AP1000核電站主管道材料為316LN，鍛造過程中必須保證產(chǎn)品的晶粒度要求，不能通過熱處理細(xì)化晶粒。本文研究了316LN不銹鋼管在單道次和多道次變形條件下的動態(tài)再結(jié)晶行為，得到了316LN不銹鋼管在鍛造過程中的晶粒細(xì)化標(biāo)準(zhǔn)。對于鍛件，采用數(shù)值模擬和物理模擬相結(jié)合的方法，采用大圓角V型砧座和上下砧座寬度比不相同的比例，研究延伸過程中的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律和合理性。工藝參數(shù)來決定。能有效提高鍛件變形區(qū)的等效應(yīng)變和均勻分布，達(dá)到鍛件變形均勻和晶粒細(xì)化的目的。該結(jié)果對核電主鍛件工藝方案的優(yōu)化具有理論參考價(jià)值。

核電建筑是輸出核蒸汽供應(yīng)系統(tǒng)核心熱能的大型厚壁管道，是核電的關(guān)鍵組成部分。 AP1000核電主管線鋼為316LN奧氏體不銹鋼。由于這種鋼在加熱或冷卻過程中不發(fā)生相變，因此不能通過熱處理細(xì)化其晶粒。主管的鍛造在滿足最終產(chǎn)品的粒度要求（ASTM 2 或更精細(xì)的ASTM 4）方面起著關(guān)鍵作用[1-3]。目前，AP1000核電管道的研發(fā)正在國內(nèi)外同步進(jìn)行。核主管道的鍛造成形包括鐓粗、延伸、劈裂、倒圓等工序，核心工序是延伸。垂直V型砧拉伸法比沒有曼內(nèi)斯曼效應(yīng)的鍛造法（Mannesmannfect，no FM）和寬模重吹鍛造法（WHF）更有效。上、下V砧拉制時(shí)壓力機(jī)的噸位和鍛件圓形截面的變形分布不對稱，進(jìn)一步有助于提高最終管坯產(chǎn)品的質(zhì)量[4-5]。因此，本文提出了一種改進(jìn)的上V砧和下V砧的砧座形狀，并采用數(shù)值分析與下V砧相結(jié)合的方法，對大圓角V砧鍛件的長寬進(jìn)行了試驗(yàn)研究。物理模擬。為解決316LN不銹鋼管鍛造過程中晶粒細(xì)化和晶粒均勻的問題，該形狀提高了鍛件等效應(yīng)變分布的可能性。

1 316LN不銹鋼管動態(tài)再結(jié)晶行為及晶粒細(xì)化

動態(tài)再結(jié)晶是低層錯(cuò)能金屬材料熱塑性變形過程中的主要軟化機(jī)制。 316LN不銹鋼管是典型的低層合故障能鋼，在再結(jié)晶溫度線以上可發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶。動態(tài)再結(jié)晶是產(chǎn)生和生長未變形的晶核而不是高位錯(cuò)密度的變形晶粒，形成再結(jié)晶晶粒的過程，在消除大量位錯(cuò)的同時(shí)，可以達(dá)到細(xì)化晶粒的目的。圖1a顯示了316LN不銹鋼管原始樣品在1100下的顯微組織，圖1b顯示了316LN不銹鋼管樣品在1100和0.01應(yīng)變速率下進(jìn)行完全動態(tài)再結(jié)晶的顯微組織s-1. 顯示。

核主管道在鍛造過程中的應(yīng)變可高達(dá)0.01s-1。熱力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)[6]顯示了316LN不銹鋼管完美的動態(tài)再結(jié)晶規(guī)律，即隨著實(shí)際應(yīng)變的增加，流動應(yīng)力趨于穩(wěn)態(tài)，臨界真應(yīng)變值為穩(wěn)態(tài)應(yīng)變。 s。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，穩(wěn)態(tài)應(yīng)變s與Z參數(shù)之間存在關(guān)系s=0.153Z0.044。其中，Z為Zener-Hollomon參數(shù)，即溫度補(bǔ)償應(yīng)變系數(shù)。 316LN不銹鋼管動態(tài)再結(jié)晶后晶粒尺寸dDRX與Z參數(shù)的關(guān)系為dDRX=6.108106Z-0.392。根據(jù)上述公式，可計(jì)算出316LN不銹鋼管在應(yīng)變?yōu)?.01s-1時(shí)各溫度下的穩(wěn)態(tài)應(yīng)變s和晶粒尺寸dDRX，如表1所示。

ASTM4級的晶粒尺寸約為80m，因此如果316LN不銹鋼管在鍛造過程中的實(shí)際應(yīng)變大于各溫度條件下的正常應(yīng)變，則鍛造后的晶粒尺寸可達(dá)到ASTM4或更高。好的。在鍛造過程中，鍛造溫度逐漸降低。在本文中，我們通過熱力學(xué)模擬實(shí)驗(yàn)研究了316LN 不銹鋼管在多道次應(yīng)變條件下的動態(tài)再結(jié)晶行為[7]。圖2顯示了316LN不銹鋼管在不同應(yīng)變溫度梯度和0.01 s-1應(yīng)變速率下雙道次應(yīng)變試樣的微觀結(jié)構(gòu)。其中，T1、T2、1和2分別為第一道次和第二道次的應(yīng)變溫度和應(yīng)變。切割線法計(jì)算得到的晶粒尺寸分別為(a) 50.5 m和(b) 23.8 m，滿足晶粒尺寸要求。因此，如果鍛造條件允許在10501200的高溫區(qū)域，增加316LN不銹鋼管在鍛造時(shí)的變形量有助于充分實(shí)現(xiàn)動態(tài)再結(jié)晶和晶粒細(xì)化。

圖3為316LN不銹鋼管在雙道次應(yīng)變條件下的高溫流變應(yīng)力曲線。當(dāng)溫度梯度為1100~1050時(shí)，通道2的流變應(yīng)力曲線未達(dá)到穩(wěn)態(tài)，當(dāng)穩(wěn)態(tài)應(yīng)變s>0.60，溫度梯度為1200~1150時(shí)，流變應(yīng)力曲線2通道達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，穩(wěn)態(tài)應(yīng)變s 約為0.58。因此，后續(xù)道次中動態(tài)再結(jié)晶的穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)變值基本上不受初始道次的影響。在可鍛溫度9001050的低溫區(qū)，316LN不銹鋼管的變形抗力較大，實(shí)現(xiàn)完全動態(tài)再結(jié)晶所需的穩(wěn)態(tài)變形值和壓力機(jī)噸位較大。由于316LN不銹鋼管綜合考慮裂紋缺陷的預(yù)防、鍛造設(shè)備條件和鍛造加工性（利用鍛造變形）難以實(shí)現(xiàn)完全動態(tài)再結(jié)晶，在高溫區(qū)完全動態(tài)再結(jié)晶是主要的技術(shù)手段實(shí)現(xiàn)。綜上所述，在316LN不銹鋼管的鍛造過程中，通過動態(tài)再結(jié)晶可以使晶粒細(xì)化。以1050完全動態(tài)再結(jié)晶為參考標(biāo)準(zhǔn)，鍛造過程中的實(shí)際應(yīng)變應(yīng)大于0.655?？紤]到降溫系數(shù)，實(shí)際應(yīng)變越大越好。在核主管道鍛件鍛造過程中，控制316LN不銹鋼管的工藝條件使其產(chǎn)生完全的動態(tài)再結(jié)晶，提高鍛件的塑性變形均勻性是解決316LN不銹鋼管晶粒細(xì)化和晶粒均勻性的關(guān)鍵。

2 模型構(gòu)建與仿真方法

AP1000核主管道鍛件的圓形截面直徑D0在此拉拔工藝前約為2050mm。本文的實(shí)驗(yàn)研究基于上下V砧方法[8]，其中下V砧的兩個(gè)工作面采用大圓角過渡，分別改變下V砧的寬度比。砧座的砧座寬度比為零。 6平砧的砧寬為1230mm，V型砧的砧角采用生產(chǎn)實(shí)踐中常用的120，如http://1287.cn。/4.為便于說明，實(shí)驗(yàn)結(jié)果所示坐標(biāo)均以中心直徑線為坐標(biāo)原點(diǎn)，毛坯中心為原點(diǎn)，毛坯頂部為10，底部作為-10。 XZ平面的中心軸以邊距中心為坐標(biāo)原點(diǎn)，邊距右邊緣為10。左端是-10。數(shù)值模擬以Devorm3D軟件為模擬平臺，采用三維江蘇塑性有限元模型，模擬毛坯尺寸與實(shí)際鍛件尺寸為1：1的比例。為簡化計(jì)算，提高計(jì)算精度和效率，我們根據(jù)對稱條件，取單調(diào)的四分之一作為研究對象。高溫鍛造情況下，摩擦系數(shù)為0.4，油壓機(jī)速度為20mm/s，減速率為16%，模擬材料模型通過以316LN鋼為主管的實(shí)驗(yàn)測量.物理模擬采用純度為99.99%的純鉛和鍛造比大的鍛件作為模擬材料[9]。根據(jù)模擬相似性標(biāo)準(zhǔn)，模擬試件與實(shí)際鍛件的尺寸按1:33的比例構(gòu)建。實(shí)驗(yàn)過程中，沿子午線切割試件，在截面上刻出網(wǎng)格線，試件用低熔點(diǎn)木材合金焊接，采用液壓上下V砧法。試驗(yàn)機(jī)。實(shí)驗(yàn)中，上、下砧座均采用常溫模具鋼，使試件上下端面的摩擦滿足與模擬條件相近的條件，控制以保證充分的內(nèi)部再結(jié)晶。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采用基于四節(jié)點(diǎn)等參元理論和歐拉大變形公式的坐標(biāo)網(wǎng)格法處理[10]。

3.改進(jìn)了上平下V砧形狀和應(yīng)變分布規(guī)律

在實(shí)際生產(chǎn)中，如果采用常規(guī)的上平下V型坯進(jìn)行拉伸，則鍛件下端不受限制，容易流入V型坯角部的縫隙。增加圓角半徑后，這種流動趨勢受到干擾，在鍛件內(nèi)部獲得更多的壓應(yīng)力和等效應(yīng)變。當(dāng)大圓角半徑R與毛坯半徑R0之比在0.81.2之間時(shí)，等效應(yīng)變分布可大大增加或改善。單調(diào)和V型砧最大等效應(yīng)變峰值可以達(dá)到它們的最大值，如圖5a所示。應(yīng)避免鍛造過程中的拉應(yīng)力，因?yàn)樗菀组_裂，過渡圓角砧幾何形狀可以顯著降低毛坯底部的拉應(yīng)力，如圖5b 所示。

增大上下V砧的砧寬比，增加了砧與坯料的接觸面積，使坯料內(nèi)部產(chǎn)生更大的壓應(yīng)力以防止開裂，同時(shí)也增加了壓力機(jī)的負(fù)荷。受FM 方法和FM 頂部和底部V 砧拉伸長度方法的啟發(fā)[11-12]，在本文中，我們通過僅增加V 砧寬度比來增加毛坯內(nèi)部等效應(yīng)變的分布，從而使載荷幅值在印刷機(jī)更小。隨著V砧寬比逐漸增大，坯料內(nèi)部的等效應(yīng)變也逐漸增大，當(dāng)以V階躍增大時(shí)，等效應(yīng)變達(dá)到最大值，如如圖6a所示。在應(yīng)力狀態(tài)分析中發(fā)現(xiàn)，V砧寬度的增加有利于消除中心拉應(yīng)力，V砧寬度比大于0.9越大，壓應(yīng)力越大。毛坯的下半部分為4/5D0。下表面區(qū)域的拉伸應(yīng)力增加更明顯，如如圖6b。因此，Vvil 寬度比必須小于0.9。上、下砧的寬度比為0.6和0.8的組合砧簡稱為0.6-0.8。如表2所示，當(dāng)組合砧從0.8拉到0.8時(shí)，與組合砧0.6-0.6相比，最大應(yīng)變增加了5.88%，當(dāng)施加在上砧上的載荷需要增加26.13%時(shí)，組合砧為0.6~0.8，峰值應(yīng)變增加7.65%，上砧負(fù)載增加8.63%。因此，如果上下部分的寬度比為拉伸長度，在提高中心直徑等效應(yīng)變的同時(shí)，僅增加上部載荷即可達(dá)到優(yōu)化工藝的效果。

綜上所述，鍛件采用大圓V型砧，或采用不同砧寬比拉拔，可以增加或改善鍛件中等效應(yīng)變的分布。壓下率為16%時(shí)，拉拔中心直徑后，組合砧（大圓角半徑比1.0，V砧寬比0.8）和普通砧形狀（砧寬比0.6）改善效果變量峰值為0.400和0.340，即組合砧顯著增加了空白截面的等效應(yīng)變。為了驗(yàn)證通過數(shù)值分析實(shí)驗(yàn)得出的結(jié)論的準(zhǔn)確性，分別對普通砧形和組合砧形伸長進(jìn)行了物理模擬。經(jīng)數(shù)據(jù)處理后，試樣中心部位等效應(yīng)變分布如圖：如圖7。對比表明，粘結(jié)砧可以顯著增加試樣中心等效應(yīng)變的分布。當(dāng)減少率恒定時(shí)，使用改進(jìn)的粘合砧形狀可以實(shí)現(xiàn)與數(shù)值模擬一致的更好的應(yīng)變分布。在物理模擬實(shí)驗(yàn)的情況下，由于采用坐標(biāo)網(wǎng)格法截取4節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格，進(jìn)行了常數(shù)近似，這會導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)結(jié)果出現(xiàn)誤差，但不影響應(yīng)變分布規(guī)律的解釋。