徐寶池，石必坤，樊黎霞，楊晨，扶云峰，董雪花

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 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，江蘇 南京 210094)

0 引言

徑向鍛造是利用兩個(gè)或兩個(gè)以上徑向移動(dòng)的錘頭或模具來生產(chǎn)截面沿其長(zhǎng)度方向恒定變化的實(shí)心或管狀工件的熱鍛或冷鍛工藝。通過徑向鍛造加工的鍛件往往具有較好的表面光潔度、緊密的公差配合和較少的內(nèi)部缺陷。同時(shí)這種工藝不需要對(duì)坯料進(jìn)行切削加工，有助于提高材料的利用率和產(chǎn)品的加工效率[1]。目前，我國(guó)速射武器身管制造普遍采用冷徑向鍛造工藝。

為了制造出性能更加優(yōu)異的身管，需要對(duì)身管壁厚方向材料變形不均勻性進(jìn)行研究。陳漢賓等[2]研究了冷徑向鍛造對(duì)30CrNi2MoVA 鋼厚壁管件的組織和性能的影響，結(jié)果表明：厚壁管經(jīng)冷徑向鍛造后表層晶粒細(xì)化明顯，心部晶粒略有變形但未明顯細(xì)化; 表層處硬度略有增加，縱向和徑向抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率變化不明顯。石必坤等[3]通過橫向脹形實(shí)驗(yàn)研究了鍛造比對(duì)身管內(nèi)表層橫向性能的影響，指出身管隨著鍛造比和Q值的增大，橫向塑性延伸率降低。陳飛等[4]對(duì)軸類零件拔長(zhǎng)過程的組織均勻性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)鋼在拔長(zhǎng)過程中變形程度對(duì)晶粒度有較大影響，通過優(yōu)化工藝參數(shù)提高變形均勻性，可以有效控制組織不均勻現(xiàn)象。Wu等[5]通過上限法研究了錘頭和工件之間的摩擦對(duì)鍛件軸向材料流動(dòng)不均勻性的影響。昌江郁等[6]建立了7056鋁合金軋制變形有限元模型，建立了在軋制厚度方向上金屬變形規(guī)律與組織、織構(gòu)和性能不均勻的關(guān)系。Yu等[7]對(duì)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。孫曙宇等[8]對(duì)等溫壓縮過程進(jìn)行研究，結(jié)果表明試件內(nèi)部的局部軸對(duì)稱大變形將增加材料受力時(shí)起裂的幾率。郝曉博等[9]對(duì)熱軋Ti80合金中厚板沿厚度方向性能的不均勻性進(jìn)行研究，結(jié)果表明退火后Ti80合金中厚板表層與心部性能差異明顯,表層強(qiáng)度及伸長(zhǎng)率都要高于中心層,而中心層沖擊性能要明顯優(yōu)于表層。綜上所述，金屬塑性變形過程中，壁厚方向會(huì)存在變形不均勻，進(jìn)而對(duì)材料的性能產(chǎn)生影響。

為此，本文采用有限元分析軟件Abaqus對(duì)5.8 mm口徑身管鍛打過程進(jìn)行模擬，分析身管鍛打變形過程中壁厚方向變形不均勻性及關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)身管變形不均勻的影響。

1 身管徑向鍛造有限元模型建立

1.1 軸對(duì)稱有限元模型建立

應(yīng)用有限元分析軟件Abaqus對(duì)身管冷徑向鍛造過程進(jìn)行模擬，建模過程中忽略身管內(nèi)表面膛線、旋轉(zhuǎn)進(jìn)給以及閉合錘頭間隙等非軸對(duì)稱因素，建立如圖1所示的身管徑向鍛造軸對(duì)稱模型。整個(gè)模型包括擋塊、錘頭、芯棒和身管毛坯4個(gè)部分，模擬過程中將錘頭、芯棒和擋塊當(dāng)作剛體處理，不考慮其變形，身管毛坯視為彈塑性材料，有限元模型中毛坯選擇四節(jié)點(diǎn)減縮積分單元CAX4R進(jìn)行劃分。

圖1 身管精鍛軸對(duì)稱有限元模型

身管毛坯材料為30SiMn2MoVA,其材料性能參數(shù)和真實(shí)應(yīng)力- 應(yīng)變曲線分別如表1和圖2所示。用于模擬的部件尺寸如表2所示。

表1 材料性能參數(shù)

圖2 真實(shí)應(yīng)力- 應(yīng)變曲線

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.身管徑向鍛打的具體工藝參數(shù)如表3所示。

1.2 有限元模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型的可靠性，將有限元模擬得到的鍛打力與Fan等[1]實(shí)驗(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì)。模擬過程中，將身管毛坯尺寸、毛坯材料和鍛打具體工藝參數(shù)設(shè)置成與實(shí)驗(yàn)情況一致，模擬所得鍛打力和實(shí)驗(yàn)鍛打力對(duì)比結(jié)果如表4所示。從對(duì)比結(jié)果可以看出，有限元預(yù)測(cè)鍛打力與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性，其數(shù)值偏差在5%左右。

表2 部件尺寸

表3 徑向鍛打工藝參數(shù)

表4 有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

此外，考慮到身管成形過程中存在明顯的非軸對(duì)稱因素(旋轉(zhuǎn)進(jìn)給和錘頭閉合間隙)，將簡(jiǎn)化后的軸對(duì)稱模型與身管三維鍛打模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。采用Abaqus軟件建立如圖3所示三維模型，由于三維模型計(jì)算時(shí)間過長(zhǎng)，分析過程中僅設(shè)置錘打20次，分析結(jié)束后提取三維模型中身管與錘頭接觸區(qū)域的應(yīng)力分布結(jié)果與二維模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其對(duì)比結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出，錘頭入口區(qū)域(下沉段和鍛造段)三維模型和二維模型應(yīng)力分布結(jié)果基本一致。由于三維模型計(jì)算耗時(shí)過長(zhǎng)，分析過程中減少了錘頭鍛打的次數(shù)，其整形段部分靠近擋塊，應(yīng)力狀態(tài)還未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，因此該部分未與二維模型進(jìn)行對(duì)比。從上述對(duì)比結(jié)果可以看出，身管精鍛二維軸對(duì)稱模型是可靠的。

圖3 身管精鍛三維模型

圖4 二維與三維模型計(jì)算結(jié)果的對(duì)比

2 身管壁厚方向變形不均勻研究

2.1 身管壁厚方向變形不均勻有限元分析

圖5所示為有限元模擬得到的身管成形過程圖。從圖5中可以看出，身管成形過程是一個(gè)累積塑性變形的過程，整個(gè)成形過程身管材料依次經(jīng)過未成形段、下沉段、鍛造段和整形段區(qū)域。為了方便后續(xù)分析，在此將身管材料向已成形段流動(dòng)的方向(Y軸的正向)視為正方向，向未成形流動(dòng)的方向視為反方向。分別沿身管的外表層、中間層和內(nèi)表層選取節(jié)點(diǎn)路徑來表示身管的成形過程，其中中間層節(jié)點(diǎn)路徑已在圖5中標(biāo)出。雖然圖5中顯示的為不同位置處的節(jié)點(diǎn)，但是由于身管徑向鍛造成形是一個(gè)累計(jì)塑性成形的過程，下一個(gè)節(jié)點(diǎn)會(huì)重復(fù)上一個(gè)節(jié)點(diǎn)的變形過程，因此同一厚度層的一列節(jié)點(diǎn)可以看作一個(gè)節(jié)點(diǎn)由開始鍛打至該節(jié)點(diǎn)變形結(jié)束時(shí)間段的變化過程。

圖5 身管成形過程

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(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)，導(dǎo)致作用在身管軸向(Y軸方向)的力呈不均勻分布，同時(shí)受身管壁厚影響，身管所受徑向(X軸方向)作用力也呈現(xiàn)不均勻。因此，身管徑向鍛造過程中會(huì)出現(xiàn)變形不均勻。通過研究身管徑向鍛打過程中不同層XY向剪切應(yīng)力的變化過程，研究各層變形場(chǎng)的變化趨勢(shì)。

圖6所示為錘頭壓下量最大時(shí)刻身管不同厚度層剪切應(yīng)力隨鍛打過程的演變規(guī)律，當(dāng)受到與身管成形方向一致的應(yīng)力時(shí)，其值為正，當(dāng)受到與身管成形方向相反的應(yīng)力時(shí)，其值為負(fù)。由圖6可見，在進(jìn)入下沉段之前，身管外表層和內(nèi)表層幾乎不存在剪切應(yīng)力，中間剪切應(yīng)力逐漸增加到204 MPa.這是因?yàn)榇穗A段身管外表面與錘頭未接觸，受下沉段附近材料的影響，中間層材料剪切應(yīng)力呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，但影響范圍未能到達(dá)到內(nèi)表層。在下沉段入口處附近，身管外表面材料開始與錘頭表面接觸，受錘頭第1入口角的影響，身管材料軸向變形受阻，表現(xiàn)為外表層和中間層剪切應(yīng)力迅速減小。進(jìn)入下沉段后，身管外表層和中間層剪切應(yīng)力迅速增長(zhǎng)，外表層增長(zhǎng)速度更快，在節(jié)點(diǎn)路徑距離為39 mm時(shí)，達(dá)到最大值193 MPa，內(nèi)表層受外表層材料影響很小，幾乎不存在剪切應(yīng)力。在鍛造段入口處附近，內(nèi)表層開始與芯棒接觸，其受力狀態(tài)發(fā)生改變，在節(jié)點(diǎn)路徑距離為53 mm時(shí)，內(nèi)表面剪切應(yīng)力出現(xiàn)峰值，此時(shí)外表層、中間層和內(nèi)表層剪切應(yīng)力差值最??；在鍛造段內(nèi)，節(jié)點(diǎn)路徑距離為61 mm時(shí)，外表層剪切應(yīng)力出現(xiàn)峰值，這是因?yàn)樵擖c(diǎn)為錘頭第1入口角與第2入口角的交點(diǎn)，材料流動(dòng)受阻，表現(xiàn)各層材料剪切應(yīng)力下降，在節(jié)點(diǎn)路徑距離為67 mm時(shí),中間層剪切應(yīng)力負(fù)向超過內(nèi)表層。在整形段，鍛件開始脫離錘頭，各層剪切應(yīng)力開始趨近于0 MPa.

圖6 不同厚度層XY向剪切應(yīng)力場(chǎng)分布

圖7為身管徑向鍛打過程中外表層、中間層和內(nèi)表層的軸向應(yīng)變場(chǎng)。從圖7(a)中可以看出，在進(jìn)入下沉段前，身管材料未與芯棒和錘頭直接接觸，受附近成形區(qū)材料變形的影響而產(chǎn)生較小軸向變形。進(jìn)入下沉段后，身管材料各層應(yīng)變值迅速增加，從圖7(b)可以看出，外表層應(yīng)變和應(yīng)變速率最大，并在軸向距離為39 mm時(shí)，外表層應(yīng)變速率達(dá)到峰值，此時(shí)正是外表層剪切應(yīng)力最大時(shí)刻。進(jìn)入鍛造段階段，身管內(nèi)表層受力狀態(tài)發(fā)生改變，在鍛造段入口處應(yīng)變發(fā)生突變，應(yīng)變速率達(dá)到峰值，此時(shí)正是內(nèi)表層剪切應(yīng)力發(fā)生突變的時(shí)刻；在節(jié)點(diǎn)路徑距離為67 mm時(shí)，內(nèi)表層軸向應(yīng)變超過中間層，此時(shí)正是中表層剪切應(yīng)變負(fù)向超過內(nèi)表層時(shí)刻。雖然鍛造階段內(nèi)表層軸應(yīng)變速率最大，但是由于內(nèi)表層剪切應(yīng)力和軸向應(yīng)變很小，對(duì)變形不均勻的影響不及中間層和外表層。最后在整形段，各層軸向應(yīng)變趨于穩(wěn)定，外表面的應(yīng)變量最大，中間層和內(nèi)表層的軸向應(yīng)變幾乎相等。

圖7 不同厚度層應(yīng)變場(chǎng)分布

2.2 變形不均勻?qū)ι砉懿牧闲阅艿挠绊?/h3>

參照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T228.1—2010金屬材料溫拉伸試驗(yàn)方法，通過線切割在身管壁厚方向取出3層薄片(外表層、中間層和內(nèi)表層)，并制成沿軸向的拉伸試樣。拉伸試樣如圖8所示，其標(biāo)距為35 mm，厚度為1.15 mm.將試樣夾持在長(zhǎng)春試驗(yàn)機(jī)研究所生產(chǎn)的CCS-44100電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸力學(xué)性能測(cè)試。身管毛坯及鍛后身管壁厚方向強(qiáng)度分布如圖9所示。從圖9中可以看出，身管毛坯各厚度層軸向強(qiáng)度基本一致，其值約為980 MPa，經(jīng)冷徑向鍛造后身管各厚度層材料軸向強(qiáng)度性能存在明顯的差異，表現(xiàn)為外表層和中間層強(qiáng)度較低，內(nèi)表層強(qiáng)度較高。其具體數(shù)值為：外表層屈服強(qiáng)度為1 043 MPa，中間層屈服強(qiáng)度為1 015 MPa，內(nèi)表層屈服強(qiáng)度為1 154 MPa.

圖8 鍛后身管壁厚方向不同層拉伸試件

圖9 鍛后身管壁厚方向不同層材料力學(xué)性能

為了進(jìn)一步解釋壁厚方向強(qiáng)度性能的差異，對(duì)身管中間層織構(gòu)組分進(jìn)行測(cè)定。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13×10 mm2，厚度為3 mm的矩形試樣，如圖10所示。經(jīng)過粗磨和拋光后，采用德國(guó)布魯克公司生產(chǎn)的D8 ADVANCED X射線衍射儀(XRD)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)，采用織構(gòu)分析軟件TexTools對(duì)不同織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行計(jì)算，其結(jié)果如圖11所示。從圖11可以看出，鍛后身管中間層材料主要有兩種類型的織構(gòu)，分別為軋制織構(gòu)({112}110, {111}110, {111}112,{001}110)和剪切織構(gòu)({112}111, {110}001)。其中剪切織構(gòu){112}111和{110}001的體積分?jǐn)?shù)分別為1.57%和2.04%.

圖10 XRD實(shí)驗(yàn)試樣

圖11 中間層材料各織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)

由有限元分析可知，在身管徑向鍛打錘頭壓下量最大時(shí)，身管中間層和外表層的剪切應(yīng)力遠(yuǎn)大于內(nèi)表層，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，這與昌江郁等[6]研究7056鋁合金板軋制不均勻所得的結(jié)論一致。在剪切應(yīng)力的作用下，會(huì)使身管厚度方向形成剪切織構(gòu)。研究表明，材料的強(qiáng)度性能與織構(gòu)有關(guān)，織構(gòu)對(duì)材料性能的影響比例達(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[10-11]。身管鍛造時(shí)，受外表層和中間層剪切應(yīng)力的影響，中間層部分晶粒取向偏離軋制織構(gòu)取向，而形成穩(wěn)定的剪切織構(gòu)取向({112}111和{110}001})；受剪切織構(gòu)的影響，身管中間層和外表層的強(qiáng)度性能明顯低于內(nèi)表層。

3 身管壁厚方向變形不均勻性影響因素分析

為了進(jìn)一步控制身管壁厚方向的變形不均勻性，利用有限元方法分析各工藝參數(shù)身管壁厚方向剪切應(yīng)力的影響。從力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，身管材料外表層和中間層強(qiáng)度性能最低，考慮到身管外表面直接與錘頭接觸，受錘頭拐角影響而應(yīng)力集中明顯，因此，主要分析各工藝參數(shù)對(duì)中間層剪切應(yīng)力分布的影響。身管精鍛工藝參數(shù)眾多，本文主要研究鍛造比、尾端壓強(qiáng)、軸向進(jìn)給速度、錘頭鍛打頻率和錘頭角度對(duì)身管剪切應(yīng)力的影響。分析過程中采用控制變量法，在保證其他變量初始值不變的條件下，讓一個(gè)變量在合理的范圍內(nèi)變動(dòng)。

3.1 鍛造比對(duì)中間層剪切應(yīng)力的影響

保持鍛后身管外徑不變，改變身管毛坯外徑，研究鍛造比對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的影響，其影響結(jié)果如圖12所示。從圖12中可以看出，鍛造比的改變只對(duì)身管鍛造段的剪切應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，而對(duì)下沉段和整形段的剪切應(yīng)力幾乎沒有影響。鍛造比較小(25%和34%)時(shí)，中間層鍛造段剪切應(yīng)力的波動(dòng)與較大鍛造比(41%和48%)時(shí)不同。這是因?yàn)樵谳^小的鍛造比情況下，身管厚度方向可能未能鍛透，剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度較大，而在較大鍛造比情況下，身管被鍛透，中間層剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度明顯下降且保持隨鍛造比的變化基本不變。因此，在身管鍛透的情況下，鍛造比不是影響身管變形不均勻的主要因素。

圖12 身管中間層剪切應(yīng)力隨鍛造比的變化

3.2 尾端壓強(qiáng)對(duì)中間層剪切應(yīng)力的影響

尾端壓強(qiáng)對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的影響如圖13所示。從圖13中可以看出，尾端壓強(qiáng)對(duì)鍛后身管中間層剪切應(yīng)力的分布幾乎沒有影響。這是因?yàn)槲捕藠A持壓強(qiáng)的作用是夾持住身管毛坯，使身管毛坯保持在合適的位置并實(shí)現(xiàn)身管毛坯的軸向進(jìn)給，所以對(duì)身管材料的受力影響不大[12]。因此，尾端壓強(qiáng)不是引起身管壁厚方向變形不均勻的主要因素。

圖13 身管中間層剪切應(yīng)力隨尾端壓強(qiáng)的變化

3.3 軸向進(jìn)給速度對(duì)中間層剪切應(yīng)力的影響

圖14 身管中間層剪切應(yīng)力隨軸向進(jìn)給速度的變化

軸向進(jìn)給速度對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的影響如圖14所示。從圖14中可以看出，軸向進(jìn)給速度對(duì)身管中間層下沉段剪切應(yīng)力的分布幾乎沒有影響，而鍛造段和整形段剪切應(yīng)力的波動(dòng)幅度隨軸向進(jìn)給速度的增加而較小，當(dāng)軸向進(jìn)給速度分別為100 mm/min和400 mm/min時(shí)，身管鍛造段和整形段中間層剪切應(yīng)力最大差值對(duì)應(yīng)為377 MPa和301 MPa.其原因可以解釋為：當(dāng)軸向進(jìn)給速度增大時(shí)，每次鍛造的過程中，身管毛坯進(jìn)入錘頭范圍內(nèi)的材料增多，身管所受的壓力減小，故中間層剪切應(yīng)力波動(dòng)變小。因此鍛打過程中選擇較高的軸向進(jìn)給速度可以降低身管壁厚方向變形的不均勻性。

3.4 錘頭鍛打頻率對(duì)中間層剪切應(yīng)力的影響

錘頭鍛打頻率對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的影響如圖15所示。從圖15中可以看出，錘頭鍛打頻率對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的分布幾乎沒有影響。理論上隨著錘頭鍛打頻率的降低，每次鍛造的過程中身管毛坯進(jìn)入錘頭范圍內(nèi)的材料增多，身管所受的壓力減小，中間層剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度會(huì)呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，但在精鍛機(jī)錘頭鍛打頻率可調(diào)范圍內(nèi)，錘頭鍛打頻率的變化對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力分布幾乎沒有影響。因此，錘頭鍛打頻率不是引起身管壁厚方向變形不均勻的主要因素。

圖15 身管中間層剪切應(yīng)力隨錘頭鍛打頻率的變化

3.5 錘頭角度對(duì)中間層剪切應(yīng)力的影響

圖16 身管中間層剪切應(yīng)力隨錘頭角度的變化

錘頭角度對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力的影響結(jié)果如圖16所示。從圖16中可以看出，錘頭入口角度對(duì)身管中間層剪切應(yīng)力分布影響較大，其主要影響區(qū)域分布在鍛造段和整形段?？傮w來看，隨著錘頭入口角的增大，身管中間層剪切應(yīng)力的波動(dòng)幅度增加，而在錘頭角度最大時(shí)，身管中間層的剪切應(yīng)力波動(dòng)幅度減小。隨著錘頭角度增大，身管可能出現(xiàn)內(nèi)表面鍛不透情況，從而對(duì)身管內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)產(chǎn)生影響，這也是錘頭角度最大時(shí)身管中間層剪切應(yīng)力波動(dòng)幅值出現(xiàn)不同變化趨勢(shì)的原因。因此，在保證鍛透的條件下，應(yīng)選用較小的錘頭入口角來控制壁厚方向的變形不均勻。

4 結(jié)論

本文通過有限元軟件Abaqus建立了身管冷徑向鍛造軸對(duì)稱有限元模型，分析了鍛后身管變形的不均勻性。主要得出以下結(jié)論：

1)身管成形過程中，外表層和中間層材料存在較大剪切應(yīng)力，受剪切應(yīng)力的影響，身管壁厚方向各層材料流動(dòng)速度不一致，形成剪切織構(gòu)，引起鍛造成形的變形不均勻。

2)鍛后身管壁厚方向軸向強(qiáng)度性能存在明顯差異，表現(xiàn)為外表層和中間層強(qiáng)度較低，內(nèi)表層強(qiáng)度較高。

3)在身管鍛透的條件下，軸向進(jìn)給速度和錘頭角度是影響身管壁厚方向變形不均勻的主要因素，因此在保證鍛透的條件下，應(yīng)選用較高的軸向進(jìn)給速度和較小的錘頭入口角來降低身管壁厚方向的變形不均勻性。