冷徑向鍛造身管壁厚方向變形不均勻性研究

徐寶池，石必坤，樊黎霞，楊晨，扶云峰，董雪花

(1.南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京 210094；2.重慶建設工業(集團)有限責任公司，重慶 400054；3.南京理工大學 理學院，江蘇 南京 210094)

0 引言

徑向鍛造是利用兩個或兩個以上徑向移動的錘頭或模具來生產截面沿其長度方向恒定變化的實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部缺陷。同時這種工藝不需要對坯料進行切削加工，有助于提高材料的利用率和產品的加工效率[1]。目前，我國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異的身管，需要對身管壁厚方向材料變形不均勻性進行研究。陳漢賓等[2]研究了冷徑向鍛造對30CrNi2MoVA 鋼厚壁管件的組織和性能的影響，結果表明：厚壁管經冷徑向鍛造后表層晶粒細化明顯，心部晶粒略有變形但未明顯細化; 表層處硬度略有增加，縱向和徑向抗拉強度和斷后伸長率變化不明顯。石必坤等[3]通過橫向脹形實驗研究了鍛造比對身管內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]對軸類零件拔長過程的組織均勻性進行研究，發現鋼在拔長過程中變形程度對晶粒度有較大影響，通過優化工藝參數提高變形均勻性，可以有效控制組織不均勻現象。Wu等[5]通過上限法研究了錘頭和工件之間的摩擦對鍛件軸向材料流動不均勻性的影響。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律與組織、織構和性能不均勻的關系。Yu等[7]對鎂環熱軋過程進行研究，發現鎂環厚度方向微觀結構分布不均勻，其力學性能也呈現各向異性。孫曙宇等[8]對等溫壓縮過程進行研究，結果表明試件內部的局部軸對稱大變形將增加材料受力時起裂的幾率。郝曉博等[9]對熱軋Ti80合金中厚板沿厚度方向性能的不均勻性進行研究，結果表明退火后Ti80合金中厚板表層與心部性能差異明顯,表層強度及伸長率都要高于中心層,而中心層沖擊性能要明顯優于表層。綜上所述，金屬塑性變形過程中，壁厚方向會存在變形不均勻，進而對材料的性能產生影響。

為此，本文采用有限元分析軟件Abaqus對5.8 mm口徑身管鍛打過程進行模擬，分析身管鍛打變形過程中壁厚方向變形不均勻性及關鍵工藝參數對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 軸對稱有限元模型建立

應用有限元分析軟件Abaqus對身管冷徑向鍛造過程進行模擬，建模過程中忽略身管內表面膛線、旋轉進給以及閉合錘頭間隙等非軸對稱因素，建立如圖1所示的身管徑向鍛造軸對稱模型。整個模型包括擋塊、錘頭、芯棒和身管毛坯4個部分，模擬過程中將錘頭、芯棒和擋塊當作剛體處理，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點減縮積分單元CAX4R進行劃分。

圖1 身管精鍛軸對稱有限元模型

身管毛坯材料為30SiMn2MoVA,其材料性能參數和真實應力- 應變曲線分別如表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

圖2 真實應力- 應變曲線

采用罰函數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如表3所示。

1.2 有限元模型驗證

為了驗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]實驗測得數據進行比對。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設置成與實驗情況一致，模擬所得鍛打力和實驗鍛打力對比結果如表4所示。從對比結果可以看出，有限元預測鍛打力與實驗結果具有較好的一致性，其數值偏差在5%左右。

表2 部件尺寸

表3 徑向鍛打工藝參數

表4 有限元模擬結果與實驗結果的對比

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

圖3 身管精鍛三維模型

圖4 二維與三維模型計算結果的對比

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累積塑性變形的過程，整個成形過程身管材料依次經過未成形段、下沉段、鍛造段和整形段區域。為了方便后續分析，在此將身管材料向已成形段流動的方向(Y軸的正向)視為正方向，向未成形流動的方向視為反方向。分別沿身管的外表層、中間層和內表層選取節點路徑來表示身管的成形過程，其中中間層節點路徑已在圖5中標出。雖然圖5中顯示的為不同位置處的節點，但是由于身管徑向鍛造成形是一個累計塑性成形的過程，下一個節點會重復上一個節點的變形過程，因此同一厚度層的一列節點可以看作一個節點由開始鍛打至該節點變形結束時間段的變化過程。

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，在相互作用力下運動，導致作用在身管軸向(Y軸方向)的力呈不均勻分布，同時受身管壁厚影響，身管所受徑向(X軸方向)作用力也呈現不均勻。因此，身管徑向鍛造過程中會出現變形不均勻。通過研究身管徑向鍛打過程中不同層XY向剪切應力的變化過程，研究各層變形場的變化趨勢。

圖6所示為錘頭壓下量最大時刻身管不同厚度層剪切應力隨鍛打過程的演變規律，當受到與身管成形方向一致的應力時，其值為正，當受到與身管成形方向相反的應力時，其值為負。由圖6可見，在進入下沉段之前，身管外表層和內表層幾乎不存在剪切應力，中間剪切應力逐漸增加到204 MPa.這是因為此階段身管外表面與錘頭未接觸，受下沉段附近材料的影響，中間層材料剪切應力呈現上升趨勢，但影響范圍未能到達到內表層。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，表現為外表層和中間層剪切應力迅速減小。進入下沉段后，身管外表層和中間層剪切應力迅速增長，外表層增長速度更快，在節點路徑距離為39 mm時，達到最大值193 MPa，內表層受外表層材料影響很小，幾乎不存在剪切應力。在鍛造段入口處附近，內表層開始與芯棒接觸，其受力狀態發生改變，在節點路徑距離為53 mm時，內表面剪切應力出現峰值，此時外表層、中間層和內表層剪切應力差值最小；在鍛造段內，節點路徑距離為61 mm時，外表層剪切應力出現峰值，這是因為該點為錘頭第1入口角與第2入口角的交點，材料流動受阻，表現各層材料剪切應力下降，在節點路徑距離為67 mm時,中間層剪切應力負向超過內表層。在整形段，鍛件開始脫離錘頭，各層剪切應力開始趨近于0 MPa.

圖6 不同厚度層XY向剪切應力場分布

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

圖7 不同厚度層應變場分布

2.2 變形不均勻對身管材料性能的影響

參照國家標準GB/T228.1—2010金屬材料溫拉伸試驗方法，通過線切割在身管壁厚方向取出3層薄片(外表層、中間層和內表層)，并制成沿軸向的拉伸試樣。拉伸試樣如圖8所示，其標距為35 mm，厚度為1.15 mm.將試樣夾持在長春試驗機研究所生產的CCS-44100電子萬能試驗機上進行拉伸力學性能測試。身管毛坯及鍛后身管壁厚方向強度分布如圖9所示。從圖9中可以看出，身管毛坯各厚度層軸向強度基本一致，其值約為980 MPa，經冷徑向鍛造后身管各厚度層材料軸向強度性能存在明顯的差異，表現為外表層和中間層強度較低，內表層強度較高。其具體數值為：外表層屈服強度為1 043 MPa，中間層屈服強度為1 015 MPa，內表層屈服強度為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性能

為了進一步解釋壁厚方向強度性能的差異，對身管中間層織構組分進行測定。采用線切割對鍛后身管中間層進行取樣，制成表面積為13×10 mm2，厚度為3 mm的矩形試樣，如圖10所示。經過粗磨和拋光后，采用德國布魯克公司生產的D8 ADVANCED X射線衍射儀(XRD)對中間層晶粒分布情況進行分析，得到不同方向上的不完全極圖衍射數據，采用織構分析軟件TexTools對不同織構的體積分數進行計算，其結果如圖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，分別為軋制織構({112}110, {111}110, {111}112,{001}110)和剪切織構({112}111, {110}001)。其中剪切織構{112}111和{110}001的體積分數分別為1.57%和2.04%.

圖10 XRD實驗試樣

圖11 中間層材料各織構的體積分數

由有限元分析可知，在身管徑向鍛打錘頭壓下量最大時，身管中間層和外表層的剪切應力遠大于內表層，由于身管成形過程中剪切應力的存在，身管徑向鍛造過程中壁厚方向各層材料應變和應變速率不一致，這與昌江郁等[6]研究7056鋁合金板軋制不均勻所得的結論一致。在剪切應力的作用下，會使身管厚度方向形成剪切織構。研究表明，材料的強度性能與織構有關，織構對材料性能的影響比例達到20%～50%，而剪切織構的存在往往會降低金屬軋制方向的屈服強度[10-11]。身管鍛造時，受外表層和中間層剪切應力的影響，中間層部分晶粒取向偏離軋制織構取向，而形成穩定的剪切織構取向({112}111和{110}001})；受剪切織構的影響，身管中間層和外表層的強度性能明顯低于內表層。

3 身管壁厚方向變形不均勻性影響因素分析

為了進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身管壁厚方向剪切應力的影響。從力學性能實驗結果可知，身管材料外表層和中間層強度性能最低，考慮到身管外表面直接與錘頭接觸，受錘頭拐角影響而應力集中明顯，因此，主要分析各工藝參數對中間層剪切應力分布的影響。身管精鍛工藝參數眾多，本文主要研究鍛造比、尾端壓強、軸向進給速度、錘頭鍛打頻率和錘頭角度對身管剪切應力的影響。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，讓一個變量在合理的范圍內變動。

3.1 鍛造比對中間層剪切應力的影響

保持鍛后身管外徑不變，改變身管毛坯外徑，研究鍛造比對身管中間層剪切應力的影響，其影響結果如圖12所示。從圖12中可以看出，鍛造比的改變只對身管鍛造段的剪切應力分布產生影響，而對下沉段和整形段的剪切應力幾乎沒有影響。鍛造比較小(25%和34%)時，中間層鍛造段剪切應力的波動與較大鍛造比(41%和48%)時不同。這是因為在較小的鍛造比情況下，身管厚度方向可能未能鍛透，剪切應力波動幅度較大，而在較大鍛造比情況下，身管被鍛透，中間層剪切應力波動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 身管中間層剪切應力隨鍛造比的變化

3.2 尾端壓強對中間層剪切應力的影響

尾端壓強對身管中間層剪切應力的影響如圖13所示。從圖13中可以看出，尾端壓強對鍛后身管中間層剪切應力的分布幾乎沒有影響。這是因為尾端夾持壓強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現身管毛坯的軸向進給，所以對身管材料的受力影響不大[12]。因此，尾端壓強不是引起身管壁厚方向變形不均勻的主要因素。

圖13 身管中間層剪切應力隨尾端壓強的變化

3.3 軸向進給速度對中間層剪切應力的影響

圖14 身管中間層剪切應力隨軸向進給速度的變化

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

3.4 錘頭鍛打頻率對中間層剪切應力的影響

錘頭鍛打頻率對身管中間層剪切應力的影響如圖15所示。從圖15中可以看出，錘頭鍛打頻率對身管中間層剪切應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入錘頭范圍內的材料增多，身管所受的壓力減小，中間層剪切應力波動幅度會呈現下降的趨勢，但在精鍛機錘頭鍛打頻率可調范圍內，錘頭鍛打頻率的變化對身管中間層剪切應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 身管中間層剪切應力隨錘頭鍛打頻率的變化

3.5 錘頭角度對中間層剪切應力的影響

圖16 身管中間層剪切應力隨錘頭角度的變化

錘頭角度對身管中間層剪切應力的影響結果如圖16所示。從圖16中可以看出，錘頭入口角度對身管中間層剪切應力分布影響較大，其主要影響區域分布在鍛造段和整形段。總體來看，隨著錘頭入口角的增大，身管中間層剪切應力的波動幅度增加，而在錘頭角度最大時，身管中間層的剪切應力波動幅度減小。隨著錘頭角度增大，身管可能出現內表面鍛不透情況，從而對身管內部應力狀態產生影響，這也是錘頭角度最大時身管中間層剪切應力波動幅值出現不同變化趨勢的原因。因此，在保證鍛透的條件下，應選用較小的錘頭入口角來控制壁厚方向的變形不均勻。

4 結論

本文通過有限元軟件Abaqus建立了身管冷徑向鍛造軸對稱有限元模型，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力，受剪切應力的影響，身管壁厚方向各層材料流動速度不一致，形成剪切織構，引起鍛造成形的變形不均勻。

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

3)在身管鍛透的條件下，軸向進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，應選用較高的軸向進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。