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    變形量對(duì)冷徑向鍛造身管力學(xué)性能各向異性的影響

    2020-06-07 03:50:36徐寶池樊黎霞扶云峰任青松董雪花
    兵器裝備工程學(xué)報(bào) 2020年5期
    關(guān)鍵詞:身管周向織構(gòu)

    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(gè)錘頭,以生產(chǎn)截面沿其長(zhǎng)度方向恒定變化的實(shí)心或管狀工件[1]。與傳統(tǒng)的開(kāi)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(guó)速射武器身管制造普遍采用冷徑向鍛造工藝,徑向鍛造過(guò)程如圖1所示。

    冷徑向鍛造通常會(huì)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(guò)程中需要承受一定的膛壓,其力學(xué)性能各向異性會(huì)對(duì)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(duì)鍛后身管力學(xué)性能各向異性進(jìn)行研究。Yu等[3]對(duì)鎂環(huán)熱軋過(guò)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(duì)鍛后身管力學(xué)性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)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(guò)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(shí)際結(jié)果更加吻合。Hideaki等[6]在研究管件軋制時(shí)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(duì)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(duì)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(duì)象,分析變形量對(duì)冷徑向鍛造身管力學(xué)性能的影響。

    1 實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備及研究方法

    本實(shí)驗(yàn)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(duì)身管毛坯進(jìn)行鍛打成形。變形量采用斷面收縮率公式計(jì)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(jì)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(guò)無(wú)心磨床加工成粗糙度為0.8 Ra的光滑表面。壓縮實(shí)驗(yàn)儀器選用長(zhǎng)春實(shí)驗(yàn)研究所產(chǎn)CCS-44100電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。實(shí)驗(yàn)前,在壓縮試樣的上下表面涂上潤(rùn)滑油,實(shí)驗(yàn)過(guò)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(yàn)臺(tái)一側(cè)添加微型電子顯微鏡,用于記錄實(shí)驗(yàn)過(guò)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(shí)停止實(shí)驗(yàn)。采用線切割對(duì)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(guò)粗磨和拋光后,采用D8 ADVANCED X射線衍射儀對(duì)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(duì)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(duì)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(shí)驗(yàn)情況一致。建模過(guò)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(diǎn)減縮積分單元(CAX4R)進(jìn)行劃分。采用罰函數(shù)法來(lái)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(guò)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(guò)對(duì)壓縮試驗(yàn)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(yàn)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(shuō)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(duì)身管強(qiáng)度性能各向異性的影響

    從實(shí)驗(yàn)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(duì)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(jì)算結(jié)果列于表3。從表中可以看出,當(dāng)變形量為27%時(shí),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(shí),身管內(nèi)壁剛與芯棒接觸,整個(gè)鍛打過(guò)程處于減徑過(guò)程。隨著變形量增大,身管內(nèi)壁開(kāi)始與芯棒接觸進(jìn)入鍛造段,變形過(guò)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(shí),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(shí),身管材料各個(gè)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(duì)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(shí)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(shí)驗(yàn)過(guò)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(duì)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(shí),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(shí)下降了21.4%。因此,當(dāng)變形量較小時(shí)(27%~38%)時(shí),變形量對(duì)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(shí),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(shì),當(dāng)變形量較小(27%和34%)時(shí),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(shí)(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(duì)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(chǎng)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(duì)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(huì)降低金屬軋制方向的屈服強(qiáng)度[9-11]。身管徑向鍛造過(guò)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(dòng),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(dòng),因此會(huì)在中間層形成較大的剪切應(yīng)力。由于身管成形過(guò)程中剪切應(yīng)力的存在,身管徑向鍛造過(guò)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(huì)在身管中間層形成剪切織構(gòu)[9]。因此,可通過(guò)研究不同變形量鍛打條件下中間層剪切應(yīng)力變化來(lái)分析變形量對(duì)身管強(qiáng)度性能各向異性的影響。

    身管成形過(guò)程是一個(gè)累積塑性變形的過(guò)程,變形區(qū)域主要集中在于錘頭接觸區(qū)域,分析過(guò)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(duì)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(dòng)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(shí),身管可能未能鍛透,剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度較大,而在較大變形量時(shí),身管被鍛透,中間層剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度明顯下降。

    圖7 變形量對(duì)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(duì)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(lái)表征織構(gòu)對(duì)強(qiáng)度的影響,M值越大,滑移系越難啟動(dòng),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(shí),身管中間層存在較大剪切應(yīng)力。由于身管成形過(guò)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(shí),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(shí)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(duì)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(shí)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(guò)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(shí),成形過(guò)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(duì)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(shí),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。

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