身管彈線膛同鍛成形下沉段開裂缺陷影響因素及判斷準(zhǔn)則研究

周勐弢，楊 晨，樊黎霞，張必良，陳曉萍

(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)

1 引言

身管是自動化武器槍體零件中的關(guān)鍵部件之一，在彈丸發(fā)射時，膛內(nèi)會受到高溫高壓火藥燃?xì)獾淖饔肹1-2]，對其使用性能和壽命產(chǎn)生較大的影響。為了保證彈膛和線膛的同軸度，國外在經(jīng)過一系列的探索后，最終采用了彈線膛同鍛工藝來進(jìn)行身管的加工[3-4]。采用該工藝加工的身管相較于普通身管具有壽命高、精度高的特點(diǎn)，該工藝已經(jīng)成為了目前國內(nèi)外身管制造的主流研究方向[5]。

身管內(nèi)膛的加工質(zhì)量是保證身管武器壽命和射擊精度的重要因素。在軸類零件徑向精鍛方面，國內(nèi)已做出了相關(guān)的研究。在身管彈線膛一體化成形工藝方面，欒謙聰、董湘懷等[6]使用經(jīng)驗三角形法則分析了鍛造工藝參數(shù)對鍛透率的影響。南京理工大學(xué)的樊黎霞教授等[7-9]利用有限元仿真對身管徑向鍛造過程進(jìn)行了大量的研究。通過建立身管徑向精鍛二維軸對稱模型，得到了鍛后身管殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，并且對影響這一分布規(guī)律的工藝參數(shù)進(jìn)行了研究；同時建立身管純線膛鍛打三維模型，對金屬材料流入芯棒凹槽的過程進(jìn)行了研究，分析在整個鍛造過程中金屬材料的流動及變形情況，并將實際鍛造加工所采用的工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。張雪[10]在已有的研究基礎(chǔ)上，通過分析5.8 mm口徑身管徑向鍛造過程，給出了以徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變?yōu)橹饕笜?biāo)的鍛透性判斷準(zhǔn)則，建立了身管鍛透極限圖。徐寶池[11]對不同鍛造比狀態(tài)下的身管力學(xué)性能各向異性進(jìn)行了研究，對影響身管性能的微觀組織結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析。研究發(fā)現(xiàn)身管在下沉段可能出現(xiàn)起皺、開裂現(xiàn)象。童維[12]對身管彈線膛同鍛過程中下沉段的起皺情況進(jìn)行了研究，建立了皺褶深度與徑向應(yīng)變、周向應(yīng)變比值之間的關(guān)系，預(yù)測了同鍛過程中的皺褶形成深度，給出了不同口徑身管的同鍛適應(yīng)圖。

本文針對身管彈線膛同鍛工藝，研究身管在下沉段區(qū)域可能出現(xiàn)的開裂現(xiàn)象，通過分析下沉段位置的應(yīng)力三軸度建立合適的開裂判斷準(zhǔn)則，為防止彈線膛同鍛身管裂紋缺陷的產(chǎn)生提供理論基礎(chǔ)。

2 身管同鍛時下沉段應(yīng)力狀態(tài)分析

2.1 身管精鍛模型建立

身管徑向精鍛過程根據(jù)毛坯受到鍛打效果的不同大致可以分為3個階段，依照這3個階段不同的鍛打特點(diǎn)，分別定義為下沉段、鍛造段和整形段。在這3個階段中，下沉段最先出現(xiàn)，身管鍛件毛坯在這一階段內(nèi)外徑同時減小，但毛坯厚度始終保持不變，直到毛坯內(nèi)表面開始與芯棒接觸則認(rèn)為下沉段結(jié)束；鍛造段是身管鍛件變形的集中部位，在這一階段毛坯內(nèi)表面開始與芯棒接觸，內(nèi)徑基本保持不變而外徑減小，金屬材料整體呈現(xiàn)為軸向流動；第三階段為整形段，該階段主要作用是加強(qiáng)和鞏固毛坯在鍛造段的形變，固定毛坯尺寸，在這一過程中，毛坯基本不發(fā)生變形，內(nèi)外徑保持不變，如圖1所示。

圖1 身管徑向精鍛過程示意圖

根據(jù)身管精鍛的工藝過程，使用有限元分析軟件ABAQUS/Standard對身管的精鍛加工過程進(jìn)行建模仿真。在建立模型時，考慮到精鍛過程實際上是一個軸對稱的加工過程，并且文獻(xiàn)[13]指出二維軸對稱模型在分析身管鍛打過程中的應(yīng)力時具有其合理性。為了減少單個模型的計算量，加快計算速度，將三維的精鍛鍛打過程簡化為一個二維軸對稱模型，忽略毛坯在精鍛過程中的軸向旋轉(zhuǎn)、錘頭形狀等三維空間上的要素，僅考慮毛坯的軸向進(jìn)給動作。

如圖2所示，整個模型由擋塊、芯棒、毛坯和錘頭四部分組成，由于在鍛造過程中，擋塊、芯棒和錘頭變形非常小，故均設(shè)置為不可變形的剛體。考慮到研究的對象是毛坯在下沉段的應(yīng)力狀態(tài)，所以忽略彈膛成形過程，并將芯棒簡化為一根均勻圓棒。毛坯作為模型的主要變形研究對象，將其設(shè)置為軸對稱可變形實體。

毛坯所使用的材料為30SiMn2MoV，該材料的本構(gòu)模型為：

σ=kεn

(1)

式中：σ為等效應(yīng)力；k為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)；ε為等效塑性應(yīng)變；n為加工硬化指數(shù)。該材料的部分力學(xué)性能參數(shù)見表1。

圖2 身管徑向精鍛模型示意圖

表1 毛坯材料力學(xué)性能參數(shù)

對身管毛坯進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，采用四節(jié)點(diǎn)軸對稱減縮積分單元(CAX4R)，計算精度較高。由于在下沉段處毛坯內(nèi)壁網(wǎng)格變形較為均勻，因此未對毛坯內(nèi)壁作局部網(wǎng)格加密處理。在鍛打過程中，毛坯與擋塊、芯棒和錘頭均有接觸，所以在整個鍛打模型中設(shè)置3個接觸對，即錘頭與毛坯外圓表面的接觸、芯棒和毛坯內(nèi)表面的接觸、擋塊與毛坯端面的接觸。摩擦類型選擇為庫倫摩擦模型，采用罰函數(shù)接觸法定義各接觸對間的約束，選擇有限滑移公式作為接觸表面間的滑移公式，此時接觸表面間允許的最大滑移變形為單元長度的0.5%。在彈線膛同鍛過程中，錘頭的鍛打頻率為1 200次/min，所以在建立模型時利用周期性幅值曲線來模擬錘頭的往復(fù)運(yùn)動，其運(yùn)動方程滿足正弦曲線y=sin0.126t。

2.2 下沉段應(yīng)力狀態(tài)分析

根據(jù)表2的工藝參數(shù)建立有限元模型進(jìn)行模擬。定義毛坯在錘頭徑向壓應(yīng)力下開始收縮的位置為下沉段起始點(diǎn)，毛坯內(nèi)表面與芯棒開始接觸的位置定義為下沉段結(jié)束點(diǎn)。以下沉段起始點(diǎn)為零點(diǎn)，下沉段結(jié)束點(diǎn)方向為正方向，分別提取各模型下沉段起始點(diǎn)至結(jié)束點(diǎn)間所有節(jié)點(diǎn)的軸向應(yīng)力，繪制成圖3。

圖3 下沉段抬錘及落錘階段軸向應(yīng)力曲線

表2中的鍛造比φ又稱面積減小率，其計算公式為：

(2)

式中：Ab為毛坯橫截面積；Af為鍛件(毛坯鍛后)橫截面積；Rb為毛坯的外半徑；rb為毛坯的內(nèi)半徑；Rf為鍛件的外半徑；rf為鍛件的內(nèi)半徑。

表2 有限元模型編號及參數(shù)

從圖3可看出，錘頭抬起時，由于受到軸向加持力的作用，下沉段軸向應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力(錘頭抬起時，最大壓應(yīng)力這么大么，絕對值大于了變形時的軸向拉應(yīng)力，會發(fā)生軸向壓縮變形嗎)；而當(dāng)錘頭落下時，下沉段靠近起始點(diǎn)處的節(jié)點(diǎn)受到軸向拉應(yīng)力。考慮到徑向鍛造成形時循環(huán)對稱的，圖3中的曲線可以看成單個節(jié)點(diǎn)在下沉段鍛造過程中的應(yīng)力變化情況，比對圖3(a)、(b)可以知道，毛坯在整個下沉段鍛造過程中，軸向受力呈現(xiàn)出拉壓應(yīng)力交替出現(xiàn)的狀態(tài)(理論上講錘頭落下即變形時主要應(yīng)力狀態(tài)為拉應(yīng)力，錘頭抬起時是不發(fā)生變形的，拉壓循環(huán)應(yīng)力為什么比單純的鍛造過程惡劣，并導(dǎo)致開裂，看不出分析的理論依據(jù))，這一加工過程對材料本身來說較為惡劣，可能造成材料出現(xiàn)開裂、起皺等現(xiàn)象。

提取每個模型下沉段節(jié)點(diǎn)應(yīng)力三軸度的最大值制作表3，通過設(shè)置不同的對照組模型分析不同工藝參數(shù)變化對毛坯下沉段應(yīng)力三軸度的影響。

表3 不同工藝參數(shù)下各模型應(yīng)力三軸度最大值

對比2號、5號、6號模型，當(dāng)毛坯厚度和錘頭入口角一致，毛坯徑比從1.62增大至1.80時應(yīng)力三軸度增大1.97%，當(dāng)毛坯徑比從1.80增大至1.98時應(yīng)力三軸度增大3.86%。對比1號、4號、6號、7號模型，當(dāng)毛坯徑比和錘頭入口角一致，毛坯厚度從9.5 mm減小至9.25 mm時應(yīng)力三軸度增大0.89%，當(dāng)毛坯厚度從9.25 mm減小至8.5 mm時應(yīng)力三軸度增大3.71%，當(dāng)毛坯厚度從8.5 mm減小至8 mm時應(yīng)力三軸度增大16.79%。對比7號、8號、9號模型，保持毛坯徑比和厚度不變，錘頭入口角分別為8.75°、6°、10°，可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)錘頭角度從6°增大至8.75°時應(yīng)力三軸度增大8.65%，當(dāng)錘頭角度從8.75°增大至10°時應(yīng)力三軸度增大6.24%。根據(jù)對不同工藝參數(shù)變化的分析可以看出，對模型應(yīng)力三軸度大小影響最大的因素是毛坯厚度，其次是錘頭入口角，毛坯徑比影響相對較小。

3 下沉段開裂判斷準(zhǔn)則試驗研究

3.1 斷裂準(zhǔn)則選取

在金屬材料失效研究中，選擇合適的準(zhǔn)則對于缺陷研究至關(guān)重要。經(jīng)過多年發(fā)展，判斷金屬材料缺陷形成的斷裂準(zhǔn)則非常多，根據(jù)其不同的表達(dá)形式一般被分為兩類：一類是依賴于微觀孔洞發(fā)展和試驗的韌性斷裂準(zhǔn)則；還有一類是依賴于斷裂應(yīng)變的極限斷裂準(zhǔn)則。針對身管下沉段的應(yīng)力狀態(tài)，選擇了以下2種有關(guān)應(yīng)力三軸度的缺陷判斷準(zhǔn)則進(jìn)行對比，結(jié)合鍛打試驗結(jié)果考察不同準(zhǔn)則適應(yīng)情況。

1) Oyane準(zhǔn)則[14]：

(3)

2) 可加工性曲線：

圖4所示為Abdel-Rahman給出的可加工性曲線[15]。為了簡化可加工性問題，Abdel-Rahman在Vujovic給出的可加工性曲線的基礎(chǔ)上給出了一種近似的求解方式，將可加工性曲線簡化為一條關(guān)于可加工性參數(shù)和斷裂應(yīng)變的直線，只需要分別進(jìn)行拉伸和壓縮試驗就能得到。

圖4 Abdel-Rahman給出的可加工性曲線

根據(jù)Abdel-Rahman提出的可加工性曲線可以得到如下方程：

εf=-kβ+b(k>0)

(4)

(5)

式中:εf為斷裂應(yīng)變，k、b為通過試驗得到的材料參數(shù)，是與材料本身有關(guān)的常量。該曲線反映了材料處于臨界狀態(tài)時應(yīng)力狀態(tài)與斷裂應(yīng)變之間的關(guān)系，當(dāng)加工過程中某一時刻材料表面某點(diǎn)處于非安全工作區(qū)時即認(rèn)為該點(diǎn)在這一時刻在會出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，形成裂紋。

3.2 準(zhǔn)則閾值確定

為了得到上述準(zhǔn)則的材料參數(shù)及閾值需要設(shè)計相應(yīng)的材料力學(xué)性能試驗，通過試驗與有限元仿真結(jié)合的方式求得所需參量。

設(shè)計拉伸試樣如圖5所示，試驗中在拉伸試樣上加裝引伸計，在引伸計量程內(nèi)盡可能給出更多的試樣變形情況數(shù)據(jù)點(diǎn)，其余位移載荷數(shù)據(jù)則由試驗機(jī)給出，在對二者進(jìn)行一定的處理后即得到如圖6所示的拉伸試驗載荷-位移曲線。

圖5 拉伸試樣尺寸示意圖

圖6 拉伸試驗載荷位移曲線

設(shè)計單向壓縮試驗試件為直徑4 mm，高度6 mm的實心圓柱體試件。由于該材料的力學(xué)性能較好，即使壓縮導(dǎo)致樣件表面已經(jīng)出現(xiàn)了裂紋，試驗機(jī)輸出的載荷位移曲線也不會出現(xiàn)很大的波動。為了找到裂紋剛剛萌生的狀態(tài)，實驗過程中在試驗機(jī)旁安裝有兩臺電子放大鏡觀察樣件在壓縮過程中外圓表面的變化情況，實時監(jiān)控樣件的裂紋萌生狀態(tài)，保證試驗機(jī)記錄的載荷位移曲線結(jié)束于樣件剛產(chǎn)生裂紋的狀態(tài)下。得到如圖7所示的壓縮試驗載荷-位移曲線。

圖7 壓縮試驗載荷位移曲線

利用力學(xué)試驗得到的拉伸和壓縮試驗的載荷位移曲線，通過有限元分析軟件ABAQUS分別對拉伸和壓縮試驗過程進(jìn)行仿真模擬，調(diào)整模型參數(shù)，直至模型輸出載荷位移曲線與試驗曲線吻合。

選取拉伸模型應(yīng)力集中部位的部分節(jié)點(diǎn)輸出其每一幀的靜水壓力、等效應(yīng)力、等效應(yīng)變。根據(jù)準(zhǔn)則的積分形式，將每一幀提取的應(yīng)力應(yīng)變代入準(zhǔn)則表達(dá)式中，得到每一幀的準(zhǔn)則值再進(jìn)行求和即可得到相應(yīng)的準(zhǔn)則閾值。根據(jù)計算，身管材料在Oyane準(zhǔn)則下的斷裂閾值為0.493 8。

如圖8所示，選取拉伸及壓縮試驗中開裂位置處的節(jié)點(diǎn)，輸出有限元仿真過程中該位置節(jié)點(diǎn)的可加工性參數(shù)變化情況，得到其最終斷裂時的可加工性參數(shù)及相應(yīng)位置處的應(yīng)變，代入可加工性曲線方程進(jìn)行計算，最終得到身管材料的可加工性曲線函數(shù)方程為：

εf=-0.196 8β+0.6

(6)

圖9為身管材料可加工性曲線，圖中區(qū)域Ⅰ為非安全工作區(qū)，區(qū)域Ⅱ為安全工作區(qū)。

圖8 危險位置應(yīng)力比值變化曲線

圖9 身管材料可加工性曲線

3.3 準(zhǔn)則適應(yīng)性驗證

為了得到上述2種斷裂準(zhǔn)則對身管精鍛過程中下沉段開裂現(xiàn)象的預(yù)測情況，建立相應(yīng)有限元模型，對模型分別進(jìn)行下沉段開裂預(yù)測，選取模型危險點(diǎn)進(jìn)行準(zhǔn)則值計算后得到2種準(zhǔn)則的預(yù)測結(jié)果，如表4所示。

表4 部分準(zhǔn)則預(yù)測結(jié)果

Oyane準(zhǔn)則閾值為0.493 8，可加工性曲線預(yù)測結(jié)果中“×”代表未預(yù)測到開裂現(xiàn)象，“√”代表預(yù)測到開裂現(xiàn)象?？梢钥闯?，Oyane準(zhǔn)則對上述模型均判斷為無開裂現(xiàn)象，而根據(jù)圖9所示，3號模型存在危險位置處于可加工性曲線的非安全工作區(qū)，即可能發(fā)生開裂現(xiàn)象。對模型工藝參數(shù)進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn)，模型下沉段鍛造比越大，相應(yīng)可加工性參數(shù)也越大，可能出現(xiàn)開裂的3號模型具有最大的下沉段鍛造比32.20%。考慮到這是因為下沉段鍛造比越大時，毛坯材料在這一鍛造階段的變形程度也越大，相對更容易出現(xiàn)鍛造缺陷。

根據(jù)預(yù)測結(jié)果設(shè)計了相應(yīng)的鍛打試驗，由于精鍛機(jī)的技術(shù)要求及毛坯制備原因，無法按所有仿真模型參數(shù)進(jìn)行實際鍛打，僅選取了部分參數(shù)毛坯進(jìn)行鍛打試驗。

由于研究對象為身管彈線膛同鍛情況下的下沉段部位，因此在鍛打試驗中不進(jìn)行彈膛的鍛打，保留線膛鍛打產(chǎn)生的下沉段。為了觀察鍛打完成的身管內(nèi)膛表面形貌特征，采用線切割的方式對身管進(jìn)行加工取樣。選用FEI Quanta 250F場發(fā)射環(huán)境掃描電鏡對試件進(jìn)行觀察，得到所有模型的掃描圖像，如圖10所示為試件1、6的電鏡掃描圖像。

在對所有模型試件下沉段結(jié)束位置進(jìn)行取樣掃描后發(fā)現(xiàn)，其他模型試件內(nèi)膛表面分布有大小不一的軸向皺褶缺陷，但僅3號模型試件的線膛部位出現(xiàn)了橫向的裂紋缺陷，并且這些裂紋呈現(xiàn)為規(guī)則的周期性排列。考慮到鍛打過程是一個循環(huán)對稱的過程，裂紋的周期性出現(xiàn)符合這一過程的特點(diǎn)。

圖11(a)為100倍電鏡下的下沉段與鍛造段交界位置處的掃描圖像，從圖11(a)中可以明顯看出，在低倍率放大下，毛坯下沉段內(nèi)壁發(fā)生明顯起皺現(xiàn)象，存在肉眼可見的密集軸向皺褶，起皺現(xiàn)象非常嚴(yán)重。在圖11(a)中選擇交界線、下沉段和鍛造段位置分別放大1 000倍得到圖11(b)、(c)、(d)。從圖(b)中可以看出，毛坯內(nèi)壁表面在交界位置非常粗糙，出現(xiàn)大量的材料堆積及開裂現(xiàn)象，這與可加工性曲線的預(yù)測結(jié)果相一致。圖11(c)是下沉段靠近結(jié)束位置的掃描圖像，從圖11(c)中可以看出，3號模型試件在較大的下沉段鍛造比作用下，材料的堆積程度與其他毛坯相比有明顯增大，皺褶在下沉段未結(jié)束時就已經(jīng)接近被壓平形成軸向的微裂紋狀皺褶。圖11(d)是鍛造段的掃描圖像，在圖11(d)中可以很明顯地看到開裂缺陷，這種缺陷區(qū)別于皺褶形成的軸向微裂紋，呈現(xiàn)為均勻的橫向裂紋，并且延伸方向與壁厚方向呈現(xiàn)一定的夾角?？紤]到這種橫向裂紋在進(jìn)入線膛部位后會受到芯棒的擠壓，所以才會形成一種在壁厚方向傾斜延伸的橫向微裂紋。

圖11 3號模型試件電鏡掃描圖像

采用2種斷裂準(zhǔn)則對不同工藝參數(shù)有限元模型進(jìn)行了裂紋預(yù)測，可加工性曲線成功預(yù)測到了3號模型試件形成的下沉段裂紋，而Oyane準(zhǔn)則未能預(yù)測到這一開裂現(xiàn)象。根據(jù)預(yù)測與試驗結(jié)果，我們認(rèn)為身管在下沉段的開裂現(xiàn)象是由于身管毛坯在不合適的工藝參數(shù)下加工導(dǎo)致下沉段應(yīng)力比值處于材料的非安全工作區(qū)，并且材料局部應(yīng)變達(dá)到了該狀態(tài)下的斷裂應(yīng)變而導(dǎo)致的開裂現(xiàn)象。結(jié)合這一預(yù)測結(jié)果與實際鍛打試驗得到的電鏡掃描圖像，我們可以認(rèn)為，相比于Oyane準(zhǔn)則，可加工性曲線更符合身管徑向鍛造這一狀態(tài)，采用這一準(zhǔn)則能更準(zhǔn)確地預(yù)測得到身管下沉段開裂情況，所以將這一可加工性曲線作為身管下沉段開裂現(xiàn)象的判斷準(zhǔn)則。

4 結(jié)論

1) 在彈線膛同鍛過程中的下沉段部位，由于錘頭的周期性鍛打，身管受到軸向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力交替作用，周期性拉壓應(yīng)力變化的惡劣條件使得身管材料在這一階段出現(xiàn)開裂、起皺現(xiàn)象。

2) 對身管下沉段應(yīng)力三軸度分析后發(fā)現(xiàn)，工藝參數(shù)變化對應(yīng)力三軸度的影響效果由強(qiáng)到弱依次為：毛坯厚度、錘頭入口角、毛坯內(nèi)徑比。

3) 選用Oyane準(zhǔn)則和Abdel-Rahman給出的可加工性曲線2種斷裂準(zhǔn)則，在拉伸和壓縮試驗的條件下分別求得其準(zhǔn)則閾值及準(zhǔn)則參數(shù)，其中身管材料Oyane準(zhǔn)則閾值為0.493 8，得到可加工性曲線方程為：εf=-0.196 8β+0.6。

4) 利用2種求得的斷裂準(zhǔn)則對身管精鍛過程中的下沉段進(jìn)行了裂紋預(yù)測并將其與實際鍛打試驗結(jié)果相對照，發(fā)現(xiàn)可加工性曲線給出的預(yù)測結(jié)果與實際相符，而Oyane準(zhǔn)則未能準(zhǔn)確地對這一狀態(tài)進(jìn)行預(yù)測，從而推薦可加工性曲線作為身管下沉段開裂現(xiàn)象的判斷準(zhǔn)則。