直径7.8 m特大型管板整锻成形技术研究

2023-12-01石如星鲁博陈明师洪强

大型铸锻件 2023年6期

石如星鲁博陈明师洪强

(1．洛阳中重铸锻有限责任公司,河南洛阳 471039;2．中信重工机械股份有限公司,河南洛阳 471039)

随着我国石油炼化设备向一体化和大型化发展,反应器管板锻件的尺寸规格不断增加,某石化项目环氧乙烷反应器管板直径已超出我公司185 MN油压机设备开裆(7.5 m)极限。当管板直径小于压机开裆尺寸时,通常采用由外向内控制进砧的方法进行旋压锻造[1-2];当管板直径超出压机开裆尺寸时,如果采用由外向内逐道次旋压成形,成形中当坯料直径大于7.5 m时,坯料中心区域无法移动至锤砧下面,导致中心区域留有台阶,增加了工艺重量和制造成本,因此业界通常采用分段锻造—拼焊成形的技术路线[3-5]。然而,分段锻造往往采用包络法成形,会产生较多的锻造余块,造成原材料大量浪费,并且拼焊成形也不利于保证整体内部质量。本文结合特大型管板外形尺寸特征,对特大型管板整体锻造工艺方案进行系统研究,突破185 MN油压机设备开裆对7.8 m特大型管板锻造成形的限制,在保证质量的同时,也降低了制造成本。

1 锻件信息

某项目环氧乙烷反应器管板材质为SA765.Gr.2,直径7.8 m,锻件重量为200.3 t,具体锻件图参见图1。超声检测按照NB/T 47013.3—2015进行,验收要求为距离管板外圆200 mm范围的重要区要求Ⅰ级,其他区域要求Ⅱ级。

图1 管板锻件图Figure 1 Forming drawing of tube sheet

2 整锻技术方案讨论

2.1 整锻方案优势

特大型管板整体锻造成形与分段锻造后拼焊成形相比,优势如下：

(1)采用整体锻造,锻件形状接近零件尺寸,所需材料较少,而采用分段锻造—拼焊成形的方法,毛坯机加工去除余量较多,材料浪费严重,不符合绿色制造的理念;

(2)采用整体锻造,金属流线完整,组织均匀,力学性能指标稳定,而采用拼焊成形,是通过包络法将每一部分锻制成矩形截面板,然后加工出圆形或圆弧形板,破坏了金属流线;

(3)采用整体锻造只需立车即可完成机械加工,后续加工周期短,而采用拼焊成形的方法,需要铣床和立车配合才能完成机械加工,加工周期长;

(4)采用拼焊成形的方法,由于管板厚度较厚,焊缝较长,焊接工作量较大,导致焊接周期很长,并且焊接应力会导致大型管板产生变形,影响后续管板钻孔工序,不利于保证锻件质量。

2.2 整锻成形方案的提出

管板锻件工艺直径为7.8 m,实际锻造完成后毛坯外圆呈“鼓肚”形状,加上鼓肚后管板外圆的最大轮廓接近8.0 m,超出185 MN油压机开裆(7.5 m)极限,无法按传统旋压方案成形,结合管板实际尺寸和锻造成形过程提出一种全新的分步分区、不同阶段不同旋压控制方案：

(1)坯料直径较小时(直径小于6.5 m),仍采用传统的旋压方案,由外向内逐步旋压成形方案。

(2)坯料直径较大时(直径大于6.5 m),利用上锤砧、下平台,先将中心区域采用锤砧旋压成形,如图2(a)所示,锻制完成后心部呈凹槽状(该阶段管板外径不超出压机开裆),然后将管板坯料整体外移,如图2(b)所示,边缘区域移至锤砧正下方,实现对边缘的旋压成形。此方法可以突破压机开裆的限制,在压机开裆为7.5 m,并且不增加工装的情况下,可以成形出外径轮廓接近8.5 m的特大型整锻管板。

(a)中心成形 (b)边缘成形

2.3 整锻工艺参数讨论

管板属饼形锻件,且该特大型管板无损检测要求较高,为保证心部压实效果并避免饼形锻件片状缺陷的产生,结合饼形锻件成形特点,进行总体工艺方案设计[5-7]：

(1)先对钢锭进行预拔长,水口切除6%,冒口切除24%,去除钢锭头尾质量差的材料;

(2)坯料预镦粗,变形量40%～50%,控制坯料直径与高度的比值D/H介于1.2～1.3,通过高温下大变形量的镦粗可以压实钢锭心部疏松,焊合空洞及微裂纹等缺陷;

(3)按照传统控制进砧法由外向内逐次旋压,旋压至D/H介于2.8～3.3,控制砧宽W(进砧量)与坯料高度H之比介于0.5～1.0,变形量10%～15%,可以避免产生刚性滑动撕裂效应(RST效应,Rigid Slide Tearing Effect)导致裂纹,且能够打散夹杂物,改善坯料内部夹杂物分布状态,防止形成较大尺寸的片状夹杂物;

(4)滚锻外圆[1,4],滚锻量15%～20%,通过径向变形使材料向轴向流动,促使片状夹杂物形态发生变化,尺寸显著缩小;

(5)继续采用控制进砧法由外向内逐次旋压,旋压至高度730～800 mm(直径6500～6300 mm),为后续火次预留30%～35%的变形量;

(6)采用锤砧进行中心和边缘分步分区旋压,中心压凹槽直径由锤砧长度决定,锤砧越长,凹槽直径越大,中心旋压时成形力越大;若锤砧长度较短,凹槽直径过小,旋压中心时成形力较小,但压边缘时成形难度大,因此预设凹槽直径为管板直径的一半左右,约4000 mm。

3 整锻关键工艺过程数值模拟分析

传统的由外向内旋压成形方案工艺参数控制成熟,本次仅针对先旋压中心、后旋压边缘的关键工艺过程进行模拟,研究锤砧宽度和压下量对管板成形质量和成形力的影响规律,确定最优的锤砧宽度、每趟压下量等工艺参数。

3.1 仿真模拟参数设置

模拟软件采用Forge,坯料尺寸为∅6450 mm×750 mm,坯料划分网格数17.7万,坯料与上下模接触面为库伦摩擦,摩擦因子0.3,坯料始锻温度1200℃,压下速率10 mm/s。模拟流程如图3所示,先进行中心旋压,凹槽深度240 mm,再进行边缘旋压。因中心旋压和边缘旋压成形的第一锤均为满砧,为了保证变形的均匀性和提高成形效率,模拟过程进砧量为满砧。

图3 模拟流程Figure 3 Simulation process

3.2 锤砧宽度对成形质量的影响

为研究锤砧宽度对成形质量的影响,模拟方案如下：锤砧长度4000 mm,工作面棱边倒角R100 mm,压下量120 mm(压两趟),锤砧宽度分别为500 mm、700 mm、1000 mm。

(1)锤砧宽度对成形力的影响

锤砧宽度对成形力的影响如图4所示,在中心成形和边缘成形过程中,随锤砧宽度的增加,成形力增加明显,且由于中心成形时锤砧与坯料接触面积较大,中心成形压力远大于边缘成形压力。当锤砧宽度为500 mm,中心成形力为134.15 MN;当锤砧宽度700 mm,中心成形力173.84 MN,接近压机锻造极限;当锤砧宽度为1000 mm,中心成形力为270.58 MN,超出了185 MN压机锻造极限。

图4 锤砧宽度对成形力的影响Figure 4 The effect of anvil width on forming force

(2)锤砧宽度对折叠损伤的影响

锤砧宽度对折叠损伤的影响如图5所示,当锤砧宽度为500 mm时表面出现折叠,如图5(a)所示;当锤砧宽度700 mm和1000 mm时表面质量良好,未出现折叠,如图5(b)、(c)所示,说明砧宽对折叠影响较大,从避免产生折叠角度考虑应选用较大的锤砧宽度。

(a)砧宽500mm (b)砧宽700mm (c)砧宽1000mm

(3)锤砧宽度对上下端面直径差的影响

由于旋压过程中锤砧与坯料接触面积小,而坯料与下平台接触面积大,成形后导致上端面直径大,下端面直径小的情况。锤砧宽度对上下端面直径差的影响如表1所示,中心成形后,上下端面直径差很小,说明上下端面直径基本相同;边缘成形后,随着锤砧宽度的增加,上下端面直径差逐渐减小。

表1 锤砧宽度对上下端面直径差的影响Table 1 The effect of anvil width on the diameter difference between upper and lower faces

3.3 压下量对成形质量的影响

为研究压下量对成形质量的影响,模拟方案如下：锤砧长度4000 mm,锤砧宽度700 mm,工作面棱边倒角R100 mmm,压下量分别为80 mm(压三趟)、120 mm(压两趟)、240 mm(压一趟)。

(1)压下量对折叠损伤的影响

压下量对折叠损伤的影响如图6所示,压下量80 mm和120 mm时表面未产生折叠,如图6(a)、(b)所示,压下量240 mm时表面产生折叠,如图6(c)所示,说明压下量越大,产生折叠的倾向越大。

(a)压下量80mm (b)压下量120mm (c)压下量240mm

(2)压下量对上下端面直径差的影响

压下量对上下端面直径差的影响如表2所示,中心成形后,上下端面直径差很小,上下端面直径基本相同;边缘成形后,随着压下量的增加,上下端面直径差逐渐减小。

表2 压下量对应上下端面直径差Table 2 The effect of reduction on he diameter difference between upper and lower faces

3.4 数值模拟结论

根据上述模拟结果可以看出,锤砧宽度越大,折叠产生倾向越小、上下端面直径差越小,而锤砧宽度为700 mm时,成形力已接近185 MN油压机设备极限,故锤砧宽度选择700 mm较为合理。根据压下量对上下端面直径差和折叠的影响,压下量选用120 mm(压两趟)较为合理。另根据锤砧宽度700 mm、压下量120 mm的模拟情况,上下端面直径差为180 mm,为了减少此问题对成形质量的影响,压凹槽前一火次坯料在旋压过程中不翻面,使坯料一端直径大、一端直径小(控制直径差在180 mm左右),在压凹槽时将坯料小端朝上,经过中心成形和边缘成形后保证上下端面直径基本相同。