殷軍輝，鄭堅(jiān)，倪新華，賈長治，崔凱波

(軍械工程學(xué)院 火炮工程系，河北 石家莊050003)

火炮發(fā)射時膛內(nèi)的高溫高壓環(huán)境，使銅質(zhì)彈帶承受了高強(qiáng)度沖擊載荷與高速摩擦，因而彈帶在膛內(nèi)運(yùn)動期間發(fā)生的復(fù)雜塑性變形可視為一種特殊的熱加工過程。雖然目前國內(nèi)外在銅及其合金等金屬加工方面的研究更為深入，但主要集中于低速擠壓時的塑性變形、微觀組織演變等問題［1－2］，并以提高塑性為首要目標(biāo)，而在金屬材料及冶金研究的相關(guān)領(lǐng)域中，又大多以恒溫、常壓、靜載荷或漸加載荷為前提［3－4］，對于彈帶擠進(jìn)時的這種高溫瞬態(tài)形變的內(nèi)在機(jī)理尚缺乏比較充分的認(rèn)識，這方面成果并不多見。研究表明［5］，靜載荷與沖擊載荷對金屬材料的物理形態(tài)及內(nèi)部結(jié)構(gòu)的影響差異很大，再加上高溫與高速摩擦等復(fù)雜因素造成的某些不易預(yù)見的影響，導(dǎo)致銅及其合金在這種特殊工況下的塑性變形與工業(yè)生產(chǎn)中的金屬加工過程存在本質(zhì)區(qū)別，因而這方面的研究成果極為有限。近年來，宏觀、細(xì)觀及微觀分析相結(jié)合已成為材料性能研究的重要技術(shù)手段［6］，在很多領(lǐng)域的應(yīng)用極為廣泛，對于一些宏觀力學(xué)無法找出規(guī)律更難以闡明原因的問題，更加凸顯出細(xì)觀與微觀研究的重要意義。

本文結(jié)合銅質(zhì)彈帶在彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程中的受力變形特征，基于金屬材料學(xué)理論研究彈帶的硬度分布及組織演變規(guī)律，從細(xì)觀及微觀尺度上探索彈帶產(chǎn)生宏觀塑性變形的機(jī)理，并分析其中的內(nèi)在聯(lián)系，此項(xiàng)工作可以為研究彈帶與膛線間的相互作用提供較為合理可靠的實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)方法與儀器

選取目前彈丸上廣泛使用的某型銅彈帶作為研究對象，取樣時采用電腐蝕線切割技術(shù)，以避免機(jī)械切割引起的彈帶塑性變形干擾試驗(yàn)結(jié)果。經(jīng)鑲嵌、研磨、拋光、浸蝕，得到圖1所示的彈帶試樣。

圖1 制備好的某型彈帶試樣Fig.1 Specimen of bearing band

依次進(jìn)行如下試驗(yàn):采用HXS－1000 顯微硬度計(jì)測量彈帶表層區(qū)域的維氏硬度，載荷200 g，加載時間15 s;采用OLYMPUS－DP12 金相顯微鏡觀察其顯微結(jié)構(gòu)并進(jìn)行細(xì)觀組織分析;用S－4800 型掃描電鏡(SEM)觀察彈帶試樣微觀組織與形貌，加速電壓10 kV.

2 彈帶宏觀力學(xué)性能的研究

塑性變形對彈帶宏觀力學(xué)性能的影響，主要體現(xiàn)在變形量相對較大的局部區(qū)域硬度、塑性均有所提高，因此將精度較高的維氏硬度作為衡量彈帶各區(qū)域宏觀力學(xué)性能的指標(biāo)參數(shù)。

試驗(yàn)儀器采用HXS－1000 數(shù)字式顯微硬度計(jì)，測試載荷200 g，加載時間15 s，依據(jù)文獻(xiàn)［7］第1 部分:試驗(yàn)方法進(jìn)行彈帶硬度分布規(guī)律研究。依據(jù)圖2中彈帶試樣不同區(qū)域顯微組織的形貌特征，將試樣劃分為A～J 區(qū)域。按照以上硬度試驗(yàn)方法得到各區(qū)域的維氏硬度值如圖3所示。

從試驗(yàn)結(jié)果來看，區(qū)域D 的硬度顯著高于其他位置，B、C、F、H、I 區(qū)域的硬度次之，而A、J 區(qū)域內(nèi)的硬度則明顯變低，E、G 區(qū)硬度最小。

圖2 彈帶試樣中的層狀結(jié)構(gòu)與典型區(qū)域劃分Fig.2 Different layers and regions of specimen

圖3 彈帶試樣中各典型區(qū)域的維氏硬度Fig.3 Vickers hardness in typical regions of specimen

3 彈帶微觀組織形成機(jī)理研究

3.1 金相分析

觀察結(jié)果顯示，不同位置的組織形貌由于所受膛內(nèi)載荷不同而存在差異，彈帶剖面呈現(xiàn)出較為明顯的層狀特征，部分區(qū)域混雜有多種類型的組織，比較典型的有纖維組織、條狀晶粒、較大尺寸等軸晶粒以及細(xì)小等軸晶粒。選取圖2中A～J 各區(qū)域的典型圖像分別列于圖4(a)～(j).

圖4 彈帶試樣的金相顯微圖像Fig.4 Microscopy images of specimen

金相顯微圖4(a)～(d)分別顯示圖2中的A～D 區(qū)域(深黑色部分為鑲嵌材料)，其中A 區(qū)內(nèi)大部分晶粒呈等軸狀且尺寸較為均勻，說明該區(qū)域幾乎沒有因外界載荷作用而發(fā)生塑性變形;B 區(qū)內(nèi)晶粒多呈條狀，晶粒走向基本平行于正上方的彈帶凹陷部邊緣，為陽線擠壓所致;C 區(qū)內(nèi)的晶粒外形為粗大長條狀，晶粒走向大體一致并與上方邊緣平行，同樣是陽線擠壓造成的;D 區(qū)內(nèi)的晶粒則沿拐角處的外部輪廓而呈現(xiàn)十分明顯的流線形，外層的狹長纖維組織與內(nèi)側(cè)的條狀晶粒均為陽線及導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)擠壓而成。

圖4(e)取自E 區(qū)，其晶粒走向與C 區(qū)和D 區(qū)相連續(xù)，仍然保持著與外部輪廓平行的趨勢，其中彈帶表層即圖4(e)左側(cè)邊緣在沖擊載荷作用下因變形程度大而依次出現(xiàn)細(xì)小晶粒(橢圓①內(nèi)白色箭頭所指)和纖維組織(橢圓①內(nèi)黑色箭頭所指)，晶粒尺寸由外至內(nèi)逐漸增大而演化為較大的條狀晶粒(如圖4(e)橢圓②內(nèi))。

圖4(f)取自F 區(qū)，總體上該區(qū)域內(nèi)的晶粒尺寸比試樣中央的等軸晶小得多，且個別大晶粒(如圖4(f)橢圓①內(nèi)箭頭所示)與細(xì)小晶?；祀s(即形成混晶)。下方很多沿彈帶徑向(與膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)基本平行)的條狀晶粒(如圖4(f)中橢圓②、③內(nèi)箭頭所示)說明，對于該型彈帶而言，凸起部受膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)的切向擠壓力略大于陰線施加的徑向載荷。

圖4(g)對應(yīng)G 區(qū)，彈帶外部輪廓處存在大量細(xì)小晶粒，后經(jīng)SEM 分析證實(shí)為再結(jié)晶組織，其形成機(jī)理為:該區(qū)域位于彈帶凸緣至側(cè)壁的拐角處，在擠進(jìn)后的膛內(nèi)運(yùn)動過程中，彈帶受膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)與陰線交界部位的劇烈摩擦而迅速升溫，從并導(dǎo)致局部再結(jié)晶。

圖4(h)顯示區(qū)域H，晶粒沿外輪廓(圖像右上方箭頭所指)方向延伸為條狀(橢圓①內(nèi)晶粒)，由于該區(qū)域受膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)與陽線交界處的較大擠壓載荷，個別晶粒破碎現(xiàn)象嚴(yán)重(橢圓②內(nèi))。

圖4(i)顯示的I 區(qū)為彈帶內(nèi)層與彈體連接處，晶粒由大到小過渡明顯，圖像上端因接近試樣中部而在形貌上體現(xiàn)為等軸晶，下端晶粒被顯著拉伸而形成纖維組織，同時晶粒內(nèi)部在同一方向出現(xiàn)滑移帶。

圖4(j)顯示J 區(qū)，以尺寸較大的等軸晶為主，與文獻(xiàn)［8］中退火純銅的金相圖基本一致，說明彈帶內(nèi)部區(qū)域在擠進(jìn)過程中未發(fā)生大尺度塑性變形。

3.2 條狀晶粒的SEM 分析

圖5(a)為彈帶試樣中的條狀晶粒放大600 倍的結(jié)構(gòu)，其中多數(shù)晶粒呈現(xiàn)條狀，但從觀察結(jié)果看晶粒變形并不十分明顯。若將其白色方框內(nèi)區(qū)域放大至20 000 倍，則可以發(fā)現(xiàn)條狀晶粒實(shí)際上被大量亞晶界分隔為尺寸極為細(xì)小的亞晶粒，而且這些亞晶界中的位錯聚集形成了走向基本一致但并不連續(xù)的位錯帶(沿圖5(b)中X 軸指向，大體與擠壓載荷的方向相同)。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的細(xì)觀機(jī)理在于:瞬時擠壓載荷作用下的彈帶外層組織發(fā)生約15%～20%的塑性變形(沿圖5(b)中Y 軸方向拉伸)，同時伴隨以趨于受力方向的晶面轉(zhuǎn)動，使原為任意位向的各晶粒逐漸調(diào)整取向而彼此趨于一致，這種擇優(yōu)取向的效應(yīng)使彈帶外層組織體現(xiàn)出十分明顯的晶體異向性特征［9］，在宏觀力學(xué)指標(biāo)上表現(xiàn)為該區(qū)域的材料硬度顯著提高，這一點(diǎn)與維氏硬度分析結(jié)果相吻合。

圖5 彈帶試樣外層條狀晶粒的SEM 圖像(由細(xì)觀至微觀)Fig.5 SEM images of long trip grains in outer layer of specimen

3.3 細(xì)小晶粒與纖維組織分析

圖6為彈帶試樣放大2 000 倍后的最外層細(xì)小晶粒，SEM 圖像表明該區(qū)域內(nèi)形成了大量尺寸比較均勻的等軸晶(如區(qū)域①、②、③內(nèi))，這說明彈帶在膛線沖擊載荷作用下發(fā)生劇烈塑性變形所形成的纖維組織，已經(jīng)在高速摩擦作用下急劇升溫而發(fā)生了表層再結(jié)晶，且部分晶粒略有長大。

與工業(yè)生產(chǎn)中金屬熱處理時的再結(jié)晶相比，彈帶表層再結(jié)晶極為特殊，首先由于擠進(jìn)時的高強(qiáng)度沖擊載荷瞬間賦予彈帶表層金屬極大的塑性變形量，然后在膛內(nèi)高速運(yùn)動時由于劇烈摩擦作用和火藥氣體的熱傳遞，表層溫度迅速升高并超過再結(jié)晶溫度，導(dǎo)致擠進(jìn)形變時儲存的大量自由能幾乎瞬間釋放，點(diǎn)陣缺陷得以減少甚至消除，最終在出膛后冷卻為無畸變的新晶粒。

圖6 彈帶擠進(jìn)后再結(jié)晶組織的SEM 圖像Fig.6 SEM image of recrystallization structure on surface of bearing band after extrusion

圖7為試樣外層纖維組織的微觀形貌，從中可以觀察到由浸蝕坑相接而成的鏈狀結(jié)構(gòu)，由此可估計(jì)該區(qū)域纖維組織的塑性變形量應(yīng)為60%左右，同時也進(jìn)一步證實(shí)彈帶內(nèi)部各區(qū)域的形貌差異顯著。

圖7 彈帶擠進(jìn)后外層纖維組織的SEM 圖像Fig.7 SEM image of fibrous tissue in outer layer of bearing band after extrusion

4 彈帶膛內(nèi)塑性變形機(jī)理分析

根據(jù)彈帶細(xì)觀與微觀組織分析結(jié)論，膛內(nèi)運(yùn)動結(jié)束后的彈帶可大致劃分成表層細(xì)小晶粒區(qū)、外層纖維組織區(qū)、中間層條狀晶粒區(qū)和內(nèi)層等軸晶粒區(qū)四個區(qū)域。參照前面的分析，推斷彈帶在彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程各階段中的塑性變形機(jī)理為:

1)彈帶擠進(jìn)初期，溫度略有升高但基本保持常溫，可視為逐層發(fā)生剪切與擠壓效應(yīng)的冷塑性變形過程，強(qiáng)度和硬度均顯著提高即產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象。隨著擠進(jìn)的深入，彈帶徑向的過盈部分被膛線剪切而推擠到彈帶后方或粘附在膛壁上，與陽線相對的多余材料被膛線剪切后，一部分被推擠到彈帶后方，另一部分隨接觸面增大而逐漸擠入陰線并形成彈帶側(cè)壁表層的纖維組織。

2)彈帶擠進(jìn)后期，彈后空間火藥燃燒產(chǎn)生的高溫不斷向坡膛和彈丸傳遞，再加上彈帶變形量較大且與膛線的摩擦十分劇烈，因而彈帶表層升溫很快，在擠進(jìn)完成后迅速超過其再結(jié)晶溫度(紫銅僅為200 ℃～280 ℃，黃銅略高)，彈帶最外層的部分纖維組織歷經(jīng)回復(fù)、再結(jié)晶過程而演變?yōu)榧?xì)晶組織(彈帶表層出現(xiàn)的細(xì)小晶粒使這一推斷得到證實(shí))。由于塑性變形所引起的彈帶表層硬化隨彈帶變形立即產(chǎn)生，而再結(jié)晶過程則需要持續(xù)一段時間才能完成，所以整個彈帶擠進(jìn)過程中發(fā)生的表層硬化，并不能被其后的再結(jié)晶過程完全消除，最終形成細(xì)小晶粒區(qū)域內(nèi)側(cè)仍留有較厚的纖維組織即加工硬化層這一特殊結(jié)構(gòu)，觀察證實(shí)此結(jié)構(gòu)是存在的。

3)彈丸在直膛段的運(yùn)動過程中，因火藥燃燒及劇烈摩擦而使彈帶表層承受了近千攝氏度的持續(xù)高溫。受技術(shù)條件所限，目前對于火炮射擊完成瞬間的膛壁溫度尚無十分精確可靠的結(jié)論，但大量理論分析［10］與測試結(jié)果［11］仍然可以表明，峰值溫度至少應(yīng)為1 000 ℃，因而彈帶表面極有可能在擠進(jìn)完成后就已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過200 ℃～280 ℃的再結(jié)晶溫度，這將導(dǎo)致彈帶表層在進(jìn)一步塑性變形的同時發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，從而使擠進(jìn)初期形成的部分纖維組織因獲得近乎穩(wěn)定的流變應(yīng)力而發(fā)生熱軟化甚至局部熔化。高滑動速度下固體摩擦磨損的研究結(jié)果［12］表明，高速摩擦的金屬表面溫度可達(dá)到材料熔點(diǎn)，在接觸區(qū)產(chǎn)生很薄的熔化金屬潤滑膜［13］，使彈帶與膛壁間的摩擦略有緩解，這種由熱軟化金屬組織與高硬度纖維組織形成的“軟—硬”結(jié)構(gòu)類似于減磨鑄鐵，前者表面利于潤滑，后者則主要承受外界載荷，此特殊結(jié)構(gòu)可以在一定程度上抑制塑性變形向彈帶內(nèi)層的進(jìn)一步延伸。

5 結(jié)論

通過彈帶硬度分布及組織演變規(guī)律的研究，從細(xì)觀與微觀尺度上分析其宏觀塑性變形機(jī)理，試驗(yàn)與理論分析所得結(jié)論可歸納為:

1)細(xì)觀與微觀組織分析結(jié)果表明，彈帶剖面體現(xiàn)出較為明顯的層狀特征，其形貌由外層向內(nèi)層依次呈現(xiàn)細(xì)小等軸晶、纖維組織、條狀晶粒以及大尺寸等軸晶。對比各區(qū)域硬度，以纖維組織最高，而表層局部區(qū)域的細(xì)小等軸晶最低。

2)對于該型彈帶，凸起部受膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)的切向擠壓力略大于陰線施加的徑向載荷。彈帶凸緣至側(cè)壁的拐角處出現(xiàn)小尺寸等軸晶，經(jīng)SEM 分析證實(shí)為再結(jié)晶組織，應(yīng)為劇烈摩擦作用下迅速升溫所致。

3)彈帶擠進(jìn)初期，變形量大但溫度較低，塑性變形過程應(yīng)視為冷加工。隨著摩擦加劇及膛內(nèi)急速升溫，彈帶表層發(fā)生再結(jié)晶，與膛線緊密接觸的局部溫度峰值接近熔點(diǎn)，產(chǎn)生的金屬潤滑膜使彈帶與膛壁間的摩擦略有緩解，此特殊結(jié)構(gòu)對于塑性變形向彈帶內(nèi)層的延伸起到一定抑制作用。

以上結(jié)論，有助于研究彈帶與膛線間相互作用、彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程等多年來的難點(diǎn)問題，并可以為內(nèi)彈道機(jī)理分析提供一定實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

References)

［1］ 運(yùn)新兵，宋寶韞，陳莉.連續(xù)等徑角擠壓制備超細(xì)晶銅［J］.中國有色金屬學(xué)報，2006，16(9):1563－1569.YUN Xin－bing，SONG Bao－yun，CHEN Li.Ultra－fine grain copper prepared by continuous equal channel angular press［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metal，2006，16(9):1563－1569.(in Chinese)

［2］ 丁雨田，斯志軍，周懷存，等.等徑角擠壓對純銅組織與性能的影響［J］.蘭州理工大學(xué)學(xué)報，2007，33(6):10－12.DING Yu－tian，SI Zhi－jun，ZHOU Huai－cun，et al.Effect of equal channel angular pressing on microstructure and properties of pure copper［J］.Journal of Lanzhou University of Technology，2007，33(6):10－12.(in Chinese)

［3］ Rodak K，Radwański K.Structural stability of Cu processed by severe plastic deformation method［J］.Solid State Phenomena，2010，163:114－117.

［4］ Popov V V，Stolbovkiy A V，Popova E N，et al.Structure and thermal stability of Cu after severe plastic deformation［J］.Defect and Diffusion Forum，2010，297－301:1312－1321.

［5］ 肖攀.高速沖擊擠進(jìn)問題的動力學(xué)建模與瞬態(tài)有限元分析［D］.南京:南京理工大學(xué)，2002.XIAO Pan.Dynamics modeling and transient FEA analysis of high speed impact and extrusion problem［D］.Nanjing:Nanjing University of Science and Technology，2002.(in Chinese)

［6］ 李建軍.鑄造鎂合金彈塑性變形的多尺度模型研究［D］.重慶:重慶大學(xué)，2006 LI Jian－jun.Studying inmulti－scales model of elastoplastic deformation for casting magnesium alloy［D］.Chongqing:Chongqing University，2006.(in Chinese)

［7］ 全國鋼標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會.GB/T 4340.1—2009，金屬材料維氏硬度試驗(yàn)第1 部分:試驗(yàn)方法［S］.北京:中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會，2010 National Technical Committee on Iron and Steel of Standardization Administration of China.GB/T 4340.1—2009，Metallic materials－Vickers hardness test Part 1:Test method［S］.Beijing:Standardization Administration of the People’s Republic of China，2010.(in Chinese)

［8］ 洛陽銅加工廠中心試驗(yàn)室金相組.銅及銅合金金相圖譜［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，1983 Metallographical Group of Central Laboratory in Luoyang Copper Processing Plant.Collection of metallographs on copper and copper alloy［M］.Beijing:Metallurgical Industry Press，1983.(in Chinese)

［9］ Kato K，Hamatani D，Matsuda K.HRTEM observation of α－Phase in Cu－Zn alloy annealed at lower temperature［J］.Advanced Materials Research，2007，26－28:1279－1282.

［10］ 陳桂東，周彥煌.自行火炮身管溫度響應(yīng)試驗(yàn)及數(shù)值模擬［J］.彈道學(xué)報，2003，15(3):24－28.CHEN Gui－dong，ZHOU Yan－h(huán)uang.Simulated and experimental in－wall temperatures for 155 mm gun［J］.Journal of Ballistic，2003，15(3):24－28.(in Chinese)

［11］ 郭錐.基于單片機(jī)的膛壁溫度報警系統(tǒng)設(shè)計(jì)［D］.南京:南京理工大學(xué)，2006.GUO Zhui.Design of inside－wall temperature alarming system based on single chip computer［D］.Nanjing:Nanjing University of Science and Technology，2006.(in Chinese)

［12］ 溫詩鑄，黃平.摩擦學(xué)原理［M］.第3 版.北京:清華大學(xué)出版社，2008 WEN Shi－zhu，HUANG Ping.Principles of tribology［M］.3rd ed.Beijing:Tsinghua University Press，2008.(in Chinese)

［13］ 彭志國，周彥煌，齊麗婷.火炮內(nèi)膛涂油彈炮接觸熔化熱流體模型與分析［J］.南京理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2008，32(1):13－17.PENG Zhi－guo，ZHOU Yan－h(huán)uang，QI Li－ting.Model and analysis of melt－lubrication between band and tube with oil on gun internal surface［J］.Journal of Nanjing University of Science and Technology:Natural Science，2008，32(1):13－17.(in Chinese)