IN690合金管熱擠壓溫升與擠壓力的研究

孫朝陽(yáng)，劉 斌，李 瑞，張清東

(北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，北京100083，E-mail:suncy@ustb.edu.cn)

IN690合金管熱擠壓溫升與擠壓力的研究

孫朝陽(yáng)，劉 斌，李 瑞，張清東

(北京科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，北京100083，E-mail:suncy@ustb.edu.cn)

溫升和擠壓力是影響鋼管擠壓過(guò)程的重要指標(biāo)，利用熱模擬實(shí)驗(yàn)獲得了IN690合金的熱加工本構(gòu)關(guān)系，建立了IN690合金鋼管熱擠壓過(guò)程的有限元模型.采用正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的仿真實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)分析了坯料溫度(Tb=1000～1200℃)、擠壓速度(v=20～200 mm/s)和模具預(yù)熱溫度(Td=300～500℃)對(duì)管材成形過(guò)程中溫升和擠壓力的影響.研究表明：坯料溫度對(duì)溫升與擠壓力影響最為顯著，擠壓速度次之，而模具預(yù)熱溫度影響最小.最佳工藝參數(shù)為：Tb=1200℃，v=20 mm/s，Td=300℃;建立了最大擠壓力和溫升關(guān)于工藝參數(shù)的預(yù)測(cè)模型，誤差小于8%.

高溫合金;管材熱擠壓;溫升;擠壓力

IN690(Inconel690)合金是1種高強(qiáng)度、良好冶金穩(wěn)定性的鎳基高溫變形合金，該合金具有優(yōu)異的抗多種水性介質(zhì)和高溫氣氛侵蝕的能力［1－2］，在核蒸汽機(jī)發(fā)生器水反應(yīng)堆中得到廣泛應(yīng)用［3］.IN690無(wú)縫管多采用熱擠壓的生產(chǎn)方式，由于IN690合金材料變形抗力大，材料流動(dòng)性差，熱加工范圍窄等因素，使得管材熱擠壓過(guò)程溫升和擠壓力都大，成材率低，因此，IN690合金管的生產(chǎn)一直是困擾工業(yè)生產(chǎn)的難題.

管材熱擠壓過(guò)程由于摩擦和材料熱加工性能的特點(diǎn)，將會(huì)產(chǎn)生大量的熱，這些熱量表現(xiàn)為局部溫度的升高.過(guò)高的溫升將會(huì)導(dǎo)致管材局部過(guò)燒、管壁產(chǎn)生裂紋等缺陷.因此，溫升直接影響鋼管熱擠壓成形的順利進(jìn)行及成形件的質(zhì)量.同時(shí)，熱擠壓過(guò)程中的擠壓力是設(shè)備選擇的依據(jù)，也是決定鋼管熱擠壓成形順利進(jìn)行的關(guān)鍵因素.在以往的研究中，張士宏和王忠堂等［4－5］實(shí)驗(yàn)研究了高溫合金IN718和GH1140管材擠壓成形工藝，發(fā)現(xiàn)高溫合金管材擠壓成形時(shí)必須嚴(yán)格控制坯料溫度、模具預(yù)熱溫度、潤(rùn)滑方式、擠壓速度、擠壓比等工藝參數(shù).孫朝陽(yáng)等［6］分析了IN718不同工藝參數(shù)對(duì)擠壓過(guò)程溫度場(chǎng)分布和擠壓力的影響;張永強(qiáng)等［7］研究了不同的擠壓溫度、擠壓比和擠壓速度等擠壓參數(shù)對(duì)TC4合金管材擠壓成形工藝的影響，以及潤(rùn)滑方式對(duì)TC4合金擠壓管材表面質(zhì)量的影響;林高用等［8］分析了純銅管熱擠壓過(guò)程，研究了擠壓速度對(duì)金屬流動(dòng)的影響.但專門(mén)針對(duì)IN690高溫合金塑性成形進(jìn)行有限元數(shù)值模擬的研究并不多見(jiàn)，特別是擠壓工藝參數(shù)對(duì)溫升和擠壓力的影響研究較少.

本文基于DEFORM－2D軟件建立了IN690合金鋼管熱擠壓過(guò)程的計(jì)算模型，通過(guò)正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)了仿真實(shí)驗(yàn)工況，分析了坯料溫度，模具預(yù)熱溫度和擠壓速度對(duì)溫升和最大擠壓力的影響規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上建立了最大擠壓力和溫升關(guān)于擠壓工藝參數(shù)的預(yù)測(cè)模型.

1 鋼管熱擠壓過(guò)程仿真建模與實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 IN690合金材料的本構(gòu)模型

材料流動(dòng)應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系的準(zhǔn)確性直接決定了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.本文采用Gleeble－1500熱力學(xué)模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)不同溫度和應(yīng)變速率下IN690合金進(jìn)行近似等溫壓縮實(shí)驗(yàn)，獲得了該合金的流動(dòng)應(yīng)力應(yīng)變曲線，如圖1所示.但所得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線是在給定的溫度和應(yīng)變速率下的離散曲線，并不能完整描述擠壓過(guò)程中溫度和應(yīng)變速率連續(xù)變化的實(shí)際情況.

圖1 1150℃不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線

為了更好地描述IN690合金在連續(xù)的不同溫度和應(yīng)變速率下流動(dòng)應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系，采用雙曲正弦函數(shù)建立了IN690合金高溫條件下的流動(dòng)應(yīng)力本構(gòu)方程［9］，并在DEFORM中采用用戶子程序調(diào)用材料本構(gòu)模型，其與試驗(yàn)誤差在5.17%以內(nèi).

其中，F(xiàn)(σ)可用下式表達(dá):

式中:˙ε為應(yīng)變速率，s－1;R為氣體常數(shù)，8.314 J/ (mol·K);T為絕對(duì)溫度，K;Q為變形熱激活能，kJ/mol;σ為流動(dòng)應(yīng)力，MPa;A、n、β為材料常數(shù)，α=β/n.

1.2 鋼管熱擠壓過(guò)程的有限元模型

圖2為某典型尺寸的IN690鋼管熱擠壓過(guò)程模擬的有限元模型.模型考慮了坯料，擠壓模，擠壓筒，擠壓針和擠壓墊5個(gè)部分，其中關(guān)鍵尺寸參數(shù)如圖1所示.由于管材擠壓各個(gè)部分幾何和邊界具有嚴(yán)格的軸對(duì)稱特征，因而模型采用了剛塑性軸對(duì)稱模型.擠壓過(guò)程中摩擦系數(shù)玻璃潤(rùn)滑區(qū)域?yàn)?.05，其 他 為 0.3; 換 熱 系 數(shù) 為11 N/sec/mm/C［10－12］，其他邊界條件與文獻(xiàn)［6］類似.

圖2 IN690鋼管熱擠壓幾何和有限元模型

1.3 基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的仿真實(shí)驗(yàn)

實(shí)際生產(chǎn)中，坯料溫度(Tb)、擠壓速度(v)、模具預(yù)熱溫度(Td)和摩擦潤(rùn)滑、換熱狀況是擠壓過(guò)程能否能順利進(jìn)行以及決定擠出管材質(zhì)量好壞的關(guān)鍵因素.其中，摩擦潤(rùn)滑、換熱狀況采用摩擦系數(shù)和換熱系數(shù)進(jìn)行建模，并且對(duì)于某一特定熱擠壓過(guò)程這兩個(gè)系數(shù)相對(duì)固定.而Tb、v、Td則可以根據(jù)工藝設(shè)計(jì)需要方便的進(jìn)行調(diào)整，因此，本文主要研究以上3項(xiàng)工藝參數(shù)對(duì)擠壓過(guò)程溫升和擠壓力的影響.在保持其他條件不變的情況下，分別改變坯料初始溫度、模具預(yù)熱溫度以及擠壓速度.本文采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，取Tb=1000～1250℃，Td= 300～500℃，v=20～200 mm/s，將上述3個(gè)因素各取5個(gè)水平，得到擠壓參數(shù)正交因素水平表，如表1所示.正交試驗(yàn)是1種能夠大幅度減少試驗(yàn)次數(shù)，且并不會(huì)降低試驗(yàn)可行度的方法，它使得每個(gè)因素的每個(gè)水平與另1個(gè)因素各水平各相交1次.本文采用表1所示的擠壓工藝參數(shù)得到的L25(53)正交試驗(yàn)表和建立的鋼管熱擠壓過(guò)程的有限元模型進(jìn)行了25個(gè)典型熱擠壓過(guò)程的仿真試驗(yàn).

表1 擠壓參數(shù)正交試驗(yàn)因素水平表

2 模擬結(jié)果分析

2.1 模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比

主應(yīng)力法是目前理論求解管材擠壓過(guò)程擠壓力的常用方法，經(jīng)生產(chǎn)中反復(fù)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證該理論計(jì)算值接近實(shí)測(cè)值，文獻(xiàn)［13］中主應(yīng)力法推導(dǎo)得到的擠壓力為式中:σs為屈服極限;S為截面積，S=π(R23-R20; α為錐模模角;R0為擠壓針半徑;R1為?？装霃?R3為擠壓筒內(nèi)徑;μ1為?？滋幗饘倥c模具工作帶及穿孔針表面之間的摩擦系數(shù);μ2為變形區(qū)金屬與模具面及穿孔針之間的摩擦系數(shù);μ3為擠壓筒內(nèi)金屬與內(nèi)壁及穿孔針之間摩擦系數(shù);l為模具工作帶長(zhǎng)度; l3為未變形部分錠坯長(zhǎng)度;λ為擠壓比;A為與摩擦系數(shù)和模角有關(guān)的系數(shù)，B為與擠壓筒，擠壓針和?？装霃接嘘P(guān)的形狀系數(shù).

實(shí)際擠壓過(guò)程中由于摩擦和塑性功大量轉(zhuǎn)換為熱量使得金屬溫度上升，變形抗力下降;而采用主應(yīng)力法計(jì)算擠壓力，由于假設(shè)擠壓過(guò)程中材料的屈服極限不變，因而計(jì)算值一般都大于實(shí)測(cè)值.主應(yīng)力法只能求取穩(wěn)定擠壓階段的單位擠壓力，以進(jìn)入穩(wěn)定擠壓階段(Stroke=50 mm)，擠壓速度為100 mm/s時(shí)，采用主應(yīng)力法分別計(jì)算不同坯料溫度下的擠壓力，與模擬值進(jìn)行比較.如表2所示，主應(yīng)力法計(jì)算的穩(wěn)定擠壓力與模擬計(jì)算值相差不大，在4 MN以內(nèi)，誤差在12%以內(nèi).

2.2 工藝參數(shù)對(duì)擠壓力和溫升的影響

2.2.1 不同參數(shù)下的擠壓力

不同工藝參數(shù)下的擠壓力行程曲線走勢(shì)基本一致，以擠壓速度為100 mm/s的工況為例說(shuō)明，如圖3所示.擠壓力行程曲線可分為3個(gè)階段:①填充擠壓階段，坯料在壓力作用下填充擠壓筒，擠壓力緩慢抬升，并在擠壓墊下行40 mm左右，擠壓力達(dá)到峰值;然后隨著擠壓過(guò)程的進(jìn)行，擠壓力下降并逐漸趨于平穩(wěn)，進(jìn)入②穩(wěn)定擠壓階段，此時(shí)隨著坯料長(zhǎng)度的減少摩擦力下降，擠壓力有緩慢下降的趨勢(shì);③終了擠壓階段金屬呈紊流狀態(tài)，死區(qū)中的金屬也參與到擠壓過(guò)程中來(lái).這部分金屬由于溫度低變形抗力大，導(dǎo)致擠壓力又有所上升.由圖3可知:在相同擠壓速度下，隨著擠壓溫度的上升，擠壓力峰值下降.在擠壓溫度為1000℃時(shí)的擠壓力最大，擠壓力峰值為38.3 MN，而在坯料溫度為1200℃時(shí)，擠壓力下降為19.5 MN，降幅達(dá)49.09%.因而相同擠壓速度下提高擠壓坯料預(yù)熱溫度能取得降低峰值擠壓力的效果.

表2 理論值與模擬值比較

圖3 v=100 mm/s時(shí)載荷(F)位移(S)曲線

坯料溫度為1200℃時(shí)不同擠壓速度下擠壓力曲線如圖4所示.隨著擠壓速度的提高，擠壓過(guò)程中的峰值擠壓力有所上升.在擠壓速度為20 mm/s時(shí)的峰值擠壓力為17.8 MN，在擠壓速度上升到200 mm/s時(shí)的峰值擠壓力為20.7 MN，增幅為2.9 MN左右，為16.29%.當(dāng)變形程度一定時(shí)，金屬的流出速度越高，相應(yīng)的變形速度也越高，金屬將在不同程度上產(chǎn)生硬化使得變形抗力增高，因此，在擠壓過(guò)程中提高擠壓速度會(huì)提高峰值擠壓力.

圖4 Tb=1200℃時(shí)載荷位移曲線

提高擠壓速度能提高生產(chǎn)效率，但過(guò)分追求速度的提高是不可取的.一方面擠壓機(jī)的擠壓能力是有限的，不能超過(guò)其額定擠壓力;另一方面材料本身的可擠壓性能對(duì)擠壓速度也有限制.因此，擠壓速度也存在一個(gè)極限值.實(shí)際擠壓速度要根據(jù)擠壓機(jī)的擠壓能力、材料的擠壓性能以及其他一些相關(guān)參數(shù)來(lái)設(shè)定.

2.2.2 不同工藝參數(shù)下的溫升

不同工藝參數(shù)下的溫度變化規(guī)律基本一致，以擠壓速度為100 mm/s時(shí)一組工況的溫升和溫降為例說(shuō)明.如圖5(a)所示，隨著坯料溫度的升高，坯料的最高溫度的增幅逐漸下降.在坯料溫度為1000℃時(shí)，最高溫度達(dá)到1132℃，溫升為132℃;而在坯料溫度為1200℃時(shí)，最高溫度為1260℃，溫升僅為60℃.由圖5(b)可見(jiàn)，隨著擠壓過(guò)程的進(jìn)行，坯料的最低溫度持續(xù)下降，坯料初始溫度高，擠壓過(guò)程中的最低溫度也高，并都在擠壓結(jié)束時(shí)達(dá)到最低溫度.在坯料溫度為1000℃時(shí)，最低溫度下降到672℃;而在坯料溫度為1200℃時(shí)，最低溫度為820℃.

在填充擠壓階段，坯料的最高溫度有小幅的上升，在這個(gè)階段主要由坯料與模具摩擦生熱，使得坯料的最高溫度上升，但產(chǎn)生的熱量有限.隨著擠壓過(guò)程的進(jìn)行，坯料被擠壓出?？?，這時(shí)坯料的最高溫度有一個(gè)顯著的升高，并在穩(wěn)定擠壓階段逐漸趨于穩(wěn)定.這是由于在塑性變形最為劇烈的?？赘浇?，塑性功大量轉(zhuǎn)換為熱量，而?？滋幗饘倭鲃?dòng)的速度又很高，熱量來(lái)不及散失金屬就被擠出模孔，使得在模孔附近的坯料溫度顯著升高.在擠壓墊下行40 mm左右達(dá)到最高值1240℃左右，溫升40℃.在擠壓后期，坯料的最高溫度波動(dòng)不大，并隨著擠壓過(guò)程中塑性功轉(zhuǎn)換的熱量與散失的熱量逐漸達(dá)到一種平衡的狀態(tài)，坯料的最高溫度維持在一個(gè)較高的水平.

圖5 v=100 mm/s時(shí)溫度位移曲線

2.3 正交模擬結(jié)果分析

2.3.1 直接分析

如圖6所示，從整體來(lái)看坯料溫度為1 000℃的1組模擬工況溫升最高，坯料溫度在1 200℃的1組模擬工況溫升最低.不考慮模具預(yù)熱溫度的影響，在坯料加熱溫度為1 000℃，擠壓速度在200 mm/s時(shí)，最大溫升達(dá)到了136℃，而在坯料加熱溫度為1 200℃時(shí)，最大溫升也達(dá)到了65.7℃.這說(shuō)明在擠壓過(guò)程中，坯料的局部溫升劇烈，很可能造成坯料局部過(guò)燒，造成管材缺陷.隨著坯料溫度的升高，擠壓過(guò)程中的溫升呈下降趨勢(shì).這是因?yàn)榕髁蠝囟壬?，變形抗力下降，擠壓過(guò)程中塑性功轉(zhuǎn)化成熱量減少，同時(shí)由于坯料溫度高，其與模具的熱交換也大，熱量損失大，所以坯料溫升幅值變小.

在同一坯料溫度下，隨著擠壓速度的升高，溫升有所上升，但上升的幅度在22～31℃.這是因?yàn)殡S著擠壓速度的升高，坯料與工具內(nèi)壁接觸時(shí)間短，造成了絕熱擠壓，擠壓過(guò)程中的塑性功和摩擦功產(chǎn)生的熱量來(lái)不及散失，從而導(dǎo)致溫升變大.

如圖7所示，擠壓力隨著坯料溫度和擠壓速度變化呈現(xiàn)一定的規(guī)律性.坯料溫度為1000℃的1組模擬工況最大擠壓力最高，坯料溫度在1 200℃的1組模擬工況擠壓力最低.在不考慮模具預(yù)熱溫度的影響下，在坯料加熱溫度為1000℃，擠壓力最大值達(dá)到了40.1 MN，而在坯料加熱溫度為1 200℃時(shí)，擠壓力最大值為24.80 MN.

對(duì)于擠壓速度為200 mm/s，坯料溫度為1000℃，Tb=1000的熱擠壓模擬試驗(yàn)，擠壓力值最大為40.10 MN，為;擠壓速度為20 mm/s，坯料溫度為1200℃的擠壓模擬實(shí)驗(yàn)擠壓力最小為17.80 MN，為.最小擠壓力比最大擠壓力降低了22.3MN，坯料溫度升高，擠壓力下降了約55%.這說(shuō)明在擠過(guò)程中，在不影響管材質(zhì)量的前提下，盡量提高坯料的加熱溫度，可以大幅降低擠壓力.

隨著坯料溫度的升高，擠壓過(guò)程中的擠壓力呈下降趨勢(shì).這是因?yàn)榕髁蠝囟壬?，材料的變形抗力和硬度下降，從而使得擠壓力下降.在同一坯料溫度下，隨著擠壓速度的升高，擠壓力有所上升，上升的幅度在3.2～4.1 MN.

2.3.2 綜合分析

擠壓過(guò)程中，模具受力對(duì)模具使用壽命影響較大，通常希望在成形效果良好的前提下，擠壓力越小越好，這不僅關(guān)系到模具受力，而且還關(guān)系到擠壓機(jī)的擠壓能力;而溫升表示坯料擠壓過(guò)程中最高溫度與加熱溫度的差值，溫升過(guò)高，材料的組織性能變壞，擠壓過(guò)程中易出現(xiàn)熱裂等制品缺陷，這是擠壓過(guò)程應(yīng)該避免的.基于正交實(shí)驗(yàn)分析，不同工藝參數(shù)對(duì)擠壓力和溫升的影響如表3所示.

表3 正交試驗(yàn)結(jié)果與評(píng)價(jià)

正交試驗(yàn)中因素對(duì)指標(biāo)的影響強(qiáng)弱是以極差值來(lái)評(píng)價(jià)的，某因素下的指標(biāo)極差值越大，其影響越強(qiáng);最佳參數(shù)的選取是以某因素下指標(biāo)的最小(最大)平均值來(lái)確定，本文中溫升與擠壓力都取平均值最小為判斷依據(jù).從表3中平均擠壓力的極差值可以得到，正交試驗(yàn)中工藝參數(shù)對(duì)擠壓力影響的因素從強(qiáng)到弱順序?yàn)?坯料溫度(A)＞擠壓速度(C)＞模具預(yù)熱溫度(B)，模擬結(jié)果得到的擠壓力小的較優(yōu)工藝參數(shù)為:Tb=1200℃，Td=300℃，v=20 mm/s.從表3中平均溫升的極差值可以得到，正交試驗(yàn)中工藝參數(shù)對(duì)溫升影響因素的強(qiáng)弱順序?yàn)?A＞C＞B，分析得到溫升的較優(yōu)工藝參數(shù)為:Tb=1200℃，Td=500℃，v=20 mm/s.

表4 正交試驗(yàn)結(jié)果與評(píng)價(jià)

為了驗(yàn)證結(jié)論的正確性，本文對(duì)由表3所確定的最佳工藝參數(shù)分別進(jìn)行了26和27號(hào)模擬仿真實(shí)驗(yàn)，計(jì)算條件和結(jié)果如表4所示.26號(hào)實(shí)驗(yàn)中，溫升僅為44.27℃;27號(hào)實(shí)驗(yàn)中，最大擠壓力為17.10 MN，因此，正交試驗(yàn)法所得的較優(yōu)工藝參數(shù)是正確的.兩組較優(yōu)工藝參數(shù)模擬結(jié)果中，溫升和擠壓力相差均不大，但考慮到模具預(yù)熱溫度越高，模具剛度強(qiáng)度下降，磨損加劇會(huì)降低使用壽命，因此，選擇較低的模具溫度，得到在所考慮的工藝參數(shù)內(nèi)模擬結(jié)果的最佳工藝參數(shù)組合為T(mén)b=1 200℃，Td=300℃，v=20 mm/s.

3 基于仿真的溫升與擠壓力預(yù)測(cè)

根據(jù)模擬得到不同工藝條件下的溫升和擠壓力，采用逐步回歸分析方法建立溫升和擠壓力的預(yù)測(cè)模型，該預(yù)測(cè)模型以坯料溫度(Tb)、模具預(yù)熱溫度(Td)、擠壓速度(v)為自變量，可以得到

由圖8可知，溫升關(guān)于擠壓工藝參數(shù)的預(yù)測(cè)模型與仿真計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差在8%以內(nèi)，擠壓力預(yù)測(cè)模型的誤差更是在3.3%以內(nèi)，這在工程中都是可以接受的.由回歸所得的擠壓力和溫升關(guān)于擠壓工藝參數(shù)預(yù)測(cè)模型中，均只與坯料溫度和擠壓速度有關(guān)，而與模具預(yù)熱溫度無(wú)關(guān)，并且坯料溫度均有兩項(xiàng)，說(shuō)明坯料溫度是擠壓力與溫升影響最大的因素，這與正交試驗(yàn)仿真計(jì)算得出的結(jié)論一致，進(jìn)一步說(shuō)明模具預(yù)熱溫度對(duì)溫升和最大擠壓力影響不顯著.

綜上所述，坯料溫度對(duì)擠壓力和溫升的影響最大，因此，在進(jìn)行工藝調(diào)整時(shí)，重點(diǎn)應(yīng)放在坯料的溫度，其次是擠壓速度，最后是模具預(yù)熱溫度.隨著坯料溫度的升高擠壓力下降幅度較大，在保證可擠壓性和擠壓制品質(zhì)量的前提下應(yīng)盡量提高坯料的加熱溫度.提高擠壓速度對(duì)降低擠壓力不利，但能夠提高生產(chǎn)效率，在保證擠壓機(jī)擠壓能力的前提下應(yīng)盡量提高擠壓速度.模具預(yù)熱溫度不宜過(guò)高，因?yàn)闇囟仍礁撸＞邚?qiáng)度和剛度下降，磨損加劇，使得模具壽命降低，生產(chǎn)成本增加.

圖8 有限元模擬值與工藝參數(shù)預(yù)測(cè)值比較

4 結(jié)論

建立了IN690高溫合金鋼管熱擠壓過(guò)程數(shù)值計(jì)算模型，與主應(yīng)力法計(jì)算結(jié)果相近模型較為準(zhǔn)確，分析了坯料溫度(Tb=1000～1200℃)、擠壓速度(v=20～200 mm/s)和模具預(yù)熱溫度(Td=300～500℃)對(duì)擠壓力與溫升的影響，得到以下結(jié)論.

1)擠壓溫度上升，擠壓力峰值下降，最大降幅為18.8 MN，適當(dāng)提高坯料溫度能有效地降低擠壓力;擠壓速度提高，峰值擠壓力有所上升，但上升幅度不大，在3.2～4.1 MN.最高溫度基本上都在發(fā)生塑性變形最為劇烈的?？赘浇?，最高溫升達(dá)到了136.04℃.

2)工藝參數(shù)對(duì)溫度和擠壓力影響的因素從強(qiáng)到弱順序均為:坯料溫度A＞擠壓速度C＞模具預(yù)熱溫度B;考慮模具強(qiáng)度和擠壓力、溫升最小原則得到最佳工藝參數(shù)組合為:Tb=1200℃，Td=300℃，v=20 mm/s.

3)在設(shè)定的擠壓相關(guān)參數(shù)下，基于模擬計(jì)算結(jié)果建立起了最大擠壓力和溫升關(guān)于擠壓工藝參數(shù)的預(yù)測(cè)模型，預(yù)測(cè)值與有限元仿真值誤差較小在8%以內(nèi).

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The temperature rise and extrusion force of IN690 superalloy during tube hot extrusion process

SUN Chao-yang，LIU Bin，LI Rui，ZHANG Qing-dong
(School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China; E-mail:suncy@ustb.edu.cn)

In this paper，based on the constitutive relationship obtained by isothermal compression，a finite element model of hot extrusion of IN690 superalloy tube was established.The effect of billet temperature(Tb= 1000～1200℃)，extrusion speed(v=20～20 mm/s)and die preheating temperature(Td=300～500℃) on the temperature rise and extrusion force during tube hot extrusion process was investigated by using orthogonal experimental design method.The results show that the billet temperature takes the greatest impact on temperature rise and the extrusion force，followed by extrusion speed and the die preheat temperature.The optimal process parameters are:Tb=1200℃，v=20 mm/s，Td=300℃，and the error is less than 8%.

super-alloy;tube hot extrusion;temperature rise;extrusion force

TG333 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1005－0299(2011)04－0052－07

2010－08－26.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50831008).

孫朝陽(yáng)(1976－)，男，副教授.

(編輯 呂雪梅)