AP1000核電站主管道材料為316LN，鍛造過程中必須保證產品的晶粒度要求，不能通過熱處理細化晶粒。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再結晶行為，得到了316LN不銹鋼管在鍛造過程中的晶粒細化標準。對于鍛件，采用數值模擬和物理模擬相結合的方法，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力應變分布規律和合理性。工藝參數來決定。能有效提高鍛件變形區的等效應變和均勻分布，達到鍛件變形均勻和晶粒細化的目的。該結果對核電主鍛件工藝方案的優化具有理論參考價值。

核電建筑是輸出核蒸汽供應系統核心熱能的大型厚壁管道，是核電的關鍵組成部分。 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生相變，因此不能通過熱處理細化其晶粒。主管的鍛造在滿足最終產品的粒度要求（ASTM 2 或更精細的ASTM 4）方面起著關鍵作用[1-3]。目前，AP1000核電管道的研發正在國內外同步進行。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斯曼效應的鍛造法（Mannesmannfect，no FM）和寬模重吹鍛造法（WHF）更有效。上、下V砧拉制時壓力機的噸位和鍛件圓形截面的變形分布不對稱，進一步有助于提高最終管坯產品的質量[4-5]。因此，本文提出了一種改進的上V砧和下V砧的砧座形狀，并采用數值分析與下V砧相結合的方法，對大圓角V砧鍛件的長寬進行了試驗研究。物理模擬。為解決316LN不銹鋼管鍛造過程中晶粒細化和晶粒均勻的問題，該形狀提高了鍛件等效應變分布的可能性。

1 316LN不銹鋼管動態再結晶行為及晶粒細化

動態再結晶是低層錯能金屬材料熱塑性變形過程中的主要軟化機制。 316LN不銹鋼管是典型的低層合故障能鋼，在再結晶溫度線以上可發生動態再結晶。動態再結晶是產生和生長未變形的晶核而不是高位錯密度的變形晶粒，形成再結晶晶粒的過程，在消除大量位錯的同時，可以達到細化晶粒的目的。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應變速率下進行完全動態再結晶的顯微組織s-1. 顯示。

核主管道在鍛造過程中的應變可高達0.01s-1。熱力學模擬實驗[6]顯示了316LN不銹鋼管完美的動態再結晶規律，即隨著實際應變的增加，流動應力趨于穩態，臨界真應變值為穩態應變。 s。實驗結果表明，穩態應變s與Z參數之間存在關系s=0.153Z0.044。其中，Z為Zener-Hollomon參數，即溫度補償應變系數。 316LN不銹鋼管動態再結晶后晶粒尺寸dDRX與Z參數的關系為dDRX=6.108106Z-0.392。根據上述公式，可計算出316LN不銹鋼管在應變為0.01s-1時各溫度下的穩態應變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際應變大于各溫度條件下的正常應變，則鍛造后的晶粒尺寸可達到ASTM4或更高。好的。在鍛造過程中，鍛造溫度逐漸降低。在本文中，我們通過熱力學模擬實驗研究了316LN 不銹鋼管在多道次應變條件下的動態再結晶行為[7]。圖2顯示了316LN不銹鋼管在不同應變溫度梯度和0.01 s-1應變速率下雙道次應變試樣的微觀結構。其中，T1、T2、1和2分別為第一道次和第二道次的應變溫度和應變。切割線法計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的高溫區域，增加316LN不銹鋼管在鍛造時的變形量有助于充分實現動態再結晶和晶粒細化。

圖3為316LN不銹鋼管在雙道次應變條件下的高溫流變應力曲線。當溫度梯度為1100~1050時，通道2的流變應力曲線未達到穩態，當穩態應變s>0.60，溫度梯度為1200~1150時，流變應力曲線2通道達到穩態時，穩態應變s 約為0.58。因此，后續道次中動態再結晶的穩態轉變值基本上不受初始道次的影響。在可鍛溫度9001050的低溫區，316LN不銹鋼管的變形抗力較大，實現完全動態再結晶所需的穩態變形值和壓力機噸位較大。由于316LN不銹鋼管綜合考慮裂紋缺陷的預防、鍛造設備條件和鍛造加工性（利用鍛造變形）難以實現完全動態再結晶，在高溫區完全動態再結晶是主要的技術手段實現。綜上所述，在316LN不銹鋼管的鍛造過程中，通過動態再結晶可以使晶粒細化。以1050完全動態再結晶為參考標準，鍛造過程中的實際應變應大于0.655?？紤]到降溫系數，實際應變越大越好。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生完全的動態再結晶，提高鍛件的塑性變形均勻性是解決316LN不銹鋼管晶粒細化和晶粒均勻性的關鍵。

2 模型構建與仿真方法

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。本文的實驗研究基于上下V砧方法[8]，其中下V砧的兩個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實踐中常用的120，如http://1287.cn。/4.為便于說明，實驗結果所示坐標均以中心直徑線為坐標原點，毛坯中心為原點，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原點，邊距右邊緣為10。左端是-10。數值模擬以Devorm3D軟件為模擬平臺，采用三維江蘇塑性有限元模型，模擬毛坯尺寸與實際鍛件尺寸為1：1的比例。為簡化計算，提高計算精度和效率，我們根據對稱條件，取單調的四分之一作為研究對象。高溫鍛造情況下，摩擦系數為0.4，油壓機速度為20mm/s，減速率為16%，模擬材料模型通過以316LN鋼為主管的實驗測量.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]。根據模擬相似性標準，模擬試件與實際鍛件的尺寸按1:33的比例構建。實驗過程中，沿子午線切割試件，在截面上刻出網格線，試件用低熔點木材合金焊接，采用液壓上下V砧法。試驗機。實驗中，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部再結晶。實驗數據采用基于四節點等參元理論和歐拉大變形公式的坐標網格法處理[10]。

3.改進了上平下V砧形狀和應變分布規律

在實際生產中，如果采用常規的上平下V型坯進行拉伸，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，在鍛件內部獲得更多的壓應力和等效應變。當大圓角半徑R與毛坯半徑R0之比在0.81.2之間時，等效應變分布可大大增加或改善。單調和V型砧最大等效應變峰值可以達到它們的最大值，如圖5a所示。應避免鍛造過程中的拉應力，因為它容易開裂，過渡圓角砧幾何形狀可以顯著降低毛坯底部的拉應力，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，使坯料內部產生更大的壓應力以防止開裂，同時也增加了壓力機的負荷。受FM 方法和FM 頂部和底部V 砧拉伸長度方法的啟發[11-12]，在本文中，我們通過僅增加V 砧寬度比來增加毛坯內部等效應變的分布，從而使載荷幅值在印刷機更小。隨著V砧寬比逐漸增大，坯料內部的等效應變也逐漸增大，當以V階躍增大時，等效應變達到最大值，如如圖6a所示。在應力狀態分析中發現，V砧寬度的增加有利于消除中心拉應力，V砧寬度比大于0.9越大，壓應力越大。毛坯的下半部分為4/5D0。下表面區域的拉伸應力增加更明顯，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，當組合砧從0.8拉到0.8時，與組合砧0.6-0.6相比，最大應變增加了5.88%，當施加在上砧上的載荷需要增加26.13%時，組合砧為0.6~0.8，峰值應變增加7.65%，上砧負載增加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變的同時，僅增加上部載荷即可達到優化工藝的效果。

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變的分布。壓下率為16%時，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變。為了驗證通過數值分析實驗得出的結論的準確性，分別對普通砧形和組合砧形伸長進行了物理模擬。經數據處理后，試樣中心部位等效應變分布如圖：如圖7。對比表明，粘結砧可以顯著增加試樣中心等效應變的分布。當減少率恒定時，使用改進的粘合砧形狀可以實現與數值模擬一致的更好的應變分布。在物理模擬實驗的情況下，由于采用坐標網格法截取4節點網格，進行了常數近似，這會導致實驗結果出現誤差，但不影響應變分布規律的解釋。