鐵鎳基合金UNS N08810 無縫管材的冷擴變形工藝研究*

黎 毅，拓雷鋒，郭建邦，楊 帆，范 華，楚志兵

（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）

鐵鎳基合金UNS N08810 是一種高溫耐蝕合金，又稱為Incoloy 800H，該合金具有較高的耐高溫、耐高壓和耐強腐蝕性能，可用于耐應力腐蝕環境的設備，如用于光伏多晶硅設備中的焊接管材和無縫管材［1-2］。UNS N08810 無縫管材的冷變形通常采用冷軋、冷拔、冷擴等制造工藝，冷軋和冷拔可減小管材外徑和壁厚，冷擴可有效地增加管材直徑以獲得冷軋、冷拔所需的半成品尺寸。關于鐵鎳基合金UNS N08810 無縫管材的研究多集中于耐蝕性能、焊接工藝、熱變形行為和高溫性能等方面。劉煜等人［3］研究了Incoloy 800H 合金的晶間腐蝕性能，對比了穩定化處理和固溶處理對耐蝕性能的影響，指出穩定化處理溫度、時間及冷卻方式對腐蝕性能有絕對的影響。張貴泉等人［4］開展了Incoloy 800H合金晶間腐蝕敏化處理試驗，分析了敏化處理溫度和時間對晶間腐蝕敏感性的影響。李巨峰等人［5］研究了Incoloy 800H 傳熱管的抗晶間腐蝕性能，指出影響合金抗晶間腐蝕性能的主要敏感因素是C 和Ti。程曉農等人［6］研究了Incoloy 800H 合金的焊接性能，分析了焊接工藝參數對焊接熱裂紋的影響。黃文等人［7］研究了多晶硅設備中焊接過程熱裂紋的產生機理及改善方法。曹宇等人［8］研究了Incoloy 800H 合金的熱變形行為，通過不同溫度和不同應變速率下的熱壓縮試驗得到了流變應力曲線并建立了本構方程。龔豹等人［9-10］研究了固溶處理對Incoloy 800H 合金高溫力學性能和微觀組織的影響。關于UNS N08810 合金無縫管材的冷變形研究相對較少。郭玲等人研究了UNS N08810 無縫管材在冷擴（拔）變形過程中裂紋的形成原因并提出了解決方法［11］。未有人對該UNS N08810 無縫管材的冷擴變形工藝進行研究。擴徑量和壁厚控制是冷擴變形工藝中的關鍵，設計不當會造成拉拔機噸位與實際拉拔力不匹配問題。因此，合理設計UNS N08810 無縫管冷擴變形工藝就比較重要。有限元分析是制造領域常用的分析方法［12-13］，可以用來預估冷擴變形載荷和分析冷擴變形過程中的變形行為以及尺寸變化，優化冷擴變形工藝以達到降低試驗成本的目的，對UNS N08810 管材的生產制造具有重要的指導意義。本文建立了大直徑無縫管冷擴工藝模型，結合模擬試驗結果及生產工藝試驗研究了鐵鎳基合金UNS N08810 大直徑無縫管材的冷擴變形工藝，提出了冷擴變形工藝優化方案。

1 模型及邊界條件

美國標準ASTM SB 407—2007《無縫鎳-鐵-鉻合金公稱管和管子》中明確了UNS N08810 合金中各元素的含量范圍，從冷擴前的Φ220 mm×15 mm規格荒管上取樣進行化學成分分析，檢測結果見表1?？梢?，該合金中除含有大量的Cr 和Ni 外，還有Cu 和Ti 等金屬元素，屬于典型的鐵鎳基合金。

表1 UNS N08810 合金的化學成分（質量分數） %

1.1 材料及邊界條件

以UNS N08810 無縫管為研究對象，將表1 中的實測化學成分含量代入到JMatPro 材料性能計算軟件中，設定固溶處理溫度1 150 ℃，分析得到其在0.01～100 s-1應變速率下的室溫應力-應變曲線，具體如圖1 所示。將室溫拉伸應力-應變曲線和建立的冷擴工藝模型導入到DFORM-2D 模擬分析軟件中，對變形工件UNS N08810 無縫管材進行了四邊形網格劃分，環境溫度25 ℃，將管材與模具的接觸類型設置為面面接觸，接觸摩擦因數為0.12，并在擴模軸向施加10 mm/s 前移速度，對冷擴變形過程中的變形行為進行分析。

圖1 UNS N08810 無縫管的室溫應力-應變曲線

1.2 冷擴工藝模型

冷擴變形工藝是使用頂模將無縫管的一端進行軸向約束，然后使用擴模從無縫管的另一端進入，從而實現無縫管擴徑成形。UNS N08810 無縫管的冷擴工藝模型如圖2 所示。冷擴變形區分為擴徑區和定徑區兩部分，在施加于擴模上的擴孔力作用下，擴模進入無縫管內孔進而將無縫管的外徑擴大，無縫管在外徑增大的同時壁厚會發生變化。結合現場生產工藝，設計了K1、K2、K3 和K4 四種不同大直徑無縫管冷擴變形工藝，具體見表2。

圖2 冷擴變形運動示意

表2 設計的4 組UNS N08810 無縫管冷擴變形工藝

設計的UNS N08810 無縫管的擴模如圖3 所示，設計擴模時，擴模定徑帶直徑設計為擴孔后管材內徑，擴模最小直徑須能準確進入到鋼管內孔中，擴模入口端直徑小于擴前管材的內徑。擴模入口端的過渡設計對擴模進入鋼管內孔起導向作用，且能保證擴模進入無縫管材內孔時兩者之間有接觸。過渡設計分兩種：左側為弧形擴模，總高度為45 mm，過渡圓弧形半徑為110 mm；右側為錐形擴模，總高度為64 mm，過渡錐形角為20°。擴模的定徑段長度對擴孔過程中的摩擦阻力有直接影響，定徑段長度太短會造成擴孔后鋼管縮口現象，太長會造成摩擦阻力增大。

圖3 UNS N08810 無縫管擴模設計示意

2 模擬結果討論

2.1 不同擴模設計對冷擴變形行為和載荷的影響

以表2 中的K2 為例，即Φ230 mm×15 mm 冷擴至Φ250 mm×15 mm，分析R110 mm 弧形和20°錐形兩種不同擴模設計對變形行為和擴孔力的影響。不同擴模設計模擬結果如圖4 所示，模擬結果表明，在相同的工藝條件下，錐形擴模產生的最大應力和損傷均大于弧形擴模，弧形模更有利于UNS N08810 鐵鎳基合金的冷擴孔變形。不同擴模設計的擴孔力曲線如圖5 所示，可以看出，錐形擴模和弧形擴模均會出現峰值，這是因為隨著擴模逐漸進入管材內孔，擴模的工作帶開始作用于管材內壁時便會產生一個峰值，隨后峰值快速下降到一個穩定值，表明進入了平穩擴孔階段，弧形模的軸向冷擴孔載荷明顯小于錐形模的軸向冷擴孔載荷，即弧形擴模有利于降低擴孔載荷。

圖4 UNS N08810 無縫管不同擴模設計的模擬結果

圖5 UNS N08810 無縫管不同擴模設計的擴孔載荷曲線

2.2 冷擴過程中的變形行為分析

對K1 和K2 兩種冷擴變形過程進行模擬分析，模擬結果如圖6～7 所示，從模擬結果可以看出：采用K1 工藝時，最大應力、應變、應變速率和金屬流動速率分別為729 MPa、0.383、0.132 s-1、3.29 mm/s；采用K2 工藝時，最大應力、應變、應變速率和金屬流動速率分別為683 MPa、0.300、0.113 s-1、2.56 mm/s。

圖6 UNS N08810 無縫管K1 冷擴工藝的模擬結果

圖7 UNS N08810 無縫管K2 冷擴工藝的模擬結果

對K3 和K4 兩種冷擴變形過程進行模擬分析，結果如圖8～9 所示，可以看出：采用K3 工藝時，最大應力、應變、應變速率和金屬流動速率分別為740 MPa、0.473、0.124 s-1、3.34 mm/s；采用K4工藝時，最大應力、應變、應變速率和金屬流動速率分別為695 MPa、0.371、0.109 s-1、2.59 mm/s。

圖8 UNS N08810 無縫管K3 冷擴工藝模擬結果

圖9 UNS N08810 無縫管K4 冷擴工藝模擬結果

分析發現，在同等壁厚條件下，各種變量（最大應力、應變、應變速率和金屬流動速率）均隨擴徑量的增大而有不同程度地升高。在擴徑量相同但壁厚不同的情況下，對比K1 與K3 模擬結果及K2與K4 模擬結果，結果發現應力、應變及流動速率均隨著壁厚增加而增大，而應變速率則反之。

2.3 冷擴變形載荷

不同冷擴變形下的載荷曲線如圖10 所示，冷擴起始階段載荷會出現上升再下降的波動，這可以理解為擴模由管材的端部逐漸進入了管材內孔；然后冷擴載荷又快速上升直至最大值，這可以理解為擴模定徑帶部分開始向管材內壁施以最大徑向力，以實現擴孔外徑和壁厚的目標尺寸；隨后進入穩定擴孔階段，載荷波動較??；最后擴孔結束時載荷快速下降，這可以理解為擴模逐漸從管材內孔脫離。K1、K2、K3、K4 工藝的最大冷擴載荷分別為186.6 t、148.8 t、239.7 t 和200.9 t。變形量，但是冷擴載荷卻是K2，可見冷擴載荷的變化與變形量的變化并不是一一對應關系。同樣壁厚下，擴徑越大，K1 冷擴載荷大于K2，K3 冷擴載荷大于K4，冷擴外徑越大載荷越大，即為了降低冷擴時所用拉拔機噸位，可以選擇較大的擴前管材外徑；在同樣外徑及擴徑量下，壁厚越大，冷擴載荷越大，較小的擴前管材壁厚更有利于降低冷擴載荷。另外，模擬得到的冷擴載荷為冷拔機的噸位選擇提供了重要幫助，避免了盲目工藝試驗導致的擴不動或擴裂等現象，大大降低了生產成本。

圖10 UNS N08810 無縫管在不同冷擴變形下的載荷曲線

2.4 冷擴過程中管材尺寸變化及金屬流動特點

冷擴過程中，依據金屬體積不變原理，鋼管直徑變大，長度和壁厚會發生變化。針對K1、K2、K3 和K4 四組模擬，在DEFORM-2D 分析軟件后處理中采用標尺測量擴后管材的外徑和壁厚尺寸，擴后管材的外徑和壁厚測量如圖11 所示，測量結果見表3。實測K1 工藝的外徑和壁厚分別大于目標外徑4.52 mm 和小于目標壁厚約0.17 mm；K2工藝的外徑和壁厚分別大于目標外徑5.47 mm 和小于目標壁厚約0.40 mm；K3 工藝的外徑和壁厚分別為大于目標外徑4.54 mm 和小于目標壁厚約0.79 mm；K4 工藝的外徑和壁厚分別為大于目標外徑3.73 mm 和小于目標壁厚約0.77 mm。

圖11 擴后管材的外徑和壁厚測量示意

表3 UNS N08810 無縫管冷擴后外徑和壁厚測量結果 mm

冷擴后管材的外徑和壁厚的實際尺寸與擴前管材的壁厚和擴徑量有直接關系。壁厚一定時，擴徑量越小，壁厚減壁越??；擴徑量越大，壁厚減小越多。擴徑量一致時，來料壁厚大減壁更大。

冷擴變形過程中，徑向金屬流動變化如圖12（a）所示，施加于漸變型弧形擴模軸向的運動速度，在冷擴過程中向徑向分解力的作用會引起外徑和壁厚的變化。冷擴時內外側金屬均沿徑向外側流動，冷擴后的管材壁厚方向上的金屬流動方向是呈正反交替規律，冷擴后的無縫管在長度方向上局部壁厚會輕微向內收縮。沿擴后無縫管材的壁厚方向由內向外分別取了7 個點進行徑向金屬流動追蹤，得到了7 個追蹤點的徑向金屬流動變化曲線，如圖12（b）所示（壁厚方向，從內表面到外表面依次為1～7），可以明顯看出壁厚方向上的徑向金屬流動存在明顯差異，由內向外呈現逐漸減小的趨勢，最內側金屬流動速率2.28 mm/s 左右，最外側金屬流動速率1.95 mm/s 左右。這些正是影響壁厚不均勻性、壁厚整體減小以及外徑超出設計尺寸的關鍵因素。

圖12 冷擴時徑向金屬流動和壁厚方向上取點追蹤曲線

3 冷擴變形生產工藝實踐

基于模擬結果，K2 工藝冷擴載荷及變形量滿足200 t 拉拔機實際生產，生產效率增加，其他工藝也能生產，但是必須在700 t 拉拔機生產，使得工模具和能源消耗增加、生產效率降低。因此，選定K2 工藝開展了鐵鎳基合金UNS N08810 無縫管材冷擴工藝實踐，實際擴孔過程中為了防止管材在擴孔過程中出現擺動或跳動，管材上表面會放置隨動式壓輥，擴模在管材內部軸向移動從而促使管材的外徑增大。實際生產當中擴前管材的外徑和壁厚存在波動偏差，游標卡尺實測外徑為229.32～231.84 mm，千分尺實測壁厚為14.80～15.32 mm，擴后實測管材外徑增大約5 mm，壁厚減小約0.4 mm，尺寸變化規律符合模擬結果，擴孔后的管材不存在拉傷、直道等缺陷，管材質量可以保證，驗證了工藝的可行性。

在實際生產過程中，可利用擴徑自然減壁的現象合理制定擴前管材尺寸和后續冷變形工藝，適當增加擴前管材壁厚以滿足擴后尺寸要求，提高鐵鎳基合金UNS N08810 無縫管生產過程質量控制。

4 結論

（1）同樣的工藝條件下，從冷擴過程中的應力與損傷場分布以及擴孔載荷曲線可以看出，弧形擴模設計更有利于冷擴變形。同等壁厚下，隨著擴徑量增加，冷擴變形過程中的應力、應變、應變速率和金屬流動速率的最大值都有不同程度地升高。

（2）4 種不同冷擴變形工藝的最大冷擴載荷分別為186.6 t、148.8 t、239.7 t 和200.9 t，同樣壁厚下，擴徑越大，冷擴載荷越大，為了降低冷擴用拉拔機的噸位，可以選擇較大的擴前管材外徑；同樣外徑下，壁厚越大，冷擴載荷越大，較小的擴前管材壁厚更有利于降低冷擴載荷。

（3）冷擴后外徑和壁厚實際尺寸與擴前管材的壁厚和擴徑量有著直接的關系。壁厚一定時，擴徑量越小，壁厚減薄越小，擴徑量越大，壁厚減薄越多。擴徑量一致時，來料壁厚大減壁更大。

（4）弧形漸進式擴模設計使冷擴過程中的徑向正反交替的金屬流動，對擴后管材的尺寸產生影響，擴后管材壁厚整體減小，而外徑則會超出設計的名義尺寸。

（5）實際工藝試驗結果表明，采用Φ230 mm×15 mm 冷擴Φ250 mm×15 mm 時，不僅工藝可行，而且可以避免直道、劃傷、開裂等不利缺陷，驗證了模擬結果的正確性。