楊宇召 楊 晨 徐 誠 樊黎霞

南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,南京,210094

0 引言

徑向精鍛工藝成形效率高、精度好,是世界各國加工身管的主流工藝。身管的內(nèi)膛由彈膛和線膛兩部分組成,我國將彈膛和線膛一體成形的徑向精鍛工藝稱為彈線膛一體徑向精鍛工藝,其芯棒含有彈膛和線膛的特征,然而該工藝成形的身管出現(xiàn)過炸膛事故,炸膛原因至今不明確,因此一直未在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)用,導(dǎo)致我國的身管制造只能將彈膛和線膛分開加工,先用純線膛徑向精鍛工藝成形線膛,然后再用鉸削工藝單獨(dú)成形彈膛,兩次工藝需要重新定位,導(dǎo)致效率低且身管同軸度不高,影響身管的射擊精度。歐美國家早已實(shí)現(xiàn)彈線膛一體徑向精鍛成形,而我國只能采用純線膛徑向精鍛的妥協(xié)之舉,彈線膛一體徑向精鍛工藝已成為我國身管制造的瓶頸。

國外關(guān)于鍛造身管炸膛的公開研究很少,國內(nèi)王濤[1]最早探討彈線膛一體徑向精鍛工藝成形身管的炸膛現(xiàn)象,分析了鍛后身管去應(yīng)力前后的力學(xué)性能變化,將炸膛現(xiàn)象歸因于鍛后身管的殘余應(yīng)力。然而,XU等[2-3]系統(tǒng)地研究了不同身管材料鍛后的殘余應(yīng)力分布,經(jīng)過600 ℃熱時(shí)效后,殘余應(yīng)力能被消除80%以上。樊紅偉等[4]研究了殘余應(yīng)力對(duì)鍛后身管的力學(xué)性能影響,發(fā)現(xiàn)去應(yīng)力后身管性能得到了恢復(fù)。彈線膛一體徑向精鍛身管都有去應(yīng)力退火階段,因此無法認(rèn)定殘余應(yīng)力是導(dǎo)致炸膛的原因。田文松等[5]分析認(rèn)為炸膛是由于氫脆,這個(gè)分析集中在個(gè)案上,材料無氫脆彈線膛一體徑向精鍛后也出現(xiàn)過炸膛。近年來,YANG等[6]研究發(fā)現(xiàn),彈線膛一體徑向精鍛身管在下沉段內(nèi)壁會(huì)形成軸向的褶皺,而褶皺缺陷在進(jìn)入鍛造段后,在持續(xù)的擠壓下會(huì)形成裂縫,裂縫將嚴(yán)重影響身管的安全,因此下沉段形成的褶皺可能是導(dǎo)致彈線膛一體徑向精鍛成形身管炸膛的原因之一。

國內(nèi)外對(duì)徑向精鍛工藝造成內(nèi)膛褶皺的相關(guān)研究并不多,GHAEI等[7]利用二維精鍛有限元模型模擬無芯棒鍛打過程發(fā)現(xiàn),在沒有芯棒的情況下,管內(nèi)表面的軸向拉應(yīng)力可能導(dǎo)致鍛造后的身管產(chǎn)生周向的褶皺與裂紋,但該研究沒有實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,且研究得出的裂紋方向是沿周向的。LI等[8-9]利用三維有限元徑向鍛造模型研究薄壁銅管的成形時(shí)發(fā)現(xiàn),管材內(nèi)壁在鍛打過程中產(chǎn)生了軸向褶皺,且利用電鏡觀察銅管內(nèi)部驗(yàn)證了有限元模擬,進(jìn)一步的有限元模擬發(fā)現(xiàn),內(nèi)壁的褶皺會(huì)演變成軸向的裂紋,而裂紋有可能導(dǎo)致管材在承壓時(shí)出現(xiàn)破裂的現(xiàn)象。陳修琳等[10]研究發(fā)現(xiàn),鈹青銅QBe2薄壁管在徑向冷鍛過程中會(huì)出現(xiàn)縱向裂紋。關(guān)于鍛造身管的缺陷,劉金明等[11]研究發(fā)現(xiàn),在彈線膛一體徑向精鍛成形身管的彈膛錐角處會(huì)形成圈紋缺陷,然而圈紋缺陷與本文的軸向褶皺缺陷方向不同。童維等[12]利用有限元仿真以及形貌測量研究了彈線膛一體徑向精鍛成形身管下沉段褶皺的形貌演化情況。周勐弢等[13]根據(jù)材料性能研究了精鍛身管下沉段開裂的判據(jù)。然而上述研究均沒有涉及彈線膛一體徑向精鍛成形身管的褶皺缺陷的形成機(jī)理。

盡管關(guān)于徑向精鍛工藝成形缺陷的研究較少,但是旋鍛工藝以及皮爾格軋管工藝(pilgering)都與徑向精鍛工藝類似,故可將這兩種工藝的缺陷研究作為參考。在旋鍛成形管件中,常見的缺陷有褶皺、裂紋、飛邊以及扭曲等[14]。石松等[15]和孫子瑩等[16]研究了無芯棒徑向進(jìn)給參數(shù)對(duì)旋鍛成形車軸的影響,發(fā)現(xiàn)車軸內(nèi)圓會(huì)出現(xiàn)幾何凹陷。王宏等[17]采用有限元分析了旋鍛過程中工件是否出現(xiàn)損傷缺陷等。王俊士等[18]研究了不同錘頭入口曲面對(duì)旋鍛成形管件變形的影響,發(fā)現(xiàn)管件端部會(huì)出現(xiàn)凹坑現(xiàn)象。皮爾格軋管工藝中工件變形也是先減徑后減壁厚,與彈線膛一體徑向精鍛工藝類似,ABE等[19]研究了皮爾格成形管件內(nèi)壁的軸向褶皺缺陷,并形成了工件可加工性的判據(jù)。李恒等[20]系統(tǒng)總結(jié)了皮爾格軋管工藝的研究進(jìn)展,認(rèn)為管件在減徑減壁厚過程中的宏觀不均勻變形是該工藝的研究難點(diǎn),而宏觀變形的不均勻會(huì)帶來缺陷以及精度的問題。

旋鍛和皮爾格軋管工藝一般用于生產(chǎn)薄壁管件,而身管屬于厚壁管,盡管上述學(xué)者的部分研究涉及了工藝產(chǎn)生的褶皺缺陷,但是大部分都集中在工藝參數(shù)對(duì)成形的影響上,較少研究缺陷的形成機(jī)理。

綜上所述,國內(nèi)外公開的關(guān)于徑向精鍛工藝成形的厚壁管件內(nèi)壁褶皺缺陷,特別是針對(duì)彈線膛一體徑向精鍛工藝成形身管的研究均處于空白,為了探究彈線膛一體徑向精鍛成形身管內(nèi)膛軸向褶皺缺陷的形成機(jī)理,本文采用有限元方法,建立三維徑向精鍛有限元模型,模型中考慮了大部分徑向精鍛的工藝參數(shù),如毛坯尺寸、旋轉(zhuǎn)進(jìn)給、軸向進(jìn)給、錘頭參數(shù)以及夾持壓力等。利用仿真研究褶皺的形成機(jī)理以及工藝參數(shù)對(duì)褶皺成形的影響,同時(shí)還設(shè)計(jì)了徑向精鍛實(shí)驗(yàn)成形身管,對(duì)有限元結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 三維徑向精鍛有限元的建立

徑向精鍛工藝的鍛造錘頭分布如圖1所示,四個(gè)錘頭沿工件周向均勻分布,對(duì)身管毛坯進(jìn)行高頻徑向鍛打,完成減徑與減壁厚過程,而身管的膛線則是依靠表面帶有膛線特征的芯棒來成形。彈線膛一體徑向精鍛工藝如圖2a所示,純線膛徑向精鍛工藝如圖2b所示,彈線膛一體成形和純線膛成形兩種工藝都是徑向精鍛工藝,區(qū)別在于芯棒以及毛坯的內(nèi)徑。與純線膛精鍛相比,彈線膛一體成形工藝中工件需要先完成減徑即經(jīng)歷下沉段過程,然后才能與芯棒接觸,進(jìn)入鍛造段。由于褶皺是沿軸向的,故常用的二維軸對(duì)稱徑向精鍛有限元模型已經(jīng)不再適用,身管徑向鍛造時(shí),工件除了軸向的進(jìn)給外,還需要旋轉(zhuǎn),另外實(shí)際的錘頭也并不是圓弧形狀,徑向鍛造過程不是完全軸對(duì)稱的,因此本文需要建立彈線膛一體徑向精鍛工藝的三維有限元模型。

圖1 徑向精鍛工藝錘頭分布圖

(a)彈線膛一體徑向精鍛

(b)純線膛徑向精鍛圖2 徑向精鍛工藝示意圖

1.1 材料模型

工件的材料為30SiMn2MoVA鋼,該材料是我國常用的身管制造材料,材料屬性來自FAN等[21]的研究,在有限元模型中,材料模型為彈塑性,本構(gòu)關(guān)系為σ=Kεn(σ為應(yīng)力,ε為應(yīng)變,K、n為冪強(qiáng)化材料本構(gòu)模型的常數(shù))。各項(xiàng)參數(shù)如表1所示。

表1 工件的材料參數(shù)

1.2 幾何模型及邊界條件

三維徑向精鍛的有限元幾何模型如圖3所示,模型包含沿周向均勻分布的四個(gè)錘頭和身管部件,限制身管軸向進(jìn)給速度的擋塊簡化為與身管端面耦合的參考點(diǎn)。由于褶皺是在下沉段減徑過程中產(chǎn)生的[6],而下沉段毛坯與芯棒是無接觸的,且進(jìn)入鍛造段與芯棒接觸后褶皺會(huì)被打平或形成裂縫,不容易直觀地看到,故本文數(shù)據(jù)點(diǎn)的提取位置以及研究重點(diǎn)均在下沉段,而芯棒對(duì)下沉段是無影響的,因此在模型中將芯棒部件移除。

圖3 身管徑向精鍛三維有限元模型

對(duì)于工件在旋轉(zhuǎn)過程中的復(fù)位問題,本文定義相應(yīng)的彈性單元來代替彈性桿。身管部件單元類型為帶有沙漏控制的縮減積分單元C3D8R。身管網(wǎng)格使用ALE網(wǎng)格,其自適應(yīng)功能可使身管網(wǎng)格在變形過程中保持良好的質(zhì)量。

錘頭為剛體,單元類型為節(jié)點(diǎn)剛性單元R3D4,其幾何形狀與工廠目前使用的一致,如圖3所示。圖4中標(biāo)出了徑向精鍛的工藝參數(shù)含義,模型中設(shè)置的相關(guān)工藝參數(shù)值如表2所示,模型中接觸面采用庫侖摩擦模型,摩擦采用罰函數(shù)法,滑移公式為有限滑移公式,錘頭與工件的摩擦因數(shù)為0.15[21]。身管的徑向精鍛在常溫下進(jìn)行,且加工過程中有持續(xù)的冷卻液,因此模型里的溫度設(shè)置為常溫,忽略溫度的影響。

圖4 加工參數(shù)示意圖

表2 徑向精鍛工藝參數(shù)(對(duì)照組)

模型還考慮了工藝參數(shù)對(duì)褶皺的影響,因此根據(jù)控制變量方法的原則,每個(gè)模擬算例僅更改一個(gè)工藝參數(shù),具體參數(shù)如表3所示,對(duì)照組的工藝參數(shù)如表2所示。

表3 幾何和工藝參數(shù)(控制變量組)

2 徑向精鍛實(shí)驗(yàn)

采用GFM SKK-10冷徑向精鍛機(jī)進(jìn)行徑向精鍛實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)用材料為30SiMn2MoVA鋼,在實(shí)驗(yàn)中用L表示每個(gè)實(shí)驗(yàn)試件,加工工藝參數(shù)如表4所示,其中d1和d2是鍛后工件的外徑和內(nèi)徑尺寸,Q是鍛造比。將鍛后身管的下沉段切割制成圖5所示的試件,用電鏡(型號(hào)FEI Quanta 250F)觀察圖中1、2位置處的形貌,位置1是下沉段開始處,也表示毛坯的形貌,位置2是下沉段結(jié)束處的位置。

表4 徑向精鍛實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)

圖5 鍛后身管試件

3 有限元模型驗(yàn)證

徑向精鍛有限元的正確性大部分通過對(duì)比仿真得到的鍛造載荷與實(shí)驗(yàn)結(jié)果來驗(yàn)證。本文為在仿真中直觀地觀察褶皺,在保證毛坯管仍然是厚壁管的情況下將仿真中的毛坯內(nèi)徑擴(kuò)大設(shè)置為15 mm,而實(shí)際工廠中沒有該型號(hào)的毛坯管,無法直接通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證本文有限元模型的正確性,因此,將本文建立的三維有限元模型的毛坯尺寸修改為文獻(xiàn)[21]的徑向鍛造實(shí)驗(yàn)中的尺寸,并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值[21]進(jìn)行對(duì)比以驗(yàn)證有限元模型。表5所示為文獻(xiàn)[21]中的徑向鍛造實(shí)驗(yàn)工件尺寸,在本文建立的三維有限元模型中添加芯棒部件,按表5的尺寸數(shù)值修改本文的有限元模型,模擬得到的鍛打力如表5所示,將模擬鍛造載荷與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,模擬結(jié)果大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果,這與文獻(xiàn)[21]的研究結(jié)果一致。仿真與實(shí)驗(yàn)誤差在10%以內(nèi),表明所建立的三維徑向精鍛有限元模型可以用來定性分析徑向精鍛身管下沉段內(nèi)壁褶皺的形成機(jī)理以及工藝參數(shù)的影響規(guī)律。

表5 驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)的工藝參數(shù)

4 結(jié)果分析

4.1 褶皺的形成機(jī)理

由于錘頭之間存在間隙,所以錘頭壓下去時(shí)身管的徑向變形并不是均勻的,鍛打第1錘身管變形如圖6所示,可以看出,當(dāng)鍛打第1錘壓下后,身管在錘頭間隙處的變形與其他位置不同,間隙處的變形比其他區(qū)域要大,相應(yīng)地,由于變形的不同,其徑向位移u1也不同,沿軸向的褶皺實(shí)際上就是由內(nèi)壁圓周上點(diǎn)的徑向位移不一致造成的,可以明顯觀察到內(nèi)膛的圓孔開始變得不規(guī)則了。

(a)等效塑性應(yīng)變

(b)柱坐標(biāo)下的徑向位移u1圖6 鍛打第1錘身管變形

隨著鍛打的繼續(xù),身管向前進(jìn)給并且旋轉(zhuǎn)一個(gè)角度,鍛打第2錘身管變形如圖7所示,身管的徑向不規(guī)則變形加劇,內(nèi)壁圓周對(duì)應(yīng)錘頭間隙的位置有較大的應(yīng)變,同時(shí)在第1錘時(shí)有較大應(yīng)變的點(diǎn)轉(zhuǎn)到了其他位置,由圖7可以看出,身管內(nèi)壁大應(yīng)變的點(diǎn)約為8個(gè),各點(diǎn)的徑向位移也不均勻,圓形已經(jīng)變得很不規(guī)則了。

(a)等效塑性應(yīng)變

(b)柱坐標(biāo)下的徑向位移圖7 鍛打第2錘身管變形

身管工件在鍛打過程繼續(xù)旋轉(zhuǎn)進(jìn)給,在多次鍛打后,工件變形情況如圖8所示。錘頭的工作面為平面,在多次鍛打后,身管外部為近似圓形的正多邊形,多次鍛打后其內(nèi)膛的圓形非常不規(guī)則,橫截面形狀已變?yōu)榻普叫?這說明在工件外部受力不均的情況下,內(nèi)孔的變形將會(huì)變得不規(guī)則。由圖8b可以看出,內(nèi)膛產(chǎn)生了許多沿軸向的褶皺,徑向變形越大,褶皺越明顯。

(a)外部變形(等效塑性應(yīng)變)

(b)內(nèi)部變形(等效塑性應(yīng)變)圖8 多次鍛打后身管變形 Fig.8 The deformation of the workpiece after the multiple forging beats

根據(jù)有限元分析,將彈線膛一體同鍛身管內(nèi)膛產(chǎn)生沿軸向褶皺的機(jī)理總結(jié)如下:圖9所示為某一橫截面在下沉段的鍛打過程,在鍛打第1錘時(shí),由于錘頭存在間隙,錘頭壓下時(shí),處在間隙區(qū)的身管材料的變形與受到錘頭鍛壓的區(qū)域的變形不一致,從而導(dǎo)致身管內(nèi)膛圓周各點(diǎn)的徑向位移不同,這就使得內(nèi)孔的圓形發(fā)生了變化;身管旋轉(zhuǎn)進(jìn)給,在下一錘時(shí)新的位置轉(zhuǎn)到了錘頭的間隙區(qū),身管徑向位移的不一致又被加劇,內(nèi)孔圓形逐漸變?yōu)椴灰?guī)則的形狀,從而形成了褶皺。彈線膛一體同鍛身管內(nèi)膛產(chǎn)生褶皺的機(jī)理與文獻(xiàn)[8]中圓弧截面錘頭徑向精鍛成形的薄壁銅管產(chǎn)生褶皺的機(jī)理一致,都是由于錘頭間隙區(qū)的存在。

圖9 下沉段褶皺形成機(jī)理示意圖

4.2 褶皺的成形判據(jù)及驗(yàn)證

由上述分析可知,彈線膛一體同鍛身管內(nèi)膛的褶皺是由錘頭間隙引起的,在分析內(nèi)孔的變形過程中發(fā)現(xiàn),在初始鍛打時(shí),雖然內(nèi)孔不再是圓形,但是也僅僅是變得不規(guī)則,并沒有形成褶皺,比如說在當(dāng)前這一錘鍛打后某點(diǎn)處有了形成褶皺的趨勢,但是在下一錘時(shí),身管旋轉(zhuǎn)了一個(gè)角度,錘頭鍛打下來后,原來有形成褶皺趨勢的位置在新一錘下這種褶皺趨勢又沒有了。為了詳細(xì)研究褶皺的成形過程,取身管下沉段內(nèi)膛的一橫截面,對(duì)該截面的內(nèi)壁單元節(jié)點(diǎn)順次編號(hào),如圖10所示,輸出每節(jié)點(diǎn)在下沉段每一錘結(jié)束后的徑向位移,相鄰點(diǎn)的徑向位移之差就是褶皺,每一錘錘頭的徑向進(jìn)給量是相等的,每打一錘工件旋轉(zhuǎn)一個(gè)角度,每一錘次鍛打時(shí)四個(gè)錘頭是同時(shí)壓下的。

圖10 身管內(nèi)膛截面節(jié)點(diǎn)編號(hào)

內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)的徑向位移如圖11所示,第1錘次打下后,內(nèi)表面出現(xiàn)了四個(gè)波谷,對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)12、35、57及79,波谷位置對(duì)應(yīng)的是錘頭間隙處,即處于錘頭間隙處的節(jié)點(diǎn)的徑向位移要比其他節(jié)點(diǎn)的徑向位移小,實(shí)際上,波谷就相當(dāng)于褶皺,只是由于褶皺的寬度太大,高度較小,因此不明顯。打第2錘時(shí),由于工件的旋轉(zhuǎn),新的節(jié)點(diǎn)對(duì)應(yīng)于錘頭的間隙處,該處節(jié)點(diǎn)的位移較小,此時(shí)內(nèi)表面位移的波谷位置為節(jié)點(diǎn)21、43、65及87。第3錘打下后,波谷繼續(xù)轉(zhuǎn)移到其他節(jié)點(diǎn)。從第4錘開始,波谷仍然轉(zhuǎn)移到其他節(jié)點(diǎn),曲線上不僅有四個(gè)較大的波谷,也可以觀察到曲線不光滑了,出現(xiàn)了很多細(xì)碎的小波峰波谷。同樣地,繼續(xù)將后續(xù)鍛打次數(shù)的內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)位移輸出,如圖12所示,可以看出,不同錘次之間的徑向位移相差較大,直接輸出徑向位移不利于比較每一錘的波峰波谷的大小變化(實(shí)際上就是褶皺大小的變化),因此需要將徑向位移做一定的數(shù)據(jù)處理以方便比較。提取每一錘的徑向位移曲線上數(shù)值最小的點(diǎn),將該曲線上其他點(diǎn)的徑向位移都減去該點(diǎn)的位移,也就是說統(tǒng)一地將波谷平移到徑向位移為0的水平線上,這樣可以直觀地觀察每一錘打下后,波峰波谷的高度變化。

由圖12可以看出,從第4錘后,曲線仍然有四個(gè)主要的波峰波谷伴隨著多個(gè)細(xì)碎的波峰,與前三錘的徑向位移曲線相比變得非常尖銳,并且波峰波谷固定在某些節(jié)點(diǎn)上。隨著鍛打的繼續(xù),工件持續(xù)轉(zhuǎn)動(dòng),這些特征不再隨著工件的轉(zhuǎn)動(dòng)而轉(zhuǎn)移至其他節(jié)點(diǎn),唯一變化的是波峰的高度,本文將波峰波谷不再移動(dòng)的起始狀態(tài)定義為褶皺形成,也就是說從第4錘結(jié)束后,褶皺就形成了,后續(xù)每一錘次的作用是增加褶皺即波峰的高度。

按照上述方法統(tǒng)計(jì)所有算例的結(jié)果,均發(fā)現(xiàn)其褶皺的形成符合上述褶皺成形的判斷,并不是本文呈現(xiàn)出來的這一個(gè)有限元計(jì)算模型的偶然結(jié)果。根據(jù)表3所示的控制變量組,更改工藝參數(shù),如主軸角速度、錘頭角度、進(jìn)給速度、身管毛坯尺寸、夾持壓力等,分別進(jìn)行有限元仿真,提取下沉段內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)的位移,結(jié)果都會(huì)在若干錘數(shù)后出現(xiàn)波峰波谷位置固定的現(xiàn)象,總結(jié)這些現(xiàn)象提出上述關(guān)于褶皺形成的判斷。

雖然可以通過內(nèi)膛節(jié)點(diǎn)徑向位移曲線的波峰波谷固定來判斷褶皺形成,但徑向位移并不是一個(gè)反映身管材料變形的本質(zhì)物理量,因此需要進(jìn)一步地探究以找到與這種現(xiàn)象相關(guān)的本質(zhì),為了定量描述褶皺的形成,引入了一個(gè)指標(biāo),即在下沉段的半徑減小量Y,如圖4所示。Y可通過下式計(jì)算:

Y=mΔh

(1)

Δh=vTtanα

(2)

式中,m為錘頭鍛打的次數(shù);Δh為每次錘頭鍛打后工件的半徑縮減量。

當(dāng)褶皺形成時(shí),此刻的半徑縮減量為Yc,根據(jù)褶皺的形成過程,形成如下的褶皺成形判據(jù):

(3)

Yc可以在三維有限元模型中根據(jù)褶皺的波峰波谷固定不再轉(zhuǎn)移到其他節(jié)點(diǎn)時(shí)確定,而di是毛坯的內(nèi)徑,d2是鍛后身管的內(nèi)徑,也就是身管的口徑。如果Yc比(di-d2)/2小,則說明該鍛件在下沉段結(jié)束前一定會(huì)產(chǎn)生褶皺。

選擇徑向精鍛實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證上述褶皺成形判據(jù),根據(jù)表4的工件尺寸建立三維有限元模型,提取下沉段內(nèi)壁節(jié)點(diǎn)的徑向位移,根據(jù)式(3)褶皺形成判據(jù),得出波峰波谷固定時(shí)對(duì)應(yīng)的半徑減少量Yc,褶皺是否能形成的預(yù)測如表6所示。對(duì)于L1試件,仿真結(jié)果顯示當(dāng)褶皺形成時(shí),半徑減小量Yc為0.802 mm,大于整個(gè)下沉段的半徑減小量0.65 mm,這表明在褶皺形成之前,L1試件的內(nèi)壁已接觸芯棒,完成了下沉段,進(jìn)入了鍛造段。仿真得出的L2和L3試件的褶皺形成時(shí)的半徑減小量Yc均小于整個(gè)下沉段的半徑減小量,這表明在褶皺形成時(shí),下沉段還沒有結(jié)束,工件內(nèi)壁接觸芯棒之前形成了褶皺。

對(duì)鍛后身管內(nèi)膛進(jìn)行電鏡觀察,如圖13～圖15所示,其中,位置1是毛坯的內(nèi)壁形貌,位置2是下沉段剛結(jié)束時(shí)的內(nèi)壁形貌。

圖13 L1試件的內(nèi)壁形貌

圖14 L2試件的內(nèi)壁形貌

圖15 L3試件的內(nèi)壁形貌

圖13所示為L1身管下沉段結(jié)束時(shí)內(nèi)膛形貌,可以看出,內(nèi)膛表面比較粗糙,但是沒有找到沿軸向分布明顯的褶皺,這說明L1身管在下沉段結(jié)束時(shí)沒有產(chǎn)生褶皺,與預(yù)測結(jié)果一致。

圖14所示為L2身管下沉段結(jié)束時(shí)的內(nèi)膛形貌,可以清晰地看到,有沿軸向的褶皺,另外在圖14中還發(fā)現(xiàn)了許多橫向的條紋,這是由于L2身管毛坯內(nèi)孔是由高速車削加工的,橫向的條紋是刀紋,與鍛打產(chǎn)生的褶皺無關(guān)。L2身管下沉段結(jié)束時(shí)褶皺已經(jīng)成形,與根據(jù)褶皺判據(jù)做出的預(yù)測結(jié)果一致。

圖15所示為L3身管下沉段結(jié)束時(shí)的內(nèi)膛形貌,可以看到明顯的沿軸向分布的褶皺,并且其褶皺形貌比圖14中L2身管的褶皺形貌要清晰,這說明L3身管內(nèi)膛在接觸芯棒前褶皺就形成了,與預(yù)測結(jié)果一致。

4.3 工藝參數(shù)對(duì)褶皺形成的影響

獲得工藝參數(shù)對(duì)褶皺形成的影響規(guī)律有助于控制褶皺缺陷。根據(jù)表7中的工藝參數(shù)設(shè)置,模擬了多個(gè)參數(shù)的徑向鍛造過程,每個(gè)模擬算例僅改變一個(gè)工藝參數(shù)。這些工藝參數(shù)下褶皺形成的判據(jù)如表7所示。

表7 不同工藝參數(shù)下褶皺成形判據(jù)值

比較上述工藝參數(shù)下的Yc值來研究工藝參數(shù)對(duì)褶皺形成的影響并不是很直觀,因此引入ΔY來表示褶皺形成的難易程度,該值表示褶皺形成時(shí)的工件半徑減少量比設(shè)計(jì)的全下沉段的半徑減少量小多少,越小說明褶皺形成得越早,ΔY越小,該工藝參數(shù)越容易形成褶皺,ΔY計(jì)算式如下:

(4)

由式(4)可以看出,ΔY可能為負(fù)值,ΔY越大,說明形成褶皺時(shí)的半徑縮減量越大,形成褶皺的難度越大,徑向鍛造成形身管的質(zhì)量越好。

每次鍛打的半徑縮減量Δh只與軸向進(jìn)給速度、錘頭的縱截面角α和一次鍛造周期有關(guān)。在實(shí)際鍛造過程中,每次鍛打的周期通常是固定的,因此,本文不涉及鍛打周期變化的模擬。為了直觀地比較褶皺成形判據(jù)Yc和褶皺形成難易程度ΔY在不同工藝參數(shù)下的變化,將結(jié)果繪制為線圖。

主軸角速度變化下Yc和ΔY的變化如圖16所示,由于錘頭布局的對(duì)稱性,故所選的三個(gè)轉(zhuǎn)速在一個(gè)鍛打周期內(nèi)工件旋轉(zhuǎn)的角度為15°、30°及60°,均在90°以內(nèi),從圖16中可以看出主軸角速度對(duì)褶皺形成的影響不明顯,盡管Yc值在3.75°/s時(shí)有波動(dòng),此時(shí)褶皺成形時(shí)對(duì)應(yīng)的Yc為2.834 mm,鍛打了6次,接近其他兩個(gè)不同的主軸角速度下褶皺形成時(shí)Yc的值(2.361 mm),以及鍛打的次數(shù)(5次),有限元計(jì)算的誤差可能導(dǎo)致這種差異,因此近似認(rèn)為主軸角速度對(duì)褶皺的形成無影響。

圖16 不同角速度下褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

圖17所示為進(jìn)給速度對(duì)褶皺形成的影響,可以看出,Yc和ΔY都隨著進(jìn)給速度的增大而增大,進(jìn)給速度為1 mm/s時(shí)對(duì)應(yīng)的Yc比0.6 mm/s的值大38.92%,這表明軸向進(jìn)給速度對(duì)褶皺缺陷的形成有影響,軸向進(jìn)給速度越大,褶皺形成時(shí)的半徑縮減量越大,褶皺越難形成。

圖17 不同進(jìn)給速度下褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

對(duì)于夾持壓力,如圖18所示,改變夾持壓力后,褶皺形成時(shí)Yc和褶皺形成難易程度ΔY并沒有變化,這說明夾持壓力對(duì)褶皺缺陷的形成時(shí)刻沒有影響。

圖18 不同夾持壓力下褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

錘頭的縱截面角α對(duì)褶皺的形成影響很大,改變錘頭角α?xí)淖兠恳诲N對(duì)應(yīng)的半徑減小量Δh,如圖19所示,仿真設(shè)計(jì)了4個(gè)錘頭角度的算例,隨著角度的增加,Yc和ΔY越來越大,這種影響規(guī)律接近線性增長。當(dāng)α=4°時(shí),第一次鍛打時(shí)褶皺就形成了,對(duì)應(yīng)的Yc為0.224 mm,ΔY為-3.276 mm。當(dāng)α=15°時(shí),褶皺形成時(shí)Yc為5.999 mm,ΔY為2.499 mm。由上可知,錘頭角度越大,褶皺形成的可能性越小。上述規(guī)律與童維等[12]的研究類似,他們采用形貌測量研究了下沉段褶皺的增長情況,發(fā)現(xiàn)錘頭角度越大,內(nèi)膛節(jié)點(diǎn)下沉段應(yīng)變比越小,而應(yīng)變比與褶皺形貌高度增長成正比,也就是錘頭角度越大,褶皺增長得越慢,盡管本文研究的是褶皺形成的時(shí)刻,形成之后才能增長,但是和他們的研究一樣,都得出了錘頭角度是影響褶皺的重要工藝參數(shù),并且增大錘頭角度有利于控制褶皺的結(jié)論。

圖19 不同錘頭角時(shí)褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

保持內(nèi)徑不變改變工件外徑,工件越厚,褶皺越容易形成,如圖20所示,隨著厚度t的增大,Yc和ΔY逐漸減小。厚度為5.5 mm時(shí),褶皺形成時(shí)的Yc值為厚度為9.5 mm時(shí)的Yc值的7倍,厚度為9.5 mm時(shí)在第1錘就形成了褶皺。

圖20 不同厚度工件褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

如圖21所示,在保持厚度不變但改變內(nèi)徑的情況下,褶皺形成時(shí)的半徑縮減量Yc沒有明顯的差別,這并不是說明內(nèi)徑變化對(duì)褶皺形成無影響,實(shí)際上Yc并不適用于內(nèi)徑改變的情況,因?yàn)轳薨櫴欠裥纬蛇€需要與下沉段半徑縮減量(di-d2)/2比較才能確定,改變內(nèi)徑實(shí)際上就是改變了di的值,因此單純地比較不同內(nèi)徑下Yc的值是不準(zhǔn)確的,需要用ΔY來評(píng)價(jià)。對(duì)于只改變內(nèi)徑這個(gè)工藝參數(shù),Yc與ΔY并沒有相同的趨勢。內(nèi)徑為10 mm時(shí),ΔY為1.832 mm,而17 mm內(nèi)徑對(duì)應(yīng)的ΔY為-1.668 mm,ΔY隨著內(nèi)徑的增大而減小,這種變化的趨勢近似于線性,內(nèi)徑越大,褶皺越容易形成,這與常規(guī)的認(rèn)知符合。實(shí)際上現(xiàn)在折衷采用的純線膛精鍛工藝其毛坯內(nèi)徑也是會(huì)比芯棒直徑大約1～2 mm,也就是說理論上純線膛精鍛也存在微小的下沉段,但是純線膛徑向精鍛工藝生產(chǎn)的身管內(nèi)膛并沒有發(fā)現(xiàn)有褶皺,說明小內(nèi)徑不易產(chǎn)生褶皺。

圖21 不同內(nèi)徑工件褶皺形成時(shí)的Yc和ΔY

綜上所述,錘頭的縱截面和工件的尺寸對(duì)褶皺的形成有顯著影響。錘頭的縱截面與褶皺形成時(shí)的半徑減小量Yc和褶皺形成的難度ΔY成正相關(guān),錘頭角越大,Yc和ΔY越大,褶皺越難形成;內(nèi)徑不變,工件厚度越大,Yc和ΔY越小,褶皺越容易形成;而工件的厚度不變改變內(nèi)徑時(shí),內(nèi)徑越大,ΔY越小,褶皺越容易形成;主軸角速度和夾持壓力對(duì)褶皺的形成沒有明顯的影響;軸向進(jìn)給速度對(duì)褶皺形成的影響較小,成正相關(guān)趨勢。上述規(guī)律暫時(shí)無法通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,因?yàn)樵趯?shí)際徑向鍛造過程中難以檢測凹陷區(qū)域中皺紋形成的時(shí)間,然而童維等[12]通過二維有限元以及下沉段褶皺形貌測量也發(fā)現(xiàn)了錘頭角度以及工件尺寸對(duì)褶皺的形貌影響最大,與本文得出的影響最大的工藝參數(shù)一致。

5 結(jié)論

(1)利用三維精鍛有限元模型推得下沉段褶皺產(chǎn)生的機(jī)理:由于相鄰錘頭之間存在間隙,導(dǎo)致鍛打時(shí)身管橫截面徑向受力不均勻,從而引起變形不均勻,相鄰節(jié)點(diǎn)的徑向位移差就是褶皺的高度,在持續(xù)鍛造后,這種不均勻的徑向變形累積并導(dǎo)致在內(nèi)壁上形成軸向褶皺。

(2)下沉段褶皺缺陷的成形判據(jù)是:當(dāng)同一橫截面內(nèi)壁節(jié)點(diǎn)徑向位移曲線上的峰谷固定在某些節(jié)點(diǎn)上并且不隨工件的旋轉(zhuǎn)進(jìn)給移動(dòng)時(shí),褶皺形成。此時(shí)工件的半徑減小量Yc被用作定量描述成形判據(jù)的指標(biāo)。通過徑向鍛造實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了成形判據(jù)的正確性。

(3)對(duì)褶皺形成影響最大的工藝參數(shù)是錘頭角度和工件尺寸。錘頭角度越大,毛坯厚度越小,毛坯內(nèi)徑越小,則褶皺形成越晚,對(duì)生產(chǎn)越有利。工件旋轉(zhuǎn)速度、進(jìn)給速度、夾頭夾持力等工藝參數(shù)對(duì)褶皺的形成影響較小。