯的坑凹不平后，對其用樣板進行了尺寸檢測，符合公稱尺寸及偏差要求。尺寸檢驗合格后對其進行UT探傷檢測，結果符合KTA 3903《核電站用起重設施的檢驗與使用》中B4.2.2要求。

217t吊鉤鍛件毛坯交貨后，訂貨廠家經過機械加工、調質熱處理工序后對217t吊鉤成品進行了力學性能檢驗，結果優于技術條件要求，至此成功制造出217/10+190+5t環吊關鍵部件—217t吊鉤。

結論

⑴采用合理的胎模鍛造工藝方案，完全可以滿足217/10+190+5t環行起重機設備對217t吊鉤的超聲波探傷及強度和低溫沖擊韌性指標要求。

⑵217t吊鉤制造成功，實現了國內最大噸位的胎模鍛吊鉤制造，為以后制造大裝機容量的核電站的吊裝設備的國產化制作奠定了基礎。

⑶217t吊鉤的國產化研制成功擺脫了關鍵部件受制于外國狀況，填補國內空白，替代進口，屬國內首創。