陈永奎， 张鹏军， 牛俊财

(1. 中国船舶重工集团公司 第七一三研究所， 河南 郑州 450015； 2. 中北大学 机电工程学院， 山西 太原 030051)

0 引 言

弹鼓作为高射速火炮自动装填系统的供弹具， 是一个很重要的单元装置， 以携弹量大、 装弹方便、 可靠性好、 火力持续性强等优点而倍受青睐[1]. 由于弹鼓结构较为复杂， 因此部分零件采用铝合金铸件. ZL20lA合金作为一种传统的高强韧铸造铝合金， 具有非常好的强度、 塑性及韧性[2]， 因此被用来制作某弹鼓的出弹圆盘. 由于该合金为A1-Cu-Mn系合金， 结晶温度范围宽， 以粥状方式凝固， 铸造性能差， 流动性差， 收缩性大， 在结晶时易产生缩松、 裂纹和偏析等铸造缺陷[3]， 使得由该材料制作的出弹圆盘在使用过程中可能出现裂纹， 从而引起供弹故障.

针对某出弹圆盘上靠近弹底位置的铆钉孔在使用过程中出现裂纹的现象， 本文采用数值模拟方法、 材料微观分析法以及力学性能测试法[4]筛选了影响出弹圆盘质量的因素， 确定了出弹圆盘铆钉孔处裂纹产生的原因， 确定了出弹圆盘铆钉孔裂纹缺陷形成的原因， 并在此基础上提出优化工艺方案， 为生产工艺的制定提供参考.

1 出弹圆盘裂纹缺陷特征描述

某出弹圆盘体铸件材料为ZL201A， 最大轮廓尺寸为Φ912 mm×90 mm， 结构如图 l 所示. 铸件最大壁厚为46 mm， 最小壁厚为13 mm， 铸件重量为96 kg.

图 1 出弹圆盘实物图Fig.1 The physical map of ammunition supply disk

在完成射击后对供弹系统装弹时发现装弹阻力比以前增大， 检查发现出弹圆盘上靠近弹底位置的铆钉孔出现裂纹， 如图 2 所示. 进一步检查出弹圆盘体裂纹， 发现以下现象： ① 出现裂纹的铆钉孔铆接位置有明显的敲击痕迹， 该痕迹由钳工铆接铆钉的过程中墩粗头打滑引起， 冲痕数量为2个， 其中底部位置的1个冲痕深度约1 mm. ② 裂纹发生在出弹圆盘体铆钉孔处， 从进弹口边缘至支撑筋通过铆钉孔中心， 上下贯穿， 呈“Z”字状， 总长约30 mm. ③ 将出弹圆盘体裂纹处剖开后， 断口未见铸造缺陷和氧化腐蚀痕迹， 进一步说明裂纹出现在热处理和表面阳极氧化之后， 即产生在铆接操作或装备调试使用过程中.

图 2 出弹圆盘铆钉孔裂纹 Fig.2 The crack of rivet hole of ammunition supply disk

经过上述检查和分析， 初步判断裂纹不是在后期使用中受力产生， 而是在铆接过程中由冲头敲击或过铆产生. 射击试验后， 裂纹得到一定程度的扩展.

2 裂纹缺陷成因分析

在建立出弹圆盘裂纹故障树后， 针对裂纹问题开展了分析工作， 并将出现裂纹故障的出弹圆盘交由第三方进行检测， 对故障产生原因从设计、 铸件质量、 铆接工艺等方面进行更深入和更大范围的排查和定位. 分析排除了出弹圆盘设计缺陷， 认为出现裂纹故障的原因主要是铸件质量不过关与铆接工艺不合理.

2.1 基于Ansys的出弹圆盘体铆接仿真分析

外导引与出弹圆盘体的连接采用铆接方式， 铆钉孔径大小为6.2 mm， 铆钉直径为6 mm， 现操作方式为手工铆接， 即人工用锤子敲击冲头， 冲头将铆钉头部敦粗以此来完成铆接. 出现的问题是锤子在敲击冲头进行铆接的过程中， 冲头会在锤击时滑移到出弹圆盘体铆钉孔附近位置， 从而造成对出弹圆盘体的锤击. 本分析目的是计算出弹圆盘体受到冲头锤击时的应力情况.

截取出弹圆盘体及外导引处的局部模型进行分析计算， 取直径6.3 mm铆钉进行仿真， 铆钉孔径为6.2 mm. 出弹圆盘体材料为ZL201A， 通常以断裂的形式失效， 因此采用第一强度理论(最大拉应力理论)和第二强度理论(最大伸长线应变理论)进行校核[5]. 铆钉头部三个圆面为固定约束， 出弹圆盘体左支撑肋下平面为固定约束， 外导引的下平面为固定约束. 出弹圆盘体和外导引之间接触面采用不分离接触(可相对滑动， 但不分开)， 铆钉与出弹圆盘体及外导引之间均为无摩擦接触[6]， 模型如图 3 所示.

图 3 边界约束 Fig.3 The boundary constraint

锤子由立方体模拟， 冲头由直径为5 mm的圆柱体模拟. 为简化计算， 忽略锤子和冲头的接触， 将锤子和冲头看作一个整体， 重800 g， 以8 m/s 的速度撞击出弹圆盘体.

锤子为刚性材料， 出弹圆盘体采用铝合金线性材料模拟， 在Ansys Workbench中采用瞬态分析模块， 赋予锤子合适的速度撞击出弹圆盘体模拟锤击过程， 图 4 所示为不同时刻出弹圆盘体强度分析结果.

图 4 出弹圆盘体应力云图Fig.4 The stress cloud map of ammunition supply disk

由图 4 的铆接锤击分析结果可知， 出弹圆盘体撞击点处的应力特别大， 达到4 286.3 MPa， 超出了铝合金材料的强度极限. 由于出弹圆盘体采用的铝合金材料为非线性材料， 故当应力超过材料屈服点时发生塑性变形[7]， 与实际情况一样， 在出弹圆盘体上留下明显的凹坑.

在出现裂纹的出弹圆盘体上， 铆钉孔位置旁边均有不同程度的冲头砸痕， 应为人工铆接时冲子打滑砸在出弹圆盘体上留下的痕迹. 从仿真分析结果可以看出， 在没有铆接的情况下， 出弹圆盘体的铆接接口处已经出现应力集中状况， 并且有明显的拉应力出现， 而锤击过程更是加重了这个情况.

2.2 出弹圆盘体力学性能分析

按照GB/T9438规定， 在圆盘体上选取试样， 分别进行拉伸、 冲击性能检测， 取样位置如图 5 所示. 出弹圆盘力学性能实测结果见表 1.

图 5 出弹圆盘取样示意图Fig.5 The sampling schematic of ammunition supply disk

编号拉伸性能Rp0．2/MPaRm0．2/MPaA/%Z/%1#1781962．04．02#1952131．53．0

对于ZL201A铸件， 按GB/T9438标准II类铸件规定， 在本体取样的抗拉强度和延伸率平均值分别不低于规定值的75%(292.5 MPa)和50%(4%)， 但最低值应分别不低于65%(253.5MPa)和40%(3.2%)[8].

表 1 结果表明， 出弹圆盘体的拉伸性能较差， 抗拉强度和延伸率均不符合国标和技术要求. 因此， 出弹圆盘体力学性能不满足要求， 延伸率和冲击韧性较差， 使铸件呈脆性特征， 是造成脆性断裂的内因.

2.3 出弹圆盘体材料微观分析

采用LeciaDMI500M金相显微镜对出弹圆盘体材料的微观组织进行观察， 发现基体疏松缺陷较多， 并且沿晶界分布， 弱化了基体的强度， 是产生延晶裂纹的原因. 基体和断口疏松情况见图 6.

采用透射电镜对出弹圆盘体材料的金相组织分析， 发现晶界有大块状T相化合物， 如图 7 所示.θ相(Al2Cu)和T相(Al12CuMn2)是ZL201A固容处理后的正常产物， 可起强化作用[9]. 但若T相较多且以大颗粒分布在晶界上， 将弱化晶界结合力， 对机械性能产生严重影响， 使脆性大大增加， 易使铸件在冲击力或振动情况下产生沿晶断裂， 是材料机械性能降低、 产生沿晶开裂的主要原因.

图 7 晶界块状T相图Fig.7 The block T phase diagram of grain boundary

通过上述对铸件、 铆接质量检查和原因分析的结果来看， 出弹圆盘铆钉部位出现裂纹与铸件本身缺陷和铆接质量有关， 其中铸件质量是内因， 铆接质量是外因.

从铸件质量来看， 力学性能的抗拉强度、 延伸率不能满足标准规定要求. 原因主要是内部质量有疏松缺陷， 且缺陷延晶界分布. 同时， 晶界有较大的块状T相化合物存在， 不但降低了铸件本体的力学性能， 而且脆性增大， 使出弹圆盘承受冲击和振动的能力降低[10]， 故铸件质量是本次出弹圆盘铆接孔处出现开裂的内因. 铆接过程中的锤击冲击可造成很大的应力， 使材料基体受到损伤， 产生微裂纹， 在射击过程中受冲击振动的影响， 裂纹逐渐扩展形成宏观裂纹.

3 工艺优化及效果

由上述分析结果可知， 解决裂纹现象可以从两个方面改进： 一方面通过提高铸件自身内部质量使出弹圆盘抗冲击振动的能力提高， 另一方面改进铆接方式使其避免在铆接过程中承受冲击.

3.1 铸造工艺优化

在出弹圆盘体前期的铸造工艺中， 由于冒口的位置和高度选择不合适， 铸件凝固过程中补缩不及时， 加之原冷铁激冷效果差， 铸件凝固时间长， 导致铸件本体在冒口附近的铆钉位置晶粒粗大， 有疏松缺陷且缺陷延晶界分布， 晶界上T相晶粒过大， 使铸件本身的抗拉强度、 延伸率不能满足标准规定要求. 改进后， 增加出弹圆盘体零件浇注的冒口高度及冒口根部尺寸， 提高补缩的压力， 延长补缩时间和扩大补缩面积， 改善疏松缺陷； 改变浇注时的冷铁材料和结构， 使其在浇铸过程中加快冷却速度， 细化晶粒， 避免晶界上T相晶粒过大， 提高铸件本身的力学性能， 降低脆性[11]. 同时， 改进铸件本身工艺， 调整冒口位置， 避开铆接区域， 避免了由于铆接部位冒口根部热量集中而引起的冒口区域晶粒粗大和机械性能偏低等问题.

固溶时间由7 h增加到9 h， 时效时间由6 h增加到9 h. 出弹圆盘体铸件毛坯厚薄不均， 固溶和时效时间短， 微量合金元素不能完全融入到基体中， 导致其力学性能较低， 增加固溶和时效时间后， 固溶和时效更充分， 力学性能得到了较大提高.

3.2 铆接工艺优化

铆接方式由手工铆接改为油压机铆接. 通过控制油压机铆接的压力和增加行程限位， 消除了手工铆接过程中的随机性和不可控性， 机铆过程中铆钉变形均匀、 整体墩粗， 保证了铆接质量的一致性， 避免了铆钉上部因变形过大产生的应力和下部有间隙而造成不良的受力状态， 也避免铸件本体因受过大的敲击力作用而引起材质受损.

3.3 效果验证

改进前后样本关键部位的显微缩松情况如图 8 所示.

图 8 显微缩松比较 100×Fig.8 Comparison of microscopical shrinkage 100×

由图 8 可知， 原始样本疏松缺陷较多， 并且沿晶界分布， 弱化了基体的强度[8]， 导致样本在设备运行过程中出现裂纹， 改进后的出弹圆盘体显微缩松情况有明显好转. 改进前后出弹圆盘体力学性能对比如表 2 所示.

表 2 出弹圆盘改进前后拉伸性能对比结果

采用0.5 kg锤头， 扬高0.2 m， 对准问题铆钉孔外侧进行锤击， 对改进工艺前后生产的出弹圆盘体进行了锤击对比试验. 以旧工艺生产经80次敲击后， 铆钉充盈完整， 产生裂纹， 裂纹出现时孔周围基本看不到塑性变形. 新工艺生产的铸件进行160次的锤击铆接， 铆钉头产生严重变形和过铆， 出弹圆盘体铆钉位置产生鼓包， 拆解铆钉着色探伤， 未见裂纹， 如图 9 所示.

图 9 改进后出弹圆盘破坏性铆接试验Fig.9 The destructive riveting test of ammunition supply disk after improvement

手工铆接和机械铆接的剖面图如图 10 所示. 由图 10 可以看出， 采用机铆工艺， 在铆钉与铆钉孔配合的长度上， 墩粗变形过程均匀无缝隙， 剖开后铆钉不会脱离工件， 并且铆钉头部变形均匀充实可满足要求. 手工铆接件， 剖开后， 铆钉与工件间配合较松， 容易脱离. 新工艺生产的出弹圆盘材料即使在过铆情况下产生鼓肚， 经表面着色探伤也未现裂纹.

图 10 改进前后铆接线切割剖面图Fig.10 The cutting section of riveting connection before and after improvement

将改进后的出弹圆盘体装配到弹鼓， 进行了满弹鼓射击试验考核， 累计射弹近2 000发， 射后检查左、 右弹鼓， 发现出弹圆盘共四个铆接部位均未发现裂纹.

4 结 论

本文通过理论与实验相结合的手段， 分析了某出弹圆盘体裂纹产生的主要原因， 提出了相应的改进措施并进行了验证， 结论如下：

1)出弹圆盘铆钉部位出现裂纹与铸件本身缺陷和铆接质量有关. 铸件质量是内因， 铆接质量是外因.

2)增加出弹圆盘体零件浇注的冒口高度及冒口根部尺寸， 提高补缩的压力， 延长补缩时间和扩大补缩面积， 加快铸件冷却速度， 能改善疏松缺陷， 提高铸件本身的力学性能， 降低脆性.

3)对铸件在进行首件生产后应全面检查本体的机械性能， 铆接尽可能采用机铆工艺， 并加强试验检测工作， 确保生产的认知水平不断提高， 工艺的稳健性与可靠性及装备不出现批次性质量问题.

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