殷軍輝，鄭 堅(jiān)，倪新華，潘傳增，張炳文

（軍械工程學(xué)院 火炮工程系，石家莊050003）

目前對于火炮的戰(zhàn)術(shù)技術(shù)性能、身管使用壽命等要求越來越高，而在多種現(xiàn)役火炮中均發(fā)現(xiàn)彈帶與身管內(nèi)壁表面因高速摩擦產(chǎn)生金屬軟化現(xiàn)象，在連續(xù)的急促射擊時(shí)甚至能觀察到少量熔化銅流出炮口的痕跡[1]，這是引起火炮膛線掛銅、射擊精度下降以及燒蝕磨損加劇的重要原因.

盡管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[2，3]與測試結(jié)果[4，5]說明，彈丸在直膛段的運(yùn)動過程中，火藥燃燒及劇烈摩擦而使彈帶表層的峰值溫度至少應(yīng)為1 000℃，因而彈帶表面極有可能在擠進(jìn)完成后就已超過約為200～280℃的再結(jié)晶溫度[6].

固體間摩擦磨損的研究結(jié)果表明，高速摩擦可導(dǎo)致金屬表面溫度達(dá)到熔點(diǎn)，并在接觸區(qū)由熔化金屬形成很薄的液態(tài)潤滑膜.根據(jù)火炮發(fā)射時(shí)膛內(nèi)的高溫特性，彈帶表層部分在高速摩擦下不斷升溫而相繼發(fā)生熱軟化甚至局部熔化，這很可能是造成膛線掛銅的根源之一.其宏觀作用機(jī)理為：在彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程中，金屬彈帶在沖擊載荷下發(fā)生劇烈的塑性變形，同時(shí)由于緊貼膛壁而產(chǎn)生持續(xù)摩擦并瞬時(shí)達(dá)到高溫，這引起彈帶表層金屬的熱軟化及粘著磨損[7]，最終導(dǎo)致少量的銅附著于多次射擊后光潔度有所下降的內(nèi)膛壁面.由于受膛內(nèi)惡劣環(huán)境及測量技術(shù)的局限，目前無法對以上推測進(jìn)行比較有效的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，但注意到上述過程中表層金屬的熱軟化甚至熔化是一個(gè)關(guān)鍵環(huán)節(jié)，則不僅可以從理論層面分析，而且能夠進(jìn)行試驗(yàn)研究，即彈帶表層的顯微硬度應(yīng)明顯下降，并且在細(xì)觀及微觀尺度上體現(xiàn)為彈帶表層的局部再結(jié)晶.

針對這一問題，本文以現(xiàn)役彈丸中常用的H96黃銅彈帶為研究對象，基于再結(jié)晶動力學(xué)，分析其在急劇升溫條件下發(fā)生再結(jié)晶及晶粒長大的可能性，采用金相顯微鏡和掃描電鏡（SEM）觀察并分析回收砂彈的彈帶細(xì)觀與微觀組織，以獲取彈帶表層是否發(fā)生再結(jié)晶的相關(guān)實(shí)驗(yàn)依據(jù)，從而為彈帶熱軟化機(jī)理、膛線掛銅問題的研究及有效解決提供參考.

1 理論分析

工業(yè)生產(chǎn)中，金屬材料發(fā)生再結(jié)晶通常需要長時(shí)間加熱，相比之下彈丸膛內(nèi)運(yùn)動僅10ms，因而彈帶金屬難以發(fā)生再結(jié)晶，但火炮發(fā)射時(shí)極為特殊的高溫高壓環(huán)境以及作用于彈帶的強(qiáng)大沖擊載荷，極有可能使在擠進(jìn)初期有過劇烈塑性變形的彈帶表層所儲存的大量自由能加速釋放，即在具備了瞬態(tài)高溫與大變形量2個(gè)先決條件的特殊情況下，彈帶表層發(fā)生再結(jié)晶仍然存在一定可能，只不過由于時(shí)間極短而無法向彈帶內(nèi)部延伸.

1.1 再結(jié)晶的可能性分析

彈帶與工業(yè)用H96黃銅的外觀、用途有所差別，但材料的基本性質(zhì)不變，如果彈帶表層金屬發(fā)生再結(jié)晶，其過程在細(xì)觀尺度上同樣應(yīng)體現(xiàn)出形核與長大的階段性特征.最為關(guān)鍵的特點(diǎn)在于釋放自由能的過程幾乎應(yīng)在瞬間完成，而這正是導(dǎo)致其細(xì)觀組織演變區(qū)別于普通熱加工的本質(zhì)和根源所在.

研究表明，銅在等溫下的再結(jié)晶速度隨再結(jié)晶比例的增加而增大，具有形核——長大過程的典型動力學(xué)特征[8].基于再結(jié)晶動力學(xué)，分析彈帶尤其是表層發(fā)生再結(jié)晶的可能性.

再結(jié)晶速度v與溫度T符合熱激活速率方程：

式中，A為比例常數(shù)，Q為激活能，R為氣體常數(shù)，T為絕對溫度.

v與產(chǎn)生一定體積分?jǐn)?shù)的再結(jié)晶所需時(shí)間t成反比（即vt為常數(shù)），則式（1）等效于

式中，A′為比例常數(shù)，滿足A/A′為常數(shù).

將式（2）取對數(shù)可得：

式（3）表明1/T與lnt之間存在線性關(guān)系.

根據(jù)以上分析，加熱溫度越高則再結(jié)晶速度越快.同時(shí)，再結(jié)晶速度也受金屬變形程度的影響，由于彈帶擠進(jìn)時(shí)的塑性變形十分劇烈，瞬間儲存而聚集的高能量給予再結(jié)晶極大驅(qū)動力，這導(dǎo)致再結(jié)晶溫度低且速度快，從而為彈帶表層在膛內(nèi)運(yùn)動過程中發(fā)生再結(jié)晶提供了前提.但再結(jié)晶現(xiàn)象很可能僅限于彈帶表層區(qū)域，原因在于加熱時(shí)間受整個(gè)彈丸膛內(nèi)運(yùn)動時(shí)間的限定，數(shù)量級僅為ms級，內(nèi)部絕大部分區(qū)域仍然無法超越該溫度.

1.2 晶粒長大的可能性分析

彈丸進(jìn)入直膛段后，彈帶表層溫度持續(xù)升高，其影響在細(xì)觀層面上體現(xiàn)為：大角度晶界遷移的加快使晶粒長大速度迅速提高.晶界的平均移動速度為

式中，為晶界平均遷移率，為平均驅(qū)動力，γb為比界面能，為晶界平均曲率半徑，d/dt為晶界平均直徑增大速度.對于大致均勻的晶粒組織，≈，而γb對各種金屬在一定溫度下均可看作常數(shù)，若以K1表示2γb，則式（4）變?yōu)?/p>

又有晶界平均遷移率與e－Qm/（RT）成正比，引入常數(shù)K2后有：

式中，Qm為晶界遷移激活能.

將式（6）代入式（5）得：

再對式（7）積分可得：

式（8）表明，溫度T越高則產(chǎn)生一定尺寸的晶粒所需時(shí)間t越短，這一結(jié)論與再結(jié)晶階段相類似.式（8）也可寫成如下形式：

2 試驗(yàn)方法與儀器

為保證試驗(yàn)驗(yàn)證的實(shí)際意義，選取現(xiàn)役火炮配屬彈丸中十分常見的黃銅彈帶為研究對象，在國家靶場進(jìn)行某型榴彈炮射擊試驗(yàn)，從落區(qū)內(nèi)回收該批次彈丸并從中取得彈帶樣品.如圖1所示，分別在發(fā)射前后的H96黃銅彈帶的同一位置取樣，并將垂直于彈丸軸線并包含彈帶凹凸部分的弧形剖面作為待分析面.取樣時(shí)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.

圖1 某型大口徑彈丸上的H96黃銅彈帶及其取樣位置

經(jīng)鑲嵌、研磨、拋光得到彈帶試樣，浸蝕后進(jìn)行如下試驗(yàn)：采用OLYMPUS－DP12型金相顯微鏡觀察其顯微結(jié)構(gòu)并進(jìn)行微觀組織分析；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10kV；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200g，加載時(shí)間15s.

3 細(xì)觀與微觀組織分析

3.1 金相分析

觀察圖2（a）中彈帶擠進(jìn)前的顯微組織發(fā)現(xiàn)，晶粒尺寸相對均勻，多為較大的等軸晶.圖2（b）所示的擠進(jìn)后彈帶則具有比較明顯的層狀結(jié)構(gòu)，原來的外層等軸晶在沖擊載荷作用下壓縮為條狀（區(qū)域③）甚至纖維狀（區(qū)域②），表層的部分纖維組織在持續(xù)高溫及摩擦作用下進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為細(xì)小晶粒（區(qū)域①）.

圖2 彈帶擠進(jìn)前后的金相顯微圖像對比

測量結(jié)果顯示，纖維組織區(qū)硬度最高，其維氏硬度約為HV150左右，而表層細(xì)小晶粒的硬度僅為HV80～100，明顯低于彈帶內(nèi)部的條狀晶粒，但只能推測這些細(xì)小晶粒為再結(jié)晶組織，尚需進(jìn)一步觀察和分析后才能確認(rèn).

圖3（a）以細(xì)小晶粒（外側(cè)區(qū)域①）、纖維組織（內(nèi)側(cè)區(qū)域②）為主且層狀結(jié)構(gòu)明顯.細(xì)致觀察圖3（b）可發(fā)現(xiàn)，彈帶最外層的細(xì)小晶粒（上方區(qū)域①）明顯比其下方的細(xì)小晶粒（中間區(qū)域②）尺寸大一些，此現(xiàn)象基本證實(shí)了理論分析時(shí)所做的推測，即彈帶表層受劇烈摩擦而出現(xiàn)的持續(xù)高溫不僅造成摩擦面的再結(jié)晶，而且導(dǎo)致晶粒長大.

圖3 擠進(jìn)后彈帶的細(xì)小晶粒與纖維組織

結(jié)合金相顯微鏡觀察結(jié)果和彈帶所處的膛內(nèi)環(huán)境，分析再結(jié)晶及晶粒長大機(jī)理.彈帶擠進(jìn)初期，溫度仍與周圍環(huán)境相近，表層材料發(fā)生的塑性變形應(yīng)屬于冷塑性變形（即發(fā)生加工硬化），消耗的部分機(jī)械能以增加點(diǎn)陣缺陷（如空位、位錯(cuò)）的形式儲存于彈帶表層材料中，使其處于一種熱力學(xué)上亞穩(wěn)定狀態(tài).研究表明，溫度對冷塑性變形金屬的組織與性能演變影響極大，只要加熱到適當(dāng)溫度以提高金屬原子活性，促進(jìn)晶界滑動和擴(kuò)散，就能克服這種亞穩(wěn)定狀態(tài)與穩(wěn)定狀態(tài)之間的勢壘，并通過點(diǎn)陣缺陷的重排列和減少實(shí)現(xiàn)再結(jié)晶及晶粒長大.

經(jīng)以上金相分析，在細(xì)觀尺度上觀察到彈帶表層金屬的再結(jié)晶組織，且局部晶粒略有長大，彈帶表層在劇烈摩擦作用下升溫迅速應(yīng)是其主要原因.

3.2 SEM分析

圖4（a）中的SEM圖像為放大2000倍后的彈帶表層細(xì)小晶粒所在區(qū)域，證明這些細(xì)小晶粒實(shí)際上是尺寸較為均勻的等軸晶（如圓域①、②、③內(nèi)），并且靠近彈帶外緣部分的等軸晶尺寸更大，據(jù)此可認(rèn)為彈帶表層在高速摩擦作用下發(fā)生了再結(jié)晶，且局部晶粒因材料急劇升溫而略有長大，這使前面細(xì)觀組織分析中的圖3（b）所得結(jié)論得到基本確認(rèn)；圖4（b）為彈帶表層細(xì)小晶粒與纖維組織過渡部分的SEM圖像，由于出現(xiàn)比較明顯的形核跡象而呈現(xiàn)為橢圓狀組織（如橢圓域①、②、③內(nèi)），細(xì)致觀察可發(fā)現(xiàn)圖左側(cè)即靠近彈帶表層的區(qū)域已經(jīng)出現(xiàn)少量細(xì)小晶粒（圓域④、⑤內(nèi)），根據(jù)前面對細(xì)小晶粒的分析結(jié)論，認(rèn)為該區(qū)域內(nèi)的組織正處于再結(jié)晶階段，因彈丸膛內(nèi)運(yùn)動的結(jié)束，導(dǎo)致再結(jié)晶過程隨溫度的迅速下降而中止.

從圖4（c）中可以觀察到由浸蝕坑相接而成的鏈狀結(jié)構(gòu)，此區(qū)域內(nèi)是位于細(xì)小晶粒內(nèi)側(cè)的纖維組織，變形量應(yīng)為60%以上；圖4（d）為試樣次外層條狀晶粒的組織形貌，其尺寸明顯比圖4（a）中的等軸晶大得多，其中箭頭所指為晶粒邊緣處由于金屬缺陷較多而產(chǎn)生的浸蝕坑，該區(qū)域變形量約為20%.

圖4 擠進(jìn)后彈帶局部典型組織的SEM圖像

以上SEM觀察結(jié)果進(jìn)一步證實(shí)了細(xì)觀組織分析所得結(jié)論，彈帶表層金屬在形成再結(jié)晶組織的基礎(chǔ)上，局部晶粒有所長大但不十分顯著，同時(shí)表層高溫未延伸至彈帶內(nèi)層，從而使彈帶由外至內(nèi)呈現(xiàn)出“晶粒長大組織→完全再結(jié)晶組織→未完全再結(jié)晶組織→條狀晶粒”依次演變的顯著格局.

彈帶表層發(fā)生再結(jié)晶后，晶粒長大并不十分顯著，根據(jù)彈丸膛內(nèi)運(yùn)動的實(shí)際環(huán)境，除時(shí)間過短無法有效進(jìn)行熱傳導(dǎo)外，還有一種可能性較大的原因，即火炮發(fā)射時(shí)極為劇烈的振動導(dǎo)致晶核數(shù)大量增加并使再結(jié)晶組織加速形成，從而限制了晶粒尺寸.

4 動態(tài)再結(jié)晶問題的討論

對于擠進(jìn)后基本完成塑性變形的彈帶來說，上述靜態(tài)再結(jié)晶應(yīng)是其主要方面，然而隨著彈丸在直膛段的急速前進(jìn)，火炮的劇烈振動會造成膛壁對彈帶的擠壓并使其發(fā)生一定塑性變形，盡管與擠進(jìn)時(shí)期的變形相比要小得多，但在擠進(jìn)后表層溫度較高的情況下，仍然不容忽視.因此在彈帶表面進(jìn)一步發(fā)生加工硬化的同時(shí)，動態(tài)再結(jié)晶（或動態(tài)回復(fù)）也在持續(xù)進(jìn)行，這2類效應(yīng)相互抵消的最終結(jié)果是獲得近乎穩(wěn)定的流變應(yīng)力，同樣導(dǎo)致彈帶表層金屬在膛內(nèi)運(yùn)動期間出現(xiàn)很薄的熱軟化層.下面分析動態(tài)再結(jié)晶與動態(tài)回復(fù)在熱軟化機(jī)理中所占比重.

1）從彈帶材料本身的物理屬性來看. 構(gòu)成彈帶材料的紫銅及H96黃銅均為低層錯(cuò)能金屬，研究表明，其滑移面上的層錯(cuò)帶位于全位錯(cuò)分解成的2個(gè)偏位錯(cuò)之間，這種相距較遠(yuǎn)的偏位錯(cuò)不易重新會聚成全位錯(cuò)，使材料內(nèi)部難以發(fā)生交滑移和位錯(cuò)攀移，從而極大制約動態(tài)回復(fù).

2）從彈帶表層所處的外界條件來看. 彈丸膛內(nèi)運(yùn)動后期，彈帶與膛壁間因持續(xù)摩擦生熱而達(dá)到比擠進(jìn)完成時(shí)更高的表面溫度，同時(shí)由于彈帶的大尺度塑性變形在擠進(jìn)階段已基本完成，其后的變形量及彈帶承受的應(yīng)力都要小得多，因而在彈帶表層出現(xiàn)了高溫、低應(yīng)力的環(huán)境條件，研究結(jié)果表明，金屬在這種情況下比較傾向于發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶.

影響動態(tài)再結(jié)晶的因素有兩方面[9]：①原始晶粒度等材料自身因素，晶粒直徑D0越小則越容易發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶.隨著原始晶粒的變小，完全動態(tài)再結(jié)晶區(qū)移向高Z低ε側(cè).②形變溫度T、形變速率和變形量ε等外界條件，前兩者的影響用Zener－Hollomon參數(shù)（即Z參數(shù)）表示為

式中，Q為熱變形過程中的表觀激活能，與基體原子的自擴(kuò)散激活能Qsd數(shù)值相近.由式（10）可知，Z參數(shù)實(shí)際上是應(yīng)變速率的溫度修正值，根據(jù)Z與ε關(guān)系的試驗(yàn)結(jié)果，動態(tài)再結(jié)晶的臨界變形量與Z參數(shù)的變化趨勢一致，因此Z參數(shù)較小時(shí)（即高T低狀態(tài)），只需較小變形量就能發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶.目前多數(shù)研究成果都是低Z狀態(tài)（主要體現(xiàn)為低）時(shí)得到的，而在高Z狀態(tài)即高速形變條件下，由于試驗(yàn)方面的困難，研究進(jìn)展不大.就彈帶的實(shí)際情況而言，應(yīng)屬于更為復(fù)雜的高T高狀態(tài)，無論理論分析還是試驗(yàn)，研究難度明顯大得多，這也是導(dǎo)致彈帶塑性變形、表面熱軟化以及膛線掛銅等一系列問題至今仍難以取得重大突破的根源之一.

總體上看，隨著變形量的增加，彈帶表層材料中處于再結(jié)晶臨界狀態(tài)的區(qū)域?qū)⒉粩嘈纬蓜討B(tài)再結(jié)晶的晶核，且長大程度有限；而在已發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶的區(qū)域，則因繼續(xù)變形而積蓄到足夠的再結(jié)晶驅(qū)動力，從而重復(fù)發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶，因此，動態(tài)再結(jié)晶應(yīng)是彈帶表面薄層內(nèi)的金屬發(fā)生熱軟化的另一個(gè)重要原因，由于位錯(cuò)等缺陷較多，其組織的硬度應(yīng)該比靜態(tài)再結(jié)晶部分略高，受其中殘余應(yīng)變較小的影響，硬度雖有增加但幅度不會很大.

5 結(jié)論

本文針對膛線掛銅現(xiàn)象，基于再結(jié)晶動力學(xué)，分析了彈帶表層金屬發(fā)生再結(jié)晶及晶粒長大的可能性，研究彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程中彈帶表層的熱軟化機(jī)理，采用金相顯微鏡和掃描電鏡（SEM）分析其細(xì)觀與微觀組織，主要結(jié)論為

①發(fā)現(xiàn)彈帶表層區(qū)域存在大量細(xì)小晶粒，并根據(jù)金相分析和SEM分析結(jié)果確認(rèn)其為再結(jié)晶組織.理論分析與實(shí)際觀察均表明，再結(jié)晶是彈帶表層熱軟化的主要微觀機(jī)理，但由于彈丸膛內(nèi)運(yùn)動時(shí)間極短，所以僅限于彈帶表面薄層.

②SEM觀察結(jié)果證實(shí)，由于彈帶與膛壁間的緊密接觸和持續(xù)摩擦，彈帶表層金屬局部區(qū)域出現(xiàn)晶粒長大現(xiàn)象，使彈帶由外至內(nèi)呈現(xiàn)出“晶粒長大組織→完全再結(jié)晶組織→未完全再結(jié)晶組織→條狀晶粒”依次演變的顯著格局.

③相對于靜態(tài)再結(jié)晶而言，動態(tài)再結(jié)晶同樣應(yīng)是彈帶表層金屬在膛內(nèi)運(yùn)動期間出現(xiàn)熱軟化層的重要原因，已完成靜態(tài)再結(jié)晶的彈帶表層的細(xì)小等軸晶受其影響將略有長大，在宏觀上體現(xiàn)為該區(qū)域硬度的進(jìn)一步降低.

以上的理論與試驗(yàn)分析結(jié)論，可以為彈帶熱軟化、膛線掛銅及彈帶材料改進(jìn)等方面研究提供一定參考.

[1]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(bào)，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，2008，32（1）：13－17.（in Chinese）

[2]王鋒鋒.坦克射擊過程中炮膛內(nèi)火藥氣體溫度計(jì)算[J].裝甲兵工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2009，23（5）：48－51.WANG Feng－feng.Calculation of powder gas temperature in tank gun bore during firing[J].Journal of Academy of Armored Force Enginneering，2009，23（5）：48－51.（in Chinese）

[3]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(bào)，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 Ballistics，2003，15（3）：24－28.（in Chinese）

[4]郭錐.基于單片機(jī)的膛壁溫度報(bào)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）

[5]李杰，余永剛，周彥煌.槍（炮）膛內(nèi)壁溫度間接測量方法研究[J].彈道學(xué)報(bào)，2005，17（3）：36－39.LI Jie，YU Yong－gang，ZHOU Yan－h(huán)uang.The study of an indirect method measuring inside－wall temperature of gun tube[J].Journal of Ballistics，2005，17（3）：36－39.（in Chinese）

[6]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.

[7]張浩.埋頭彈火炮擠進(jìn)過程研究[J].彈道學(xué)報(bào)，2006，18（1）：76－79.ZHANG Hao.Research on the engraving process of CTA[J].Journal of Ballistics，2006，18（1）：76－79.（in Chinese）

[8]胡賡祥.金屬學(xué)[M].上海：上?？茖W(xué)技術(shù)出版社，1980.HU Geng－xiang.Metallography science[M].Shanghai：Shanghai Science and Technology Press，1980.（in Chinese）

[9]徐洲，姚忠凱.金屬材料的高溫變形與再結(jié)晶[J].兵器材料科學(xué)與工程，1986，（2）：35－46.XU Zhou，YAO Zhong－kai.High temperature deformation and recrystallization of metallic materials[J].Ordnance Material Science and Engineering，1986，（2）：35－46.（in Chinese）