身管弹膛和线膛同锻时下沉段皱褶试验研究及其预测

童维， 杨晨， 杨宇召， 扶云峰， 陈晓萍， 樊黎霞

(1.南京理工大学 机械工程学院， 江苏 南京 210094；2.重庆建设工业(集团)有限责任公司， 重庆 400054)

0 引言

身管冷径向锻造工艺是在毛坯的周围对称分布几个大小一致的锤头，对毛坯沿着径向进行高频率的锻打的一种工艺[1]。此工艺加工出来的身管寿命高、精度高，是目前国内外身管制造的主要方向[2]。目前在国内外，很多专家对径向锻造工艺进行了研究。早在1974年，Battelle实验室的Altan等[3]分别应用主应力法和上限法建立了身管径向锻造过程的数学模型，预测了身管径向锻造过程中材料应力、应变及温度的分布。Chen等[4]建立了黏塑性材料管件的热径向锻造成形过程的三维有限元模型，模拟结果显示了材料成形过程中的应力、应变及温度的变化情况。张雪等[5]通过对身管锻透性分析建立了内膛膛线锻透的判断准则，找到了锻透时的锻造比极限值。赵柯等[6]对身管径向精密锻造的塑性应变与锻造比进行了研究，提出了局部锻造比的概念，并通过局部锻造比给出了单次锻打所产生的塑性应变增量。同时樊黎霞等[7-8]使用Abaqus有限元软件模拟了身管的径向锻造过程，对径向锻压力及应力应变进行了研究，并用试验验证了模拟结果。

身管内膛的加工质量是保证身管武器寿命和射击精度的重要因素。长期以来，由于弹膛和线膛都是分开加工的，弹膛和线膛的同轴度问题始终是身管加工的一个关键问题，因为同轴度是保证射击精度的关键因素。另外，弹膛中的坡膛由于受力复杂，受弹丸挤进、高膛压及火药燃烧等影响，坡膛的铬层往往首先脱落，继而往下发展，最终导致身管使用寿命终结。所以坡膛的机加表面粗糙度对身管武器寿命有很大影响，为了解决弹膛和线膛同轴度问题及坡膛的表面粗糙度问题，弹膛和线膛同锻是兵器制造领域公认的理想解决方案，同锻不仅能解决上述问题，而且可以提高加工速度，简化工艺，实现大批量生产。但身管径向精锻是一个复杂的塑性变形过程，由于缺乏理论指导，同锻工艺曾遇到过很大挫折，曾发生过炸膛事故[2]。Abe等[9-10]在研究两种不锈钢材料和Ti合金在冷轧中的可加工性中提出，冷轧厚壁圆管裂纹的生成是由于径向压缩产生的褶皱在后续冷轧过程中被挤压而形成，他们认为在冷轧过程中径向应变与周向应变的比值是工艺条件的良好指标，是可以作为判断冷轧成形是否具有褶皱缺陷和微裂纹缺陷的重要判断依据。朱康平等[11]针对TA18、TA22两种中强钛合金，对比了轧制Q值(相对减壁量与相对减径量的比值)及轧制变形量对再结晶退火后管材质量的影响，发现在管材的内表面或外表面产生微裂纹，并且微裂纹随着变形量和Q值的增大而加深。陈胜川等[12]通过调整冷轧过程中的工艺参数，研究了不同Q值对小规格Gr.9钛合金管材组织和力学性能的影响。Dunstan等[13]报道了Ti合金和Zr合金管的冷加工试验结果，表明了Q值的降低对于防止缺陷是有效的。Montmitonnet等[14]通过建立锆合金轧制模型，认为应力与应变是与缺陷相关联的，轧制阶段的受力会造成缺陷的产生。Chan等[15]在对轴对称法兰组件锻造缺陷的研究中，揭示了折叠堆积缺陷形成机理，基于所开发的有限元模型的仿真结果，提出了一种通过计算机辅助工程仿真预测和避免折叠缺陷的系统设计框架。

本文针对身管弹膛和线膛同锻工艺，研究线膛成形时，下沉段区域变形皱褶形成和演变情况，建立皱褶深度和工艺参数之间的关系，为防止弹膛和线膛同锻身管裂纹缺陷的产生提供理论研究基础。

1 身管同锻时下沉段应变分析

1.1 身管精锻模型建立

身管线膛部位由多条螺旋形膛线组成，弹膛和线膛同锻时，毛坯在锻打线膛的成形过程可分为两个阶段：第1个阶段是毛坯外径和内径同时减小，但是毛坯的厚度仍然保持不变，直至毛坯内径和芯棒外径相等，该阶段定义为下沉段；第2个阶段是毛坯的材料随着锤头的继续下压流入芯棒的膛线槽内形成膛线，同时毛坯厚度也减小，这一段定义为锻造段，如图1所示。

图1 身管径向锻造过程变形示意图Fig.1 Schematic diagram of barrel deformation during radial forging

图2 身管精锻有限元模型Fig.2 Finite element model of barrel forging

建立弹膛和线膛同锻的轴对称有限元模型，见图2. 由于本文研究下沉段应变问题，故忽略锻打过程的旋转，采用Abaqus静态分析对身管精锻过程进行模拟。模型包括4个部件，分别为锤头、毛坯、芯棒和挡块。其中锤头、芯棒和挡块由于变形很小，故将其设置为刚体。毛坯材料为30SiMn2MoV，该材料的本构模型为

σ=kεn，

(1)

式中：σ为等效应力；ε为等效塑性应变；n为加工硬化指数；k为应变强化系数。该材料的力学性能参数使用拉伸试验获取，如表1所示。

表1 毛坯材料力学性能参数

对身管进行网格划分时，采用4节点轴对称减缩积分单元CAX4R，由于毛坯内壁网格未发生畸变，因此不用对毛坯内侧进行网格细化。在建立有限元模型过程中需要定义3个接触对。即锤头与工件外圆表面的接触、芯棒与身管内表面的接触、挡块与毛坯之间的接触。在Abaqus中采用罚函数接触法定义各接触对间的接触，滑移公式选用有限滑移模型。其中毛坯与芯棒间的摩擦系数为0.05，毛坯与锤头之间的摩擦系数为0.25，毛坯与挡块之间的摩擦系数为0.15. 挡块运动速度取常用的200 mm/min，毛坯尾端夹持压力为35 kN.

径向锻造过程中锤头的运动符合正弦规律，锤头打两次之间的时间间隔为50 ms，锤头径向打击周期为1 200锤/min. 建立的有限元模型如图2.

1.2 下沉段应变分析

在弹膛和线膛同锻过程中，下沉段毛坯未接触到芯棒，下沉段毛坯的厚度始终保持不变，在锤头锻打作用下，毛坯内径和外径相应的减小，下沉段结束的时候即为毛坯碰触到芯棒的时候。下沉段在锻打过程中，其内壁径向应变为拉伸值，随着锻打的进行，毛坯内径不断减小，径向应变值不断增大，周向应变为压缩值，其数值大小也随着锻打的进行不断增大。按照表2的工艺参数建立有限元模型进行模拟，提取下沉段位置所有结点在锻打结束时刻的周向应变和径向应变，将试件下沉段部位的周向应变εθ和径向应变εr作图，得到图3.

表2中的锻造比φ又称面积减小率，其计算公式为

(2)

图3 径向应变与周向应变的关系Fig.3 Relation between radial strain and circumferential strain

式中：Ab为毛坯横截面积；Af为锻件(毛坯锻后)横截面积；Rb为毛坯的外半径；rb为毛坯的内半径；Rf为锻件的外半径；rf为锻件的内半径。

表2 有限元模拟的工艺参数

注：毛坯径比为毛坯锻前内径和锻件内径的比值。

表3 不同工艺参数下应变比值

对比1号、3号和6号模型，当毛坯厚度和锤头入口角度一致，毛坯径比从1.23增大到1.58时应变比值增大353%，当毛坯内径从1.58增大到1.93时应变比绝对值增大53.6%. 由此可见：毛坯径比对应变大小以及应变比绝对值的影响都很大；对比2号、3号以及5号试件模型，保持毛坯径比和厚度一致，锤头入口角度从分别为10°、8°、6°，发现：随着锤头角度从10°降低到8°，应变比绝对值增加54.1%；从8°降低到6°，应变比绝对值增加了34.2%，从图3可以看出：当毛坯径比和厚度一致的时候，应变比绝对值的增加主要取决于径向应变的变化；对比3号和4号模型，保持毛坯径比和锤头角度一致，毛坯厚度从9.25 mm减小到8 mm，应变比绝对值增大2.0%；对比4号和7号模型，毛坯厚度从8 mm减小到7 mm，应变比绝对值增大8.7%；毛坯厚度对周向应变和径向应变的大小影响不大。从工艺参数对径向应变和周向应变以及它们的比值影响可以看出：1)周向应变的大小主要取决于毛坯径比，当径比一致时，周向应变的比值是基本相同的；2)锤头角度主要影响径向应变的大小，当锤头角度减小的时候，径向应变增大，因此在径比不变情况下，锤头角度的减小会使应变比绝对值增加；3)毛坯厚度对周向应变、径向应变以及应变比值的影响最小;4)影响应变比值最大的因素是毛坯径比，其次由于锤头角度减小，下沉段长度对应增加，对应变比值也有影响，厚度对应变比值的影响最小。

2 下沉段起皱试验研究

2.1 身管下沉段试验设计

为观察不同应变比值试件下沉段起褶的程度，根据上述分析，将有限元模拟的工艺参数试件进行锻打，由于锻打精锻机的技术要求，无法对有限元模拟所有参数的毛坯进行锻打，只能对1号～5号模型工艺参数的毛坯进行锻打。

图4 试件扫描电镜图(放大2 000倍)Fig.4 Scanning electron micrographs of samples (2 000×)

由于研究对象为身管弹膛和线膛同锻情况下的下沉段部位，因此在锻打试验中，毛坯锻打线膛后不走锻打弹膛的程序，取出下沉段部位。将处理完的下沉段试件划分成大端部位(下沉段刚开始)、小端部位(下沉段结束)以及线膛部位，用美国FEI公司生产的Quanta 250F场发射环境扫描电镜观察。将扫描电镜观察完的试件沿着轴向方向，使用日本OLYMPUS公司生产的LEXT OLS4100型3D测量激光显微镜扫描下沉段试件的表面形貌，进行微米尺度的三维形貌分析。

2.2 场发射扫描电镜结果及分析

选取部分场发射扫描电镜观察结果，如图4所示。观察编号相同的试件扫描电镜图可以看出,相同试件,下沉段大端和下沉段小端有着很明显的区别。大端部位由于处于锤头刚开始锻打的阶段，毛坯内径刚开始减小，身管处于刚开始形变的状态，变形没有那么恶劣，毛坯受到径向的挤压，在扫描电镜观察下可以看到：1号试件由于径比比较小，毛坯看不出受到挤压，电镜图处于毛坯初始状态；3号、4号试件都产生了轻微、分布密度较小的隆起。随着锤头的不断锻打，下沉段毛坯的内径不断减小，形成的褶皱不断的累加，当锻打到接近锻造段的位置时，从图4(b)、图4(e)图4(h)可以看出，试件都产生明显的褶皱隆起，褶皱分布比大端的明显密集很多，小端的粗糙程度很明显地发生了增大。

对比1号、3号、4号3种编号试件相同部位的扫描电镜图片，从中可以看出，不同试件由于工艺参数的不同，身管下沉段产生的褶皱情况也各不相同。其中图4(e)、图4(h)可以看到很多、很密集沿着轴向方向的隆起，对比1号试件的小端部位，3号、4号试件产生的褶皱隆起更为密集，其中部甚至出现沟壑状的隆起。相比3号试件，4号试件在电镜观察下皱褶的深度较3号相比大一些。

观察线膛部位，1号身管线膛部位没有裂纹，下沉段的皱褶被打平，其余试件均有不同程度的微裂纹。由图4(d)～图4(i)可以看出，当下沉段的皱褶较深时，到了锻造段，其皱褶不能被消除，被锤头挤压，形成了微裂纹。3号试件线膛部位分布的沟壑状裂纹，从图4(f)观察到裂纹的密集程度和深度明显大于其余试件，可以看出锻造段锻造比影响着线膛部位微裂纹的程度，同时通过1号、3号试件线膛部位对比，分析得出下沉段的皱褶深度也是影响线膛部位微裂纹深度及大小的重要因素。

从图4分析可知，在整个下沉段的锻打过程中，皱褶深度随着锻打的进行不断累积增加，皱褶分布也逐渐变得密集。毛坯内壁从开始光滑，逐渐变得粗糙，慢慢形成皱褶，随后在锻造段被挤压，形成小的微裂纹甚至更深、更大的裂纹，如图5所示。

图5 内壁演变过程(放大2 000倍)Fig.5 Evolution process of inner wall(2 000×)

2.3 下沉段褶皱高度预测

从上述分析可知，由于褶皱深度影响着膛线部分是否有缺陷形成，下沉段出现的太深褶皱在经过锻造段后会被挤压成沟壑状的微裂纹，相对较低的褶皱在经历锻造段的锻打后会被打平，若是能预测出下沉段结束时褶皱深度，就可以在后续研究中预测膛线部位微裂纹提供参考。

为得到身管下沉段部位的褶皱隆起深度，将其表面的形貌扫描处理。通过三维测量激光显微镜，可以测量表面物理三维形貌，进行微纳米尺度的三维形貌分析，将得到的形貌数据进行处理，可以最终得出下沉段部位的褶皱隆起深度。

下沉段试件内壁通过三维测量OLYMPUS LEXT OLS4100型激光显微镜将试件的形貌扫描出来，以轴向位置3 mm为间隔，取沿径向方向整个截面的形貌数据，每组试件上取3个间隔的数据，得到如图6所示的形貌图。图6(a)即为下沉段形貌三维图，图6(b)为形貌转化而成的直角坐标。

图6 试件形貌扫描图Fig.6 Surface appearances of samples

下沉段锻打过程是一种应变不断累积的过程，其褶皱也是在不断地累计加深。通过相等轴向间隔下下沉段褶皱的隆起深度差，得出锤头单次锻打下沉段内壁形成的隆起深度Δdw，继而通过下沉段长度计算出相应需要锻打的锤数，得到下沉段结束位置处褶皱深度。

(3)

式中：dw为下沉段皱褶深度；L为取样长度；yi为形貌轮廓上各点至基准线的距离。根据毛坯锻打的参数以及锤头形状，可以得出锤头每次下压毛坯时径向下压量为

s=vTtanα，

(4)

式中：v为毛坯进给速度；T为锤头锻打往复周期；α为锤头入口角度。根据锤头角度得出径向高度为

Δhr=δrtanα，

(5)

式中：Δhr为径向高度差；δr为径向位置间隔距离。根据所取位置的褶皱深度，可以得出锤头单次锻打形成的褶皱深度为

(6)

(7)

式中：M为锻打次数；dw1、dw2为相邻两点的皱褶深度。

图7 基准线拟合Fig.7 Baseline fitting

5组试验身管形貌扫描处理数据，得到5组工艺参数下单次捶打形成的皱褶深度。根据下沉段的减径值,得到下沉段最终皱褶深度：

(8)

式中：d0为毛坯初始褶皱深度。扫描毛坯表面形貌，根据(3)式得出毛坯的初始褶皱深度d0=5.72 μm. 根据(3)式～(7)式预测出下沉段结束位置皱褶深度，结合试验测得的皱褶深度，绘制表4.

表4 单锤产生的褶皱深度Δdw和下沉段褶皱深度预测值和试验值

从表4中可知，随着工艺参数的改变，下沉段单锤产生的皱褶深度Δdw各不相同。根据(8)式，预测出的皱褶深度与试验皱褶深度对比发现：2号和3号试件的预测皱褶深度和试验褶皱深度误差在5%以内，说明预测合理；4号和5号试件的预测皱褶深度大于试验皱褶深度，误差在10%左右，是由于试件取样的原因导致试验测量的下沉段结束位置实际并未达到真正的下沉段结束位置，故而使试验测量的皱褶深度小于预测的皱褶深度；1号试件的预测皱褶深度为7.41 μm，而试验测得的皱褶深度为9.83 μm，误差达到了24.6%，是由于试件锻前毛坯内径较小，下沉段内壁曲面曲率较大，激光共聚焦显微镜在进行形貌扫描时是通过投射光斑进行形貌扫描，同样大小的光斑，内径越小的试件光斑投射的区域曲面曲率越大，测量误差越大，从而导致最后试验测量值大于预测值。

3 下沉段皱褶深度和工艺参数的关系研究

表5 试件单锤产生的皱褶深度Δdw和应变比值

图8 Δdw与的关系Fig.8 Relationship between Δdw and

4 结论

1)通过试验研究,发现在弹膛和线膛同锻条件下,下沉段内壁由于径向应变为拉伸值,周向应变为压缩值,因此在下沉段会发生皱褶现象,皱褶大小随着捶打次数的增加而累积。

2)当下沉段的皱褶深度累加到一定程度时,皱褶在锻造段就不能被消除从而形成微裂纹,微裂纹的形成准则还需要进一步通过试验研究而得到。

3)径向应变和周向应变的比值跟工艺参数有关,其中影响应变比值最大的因素是下沉段的深度，即毛坯内径和锻件身管内径的比值；当毛坯径比一致时，其次影响应变比值的是锤头角度；毛坯厚度对应变比值的影响最小。

5)身管弹膛与线膛同锻可以把工艺参数与皱褶深度联系起来，预测出下沉段最终位置的皱褶深度，为微裂纹的预测提供参考。