變形量對冷徑向鍛造身管力學(xué)性能各向異性的影響

徐寶池，楊 晨，樊黎霞，扶云峰，任青松，董雪花

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,南京 210094；2.重慶建設(shè)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，重慶 400054；3.南京理工大學(xué)理學(xué)院，南京 210094)

徑向鍛造是一種熱鍛或冷鍛工藝，通常在工件周圍徑向布置4個錘頭，以生產(chǎn)截面沿其長度方向恒定變化的實心或管狀工件[1]。與傳統(tǒng)的開式模鍛相比，由于錘頭的約束，材料橫向變形受到限制，成形件具有較好的晶粒組織和較少的內(nèi)部缺陷[2]。目前，我國速射武器身管制造普遍采用冷徑向鍛造工藝，徑向鍛造過程如圖1所示。

冷徑向鍛造通常會使身管材料的強(qiáng)度指標(biāo)增加，塑性指標(biāo)下降，并產(chǎn)生力學(xué)性能的各向異性。身管使用過程中需要承受一定的膛壓，其力學(xué)性能各向異性會對身管使用性能產(chǎn)生影響。因此，為了制造出性能更加優(yōu)異的身管滿足其使用要求，需要對鍛后身管力學(xué)性能各向異性進(jìn)行研究。Yu等[3]對鎂環(huán)熱軋過程進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)鎂環(huán)厚度方向微觀結(jié)構(gòu)分布不均勻，其力學(xué)性能也呈現(xiàn)各向異性，中間層材料軋向屈服強(qiáng)度明顯高于橫向。劉力力[4]對鍛后身管力學(xué)性能進(jìn)行實驗測定，發(fā)現(xiàn)鍛后身管呈現(xiàn)各向異性，其橫向塑性性能低于縱向。Gulsha等[5]在模擬鋯管冷軋過程中考慮毛坯材料的各向異性，發(fā)現(xiàn)模擬得到殘余應(yīng)力分布與實際結(jié)果更加吻合。Hideaki等[6]在研究管件軋制時發(fā)現(xiàn)，管件毛坯材料各向異性將影響到管件成形表面質(zhì)量。鄧雨亭等[7]對β鍛TC17 鈦合金力學(xué)性能各向異性進(jìn)行了研究，表明鍛后產(chǎn)生的織構(gòu)組分以及拉伸鍛后相貌特征各異共同造成了TC17鈦合金力學(xué)性能的各向異性。劉文輝等[8]究發(fā)現(xiàn)橫軋工藝可以降低板材的各向異性度。

為了得出冷徑向鍛造工藝對身管力學(xué)性能各向異性的影響規(guī)律，本文以5.8 mm口徑彈線膛同鍛身管為研究對象，分析變形量對冷徑向鍛造身管力學(xué)性能的影響。

1 實驗準(zhǔn)備及研究方法

本實驗所選用的身管毛坯為外徑φ30.20 mm、內(nèi)徑φ11.64 mm的30SiMn2MoVA鋼厚壁管。在室溫下條件下，采用SKK-10型徑向精鍛機(jī)按四種不同的變形量對身管毛坯進(jìn)行鍛打成形。變形量采用斷面收縮率公式計算：

(1)

式中：Ab為毛坯橫截面積；Af為鍛件橫截面積；Rb為毛坯外半徑；rb為毛坯內(nèi)半徑；Rf為鍛件外半徑；rf為鍛件內(nèi)半徑。

鍛打后身管尺寸如表1所示。

表1 鍛后身管尺寸

徑向鍛造后，沿鍛后身管的軸向、徑向和周向進(jìn)行取樣制成壓縮試件，取樣位置如圖2所示。壓縮試樣設(shè)計成直徑為4 mm、高度為6 mm的圓柱體，試樣的外圓柱表面通過無心磨床加工成粗糙度為0.8 Ra的光滑表面。壓縮實驗儀器選用長春實驗研究所產(chǎn)CCS-44100電子萬能試驗機(jī)。實驗前，在壓縮試樣的上下表面涂上潤滑油，實驗過程中壓縮速度保持恒定，其值為5 mm/min。為了方便觀察壓縮裂紋，在壓縮試驗臺一側(cè)添加微型電子顯微鏡，用于記錄實驗過程中試樣裂紋的萌生情況，當(dāng)觀察裂紋萌生或壓縮載荷達(dá)到70 kN時停止實驗。采用線切割對鍛后身管中間層進(jìn)行取樣，制成表面積為13 mm×10 mm,厚度為3 mm的矩形X射線衍射試樣(如圖3)。經(jīng)過粗磨和拋光后，采用D8 ADVANCED X射線衍射儀對中間層晶粒分布情況進(jìn)行分析，得到不同方向上的不完全極圖衍射數(shù)據(jù)，采用Textools軟件對試樣織構(gòu)組分進(jìn)行分析。

圖2 壓縮件取樣位置示意圖

采用有限元軟件(ABAQUS)建立身管冷徑向鍛造軸對稱模型，有限元模型中毛坯尺寸、錘頭尺寸及鍛打工藝參數(shù)與實驗情況一致。建模過程中，將錘頭、芯棒和擋塊視為剛體，不考慮其變形，身管毛坯視為彈塑性材料，采用四節(jié)點減縮積分單元(CAX4R)進(jìn)行劃分。采用罰函數(shù)法來模擬各部件之間的接觸行為，身管與錘頭之間的摩擦因子為0.25，與擋塊之間的摩擦因子為0.15，與芯棒之間的摩擦因子為0.05[4]。

圖3 X射線衍射試樣

2 研究結(jié)果

2.1 鍛后身管的力學(xué)性能

鍛前身管毛坯需要經(jīng)過淬火和回火處理，力學(xué)性能表現(xiàn)為各向同性，其屈服強(qiáng)度為927 MPa，延伸率為14.5%。通過對壓縮試驗獲得位移-載荷數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到鍛后身管軸向、徑向和周向的壓縮力學(xué)性能數(shù)據(jù)如表2所示。壓縮后試樣的形貌如圖4。

表2 壓縮試驗結(jié)果

圖4 壓縮后的試樣形貌

從表2可以看出，經(jīng)冷徑向鍛造后，身管材料強(qiáng)度性能得到提升且呈現(xiàn)出明顯的各向異性，徑向強(qiáng)度最高，軸向強(qiáng)度明顯低于徑向和周向。從圖4中可以看出，4種不同變形量身管的壓縮試樣壓縮后徑向和周向均出現(xiàn)45°裂紋，而其軸向均未出現(xiàn)明顯破裂現(xiàn)象，說明鍛后身管材料軸向塑性明顯優(yōu)于徑向和周向。

表3 強(qiáng)度各向異性系數(shù)

2.1.1變形量對身管強(qiáng)度性能各向異性的影響

從實驗結(jié)果可以看出，鍛后身管強(qiáng)度性能呈現(xiàn)出明顯的各向異性，為了方便表征變形量對身管材料屈服強(qiáng)度各向異性的影響程度，引入強(qiáng)度各向異性系數(shù)α：

(1)

式中：σmax、σmin和σAvg分別代表鍛后身管材料三向(軸向、徑向和周向)屈服強(qiáng)度的最大值、最小值和平均值。不同變形量條件鍛打成形身管的強(qiáng)度各向異性系數(shù)α的計算結(jié)果列于表3。從表中可以看出，當(dāng)變形量為27%時，身管材料屈服強(qiáng)度各向異性系數(shù)α數(shù)值最大為13.45%，此變形量時，身管內(nèi)壁剛與芯棒接觸，整個鍛打過程處于減徑過程。隨著變形量增大，身管內(nèi)壁開始與芯棒接觸進(jìn)入鍛造段，變形過程以減壁厚為主，身管屈服強(qiáng)度各向異性系數(shù)有所減小，即當(dāng)變形量為34%和38%時，身管材料各向異性系數(shù)分別為12.68%和10.84%。當(dāng)變形量達(dá)到41%時，身管材料各個方向屈服強(qiáng)度有所下降而各向異性系數(shù)有所上升，其數(shù)值為11.73%。

2.1.2變形量對身管延伸率各向異性的影響

為了更直觀表征鍛后身管不同方向的延伸率，引入代表可壓縮性能的臨界壓縮系數(shù)φc

(2)

式中：H和h分別代表壓縮試件初始高度和裂紋萌生時壓縮試樣的高度。

從式(2)可以看出，φc值越大，材料的延伸率越高。實驗過程中，軸向試件均未出現(xiàn)裂紋，其臨界壓縮系數(shù)φc均大于1。針對身管周向和徑向壓縮試件裂紋萌生情況，作出臨界壓縮系數(shù)φc隨著身管變形量變化曲線，如圖5所示。從圖中可以看出，在變形量為27%～38%時，身管材料徑向和軸向的臨界壓縮系數(shù)變化不大，其值均在1附近，軸向延伸率能略高于徑向；當(dāng)變形量為41%，身管材料周向臨界壓縮系數(shù)明顯下降，比變形量為38%時下降了21.4%。因此，當(dāng)變形量較小時(27%～38%)時，變形量對身管材料延伸率各向異性程度影響不大，當(dāng)變形量達(dá)到41%時，身管材料的各向異性程度明顯增大。

2.2 鍛后身管的織構(gòu)

從圖6可以看出，鍛后身管主要存在兩種類型的織構(gòu)，即軋制織構(gòu)({112}〈110〉、{111}〈110〉和{001}〈110〉)和剪切織構(gòu)({112}〈111〉和{110}〈001〉)。隨著變形量的增加，軋制織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)逐漸增大；剪切織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)并不隨變形量的增加而呈現(xiàn)單調(diào)的變化的趨勢，當(dāng)變形量較小(27%和34%)時，剪切織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)隨變形量的增加而增大，當(dāng)變形量較大時(38%和41%)，剪切織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)明顯下降。

圖5 變形量與軸向和徑向臨界壓縮系數(shù)的關(guān)系

圖6 變形量對身管各織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)的影響

2.3 鍛后身管的應(yīng)力場分析

由織構(gòu)分析結(jié)果可知，身管中間層除了軋制織構(gòu)，還存在少量的剪切織構(gòu)。材料的強(qiáng)度性能與織構(gòu)有關(guān)，織構(gòu)對材料性能的影響比達(dá)到20%～50%，而剪切織構(gòu)的存在往往會降低金屬軋制方向的屈服強(qiáng)度[9-11]。身管徑向鍛造過程中，鍛件的外表層、內(nèi)表層分別與錘頭和芯棒接觸，受接觸摩擦的作用而向前流動，中間層的金屬受周邊材料變形的影響，在相互作用力下運(yùn)動，因此會在中間層形成較大的剪切應(yīng)力。由于身管成形過程中剪切應(yīng)力的存在，身管徑向鍛造過程中壁厚方向各層材料應(yīng)變和應(yīng)變速率不一致，在剪切應(yīng)力的作用下，會在身管中間層形成剪切織構(gòu)[9]。因此，可通過研究不同變形量鍛打條件下中間層剪切應(yīng)力變化來分析變形量對身管強(qiáng)度性能各向異性的影響。

身管成形過程是一個累積塑性變形的過程，變形區(qū)域主要集中在于錘頭接觸區(qū)域，分析過程中提取身管與錘頭直接接觸區(qū)域的剪切應(yīng)力。從圖7可以看出，變形量對身管剪切應(yīng)力分布影響較顯著，較小變形量(27%和34%)成形身管剪切應(yīng)力波動幅度明顯大于較大變形量(38%和41%)成形身管。這是由于在較小的變形量時，身管可能未能鍛透，剪切應(yīng)力波動幅度較大，而在較大變形量時，身管被鍛透，中間層剪切應(yīng)力波動幅度明顯下降。

圖7 變形量對身管剪切應(yīng)力的變化影響

3 結(jié)果討論與分析

織構(gòu)對材料的強(qiáng)度性能有較大的影響，通常采用泰勒因子M值來表征織構(gòu)對強(qiáng)度的影響，M值越大，滑移系越難啟動，塑性變形越困難，材料的強(qiáng)度越高[12]。由有限元分析可知，身管徑向鍛打錘頭壓下量最大時，身管中間層存在較大剪切應(yīng)力。由于身管成形過程中剪切應(yīng)力的存在，鍛后身管中間層部分晶粒取向偏離軋制織構(gòu)取向而形成穩(wěn)定的{112}〈111〉和{110}〈001〉取向,形成剪切織構(gòu)。由于剪切織構(gòu)的存在，弱化了身管軸向的強(qiáng)度性能，因此鍛后身管強(qiáng)度性能呈現(xiàn)明顯的各向異性，即軸向強(qiáng)度明顯小于軸向和徑向。在較大變形量(38%和41%)時，身管中間層剪切應(yīng)力幅值明顯下降，剪切織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)也隨之有所下降，因此在較大變形量情況下，鍛后身管強(qiáng)度各向異性程度有所下降。

圖8為變形量為41%時軸向和徑向平面的金相顯微組織，從圖中可以看出冷鍛后晶粒沿鍛造成形方向(軸向)呈現(xiàn)不連續(xù)條帶分布。由于這種組織流線的存在，鍛后身管材料的軸向塑性延伸性能高于徑向和軸向。此外，石必坤等[13]對41%成形身管脹形試件的斷口形貌進(jìn)行了分析，研究結(jié)果表明，鍛后身管內(nèi)表存在軸向裂紋缺陷，脹形時裂紋部分?jǐn)U展發(fā)生塑性撕裂，而在斷口上形成撕裂嶺特征，結(jié)果如圖9所示。這也是變形量為41%的身管強(qiáng)度和周向塑性明顯下降的原因。因此，為了降低由于各向異性加大容易產(chǎn)生身管內(nèi)部缺陷，應(yīng)避免采用過大變形量進(jìn)行身管冷徑向鍛造。

圖8 鍛后身管顯微組織

圖9 身管脹形件斷口形貌[13]

4 結(jié)論

1) 經(jīng)冷徑向鍛造后，身管的力學(xué)性能呈現(xiàn)各向異性，鍛后身管的軸向強(qiáng)度明顯低于徑向和周向，軸向延伸率明顯優(yōu)于徑向和周向。

2) 較大變形量(38%和41%)時，成形過程中身管所受層剪切應(yīng)力較小，剪切織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)也隨之下降，這是身管材料強(qiáng)度各向異性程度降低的主要原因。

3) 變形量對身管延率各向異性程度影響不明顯；當(dāng)變形量達(dá)到41%時，身管材料的延伸率各向異性程度明顯增大，容易導(dǎo)致成形身管內(nèi)部存在軸向裂紋缺陷。