戴建東，李大勇

(哈爾濱理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，150040哈爾濱)

傳統(tǒng)的彈體制造方法主要有機(jī)械加工、鑄造加機(jī)械加工、冷擠壓加機(jī)械加工等.這些制造方法生產(chǎn)的彈體基本能滿足實(shí)際需求，但存在生產(chǎn)工藝復(fù)雜、材料適用性低、性能不穩(wěn)定、材料利用率低、成本高等缺陷.粉末冶金成形技術(shù)具有凈近成形、材料適用范圍廣、生產(chǎn)效率高、材料利用率高和成本相對(duì)較低等方面的優(yōu)勢(shì)［1］，是制造彈體比較理想的工藝方法.

粉末冶金彈體是將金屬粉末放入模具，通過壓力壓制成形并在一定溫度下燒結(jié)后獲得的，彈體內(nèi)存在一定的孔隙且密度分布不均勻，而孔隙和密度對(duì)彈體的性能有很大影響［2］，要獲得高強(qiáng)度彈體，必須降低彈體孔隙率，提高彈體密度并使之均勻分布.提高粉末冶金制品密度的工藝方法主要有:粉末熱鍛、溫壓成形、高速壓制、粉末注射成形、動(dòng)磁壓制成形、復(fù)壓復(fù)燒等［3-4］，通過對(duì)各種粉末成形工藝技術(shù)特點(diǎn)和制造成本分析對(duì)比［5-9］，采用復(fù)壓復(fù)燒工藝制備高密度彈體具有一定優(yōu)勢(shì).由于粉末冶金成形過程中壓制壓力、保壓時(shí)間、成形方式等工藝參數(shù)對(duì)彈體壓坯組織結(jié)構(gòu)及密度分布均有重要影響，而相關(guān)方面的研究報(bào)道較少且缺乏系統(tǒng)性，為此，本文以此為基礎(chǔ)展開了相關(guān)研究.

1 方法

本試驗(yàn)原料選用霧化鐵粉、電解銅粉、電解鎳粉、磷片石墨、硬酯酸鋅和錠子油，首先在雙錐型W-30型混料機(jī)(轉(zhuǎn)速為60 r/min)中混合，具體步驟為:將10 kg鐵粉放入混料機(jī)內(nèi)，再將按質(zhì)量分?jǐn)?shù)稱好的Cu、Ni、石墨和硬脂酸鋅依次放入混料機(jī)內(nèi)，外加0.5～1%的錠子油預(yù)混10 min，然后將剩余的15 kg鐵粉再放入混料機(jī)內(nèi)混合30～40 min.因油田射孔彈彈體結(jié)構(gòu)復(fù)雜及密度要求較高，通過一次壓制成形燒結(jié)不能滿足要求，本試驗(yàn)采用先初壓初燒，再進(jìn)行復(fù)壓復(fù)燒工藝，在氨分解氫氣保護(hù)下燒結(jié)，850℃出爐氣氛保護(hù)下冷卻.工藝參數(shù)如下:初壓壓力400～800 MPa，初壓保壓時(shí)間1～3 s，初燒溫度800℃，初燒保溫時(shí)間60 min，復(fù)壓壓力600～900 MPa，復(fù)壓保壓時(shí)間1～3 s，復(fù)燒溫度1 150℃，復(fù)燒保溫時(shí)間90 min.

按GB/T7963標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定制造加工拉伸試樣，在WDW-10型微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，應(yīng)變速率為5×10-3s-1，并按GB/T7964標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定進(jìn)行測(cè)試;在OLYMPUS-GX71-6230A型金相顯微鏡上觀察金相組織，腐蝕劑為4%的硝酸+酒精.

2 彈體結(jié)構(gòu)優(yōu)化及壓制方式選擇

2.1 彈體結(jié)構(gòu)及尺寸設(shè)計(jì)

彈體的主要作用有［10-14］:1)裝載炸藥;2)使射孔彈固定在射孔槍上;3)為藥型罩提供反射波，增加有效裝藥量;4)延緩反射波對(duì)金屬射流的影響;5)減少彈間爆轟波干擾.結(jié)合射孔彈爆轟過程彈體受力和粉末冶金成形工藝特點(diǎn)，彈體結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)遵循以下原則:彈體為臼形，以保證彈體端部藥型罩外表面所受爆轟沖量最大;有利于爆轟能量向軸線聚集，保證爆轟波和反射波對(duì)藥型罩的擠壓和變形作用，增強(qiáng)聚能效應(yīng);彈體內(nèi)表面各部分尺寸應(yīng)圓滑連接，表面粗糙度低，同軸度高，以保證裝藥密度分布均勻;彈體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高且分布均勻，以充分發(fā)揮彈體的作用;彈體結(jié)構(gòu)滿足粉末冶金工藝成形性要求，利于壓制成形.

根據(jù)上述原則，在彈體外徑、內(nèi)徑、總高度不變的情況下，對(duì)彈體結(jié)構(gòu)進(jìn)行如下優(yōu)化設(shè)計(jì):

1)在保證裝藥高度的條件下，將α角度適當(dāng)減小，以降低H1的高度和軸向截面積差，有利于壓制成形和密度分布均勻.

2)將彈體內(nèi)表面頂部的圓錐形改為球形，增大彈體內(nèi)腔體積，以保證裝藥體積不變.

3)適當(dāng)增加β角度，以增加彈體頂部壁厚和有效裝藥量，提高頂部強(qiáng)度.

4)適當(dāng)增加H2高度，與頂部斜面形成一個(gè)0.8～1.0 mm的平臺(tái)，其作用是降低平臺(tái)與頂部的高度差，避免模具上沖出現(xiàn)尖角，延長模具使用壽命.圖1為彈體結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖.

2.2 壓制方式選擇

射孔彈彈體結(jié)構(gòu)如圖1所示.由圖1可以看出，該件是一個(gè)典型結(jié)構(gòu)復(fù)雜的盲孔件，盲孔深度達(dá)到56 mm，內(nèi)孔為一圓錐面且壁厚極不均勻，最薄處為4 mm，最厚處為15 mm，相差3倍多，若采用普通模具單向壓制的成形方式，很難壓制成形，即使能夠壓制成形，也很難保證零件各點(diǎn)密度相對(duì)均勻.因此，初壓時(shí)必須采用組合模具，陰模和芯棒浮動(dòng)的雙向壓制加雙向摩擦后壓的壓制成形方式來壓制初坯，復(fù)壓時(shí)采用陰模和芯棒浮動(dòng)的雙向壓制方式對(duì)初燒后的初坯進(jìn)行復(fù)壓，使內(nèi)孔反壓量遠(yuǎn)大于上沖的壓下量，從而保證彈體壓坯的成形性和密度均勻性.

圖1 彈體結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖

3 結(jié)果及分析

3.1 壓制壓力對(duì)壓坯組織結(jié)構(gòu)及密度的影響

3.1.1 壓力對(duì)壓坯組織的影響

壓制壓力對(duì)壓坯組織的影響主要體現(xiàn)在孔隙數(shù)量、孔隙大小、孔隙形態(tài)等方面.圖2為不同壓力下壓坯燒結(jié)后孔隙分布狀態(tài).

1次壓制燒結(jié)時(shí)，隨著壓制壓力的增加，孔隙數(shù)量、形狀、大小、分布等均有明顯變化.在壓制壓力較低時(shí)，壓坯組織中粉末顆粒邊界清晰可見，孔隙數(shù)量較多，即有大孔隙也有小孔隙且孔隙形狀呈不規(guī)則形態(tài)，并沿顆粒邊界呈網(wǎng)狀分布，獨(dú)立孔隙較少，如圖2(a)所示;在壓制壓力較高時(shí)，壓坯組織中粉末顆粒邊界相對(duì)模糊，孔隙數(shù)量減少，而且大孔隙明顯減少，孔隙形狀多呈橢圓形或球形，并有少量不規(guī)則形，且大部分獨(dú)立分布，如圖2(b)所示.上述孔隙形態(tài)的變化主要是由于1次壓制時(shí)致密化不充分，壓坯密度較低且密度相差較大造成的.

圖2 不同壓力下壓坯燒結(jié)后孔隙分布狀態(tài)

2次復(fù)壓燒結(jié)時(shí)，隨著壓制壓力的增加，孔隙數(shù)量、形狀、大小、分布等變化不是十分明顯.在800 MPa壓力復(fù)壓時(shí)壓坯組織中孔隙數(shù)量已經(jīng)很少，孔隙形狀主要為橢圓形和球形及少量的條形，大部分是獨(dú)立均勻分布，如圖2(c)所示;當(dāng)復(fù)壓壓力增加到1 000 MPa時(shí)壓坯組織中的孔隙相對(duì)減少，孔隙形狀基本都是橢圓形和球形，且獨(dú)立均勻分布，如圖2(d)所示.復(fù)壓壓坯組織孔隙形態(tài)變化不大的原因是復(fù)壓壓力在800 MPa和1 000 MPa時(shí)壓坯被充分致密化，壓坯密度較高且密度相差較小造成的.

3.1.2 壓力對(duì)壓坯密度的影響

在初壓成形工藝試驗(yàn)過程中，分別選擇了400～800 MPa作為初壓壓力進(jìn)行初壓成形工藝試驗(yàn)，表1為不同初壓壓力彈體密度測(cè)試結(jié)果.

表1 不同初壓壓力彈體密度測(cè)試結(jié)果

從表1可以看出，在相同初壓壓力條件下，彈體樣件壓坯密度均比材料試樣壓坯密度低.主要是由于材料試樣和彈體樣件結(jié)構(gòu)不同造成的，即彈體樣件要獲得與材料試樣相同的密度，必須提高初壓壓力.試驗(yàn)結(jié)果表明，彈體初壓壓力比材料試樣提高10%后，彈體樣件就能達(dá)到與材料試樣相同的密度.在密度為6.2 g/cm3時(shí)，彈體樣件壓坯密度分布不均勻，個(gè)別部位密度低，壓坯強(qiáng)度也相對(duì)較低，不利于生產(chǎn)搬運(yùn)周轉(zhuǎn)，且由于壓坯高度較高，增加了復(fù)壓壓下量，不利于復(fù)壓.當(dāng)密度分別為6.4、6.6 g/cm3時(shí)，彈體樣件壓坯密度分布比較均勻，壓坯強(qiáng)度較高，有利于復(fù)壓.由上述分析可知，初壓時(shí)初壓壓力在600 MPa較為合適.

圖3為初壓壓力與初壓坯密度的關(guān)系曲線.

圖3 壓制壓力與壓坯密度關(guān)系

由圖3可以看出，壓坯密度隨著壓制壓力的增加而逐漸增加，壓制初期隨著壓力的增加，壓坯密度增加幅度較大.當(dāng)壓力增加到700 MPa后，壓坯密度增速變緩.這是由于粉末在松裝狀態(tài)下開始?jí)褐频模谳^低壓力作用下，就會(huì)消除粉末顆粒之間的拱橋效應(yīng)，使粉末顆粒相互移動(dòng)，因此，壓坯密度增加較快.當(dāng)壓力進(jìn)一步增加時(shí)，粉末顆粒就會(huì)發(fā)生彈塑性變形，粉末顆粒由點(diǎn)接觸變成面接觸開始充填顆粒間孔隙，由于粉末顆粒塑性變形會(huì)產(chǎn)生加工硬化，要使粉末繼續(xù)壓縮變形，就必須繼續(xù)提高壓制壓力.當(dāng)所有粉末顆粒都發(fā)生加工硬化或破碎時(shí)，再繼續(xù)提高壓力，壓坯密度也不會(huì)繼續(xù)增大.

壓制壓力與壓坯密度的關(guān)系，反映了壓制過程中粉末體變形和相對(duì)密度的規(guī)律.對(duì)于大多數(shù)常見的鐵基和銅基的壓坯，其壓制壓力與壓坯密度的指數(shù)關(guān)系［15］為

式中:γ為壓坯密度，g/cm3;p為單位壓制壓力，MPa;a為粉末特性常數(shù)，鐵粉的a值為0.20～0.22;b為常數(shù)，表示在100 MPa壓力時(shí)壓坯密度.

式(1)也可以用對(duì)數(shù)形式表示為

從式(1)可以看出，將壓坯密度(γ)和壓制壓力(p)取對(duì)數(shù)后，二者就變成了線性關(guān)系.

圖4給出了復(fù)壓壓力與壓坯密度的關(guān)系曲線，由圖4可知，復(fù)壓壓坯密度隨著復(fù)壓壓力的增加而提高，復(fù)壓密度都在7.1 g/cm3以上，當(dāng)復(fù)壓壓力在900 MPa時(shí)復(fù)壓密度為7.4 g/cm3，當(dāng)復(fù)壓壓力超過900 MPa時(shí)復(fù)壓密度幾乎不再增加，即復(fù)壓密度不超過理論密度的95%.

在相同復(fù)壓壓力下，彈體試驗(yàn)樣件復(fù)壓密度比材料試驗(yàn)試樣復(fù)壓密度略低，其原因是彈體樣件結(jié)構(gòu)和材料試樣結(jié)構(gòu)不同.從試驗(yàn)結(jié)果來看，彈體樣件復(fù)壓壓力為800～900 MPa時(shí)比較合適.

粉末初壓壓坯在復(fù)壓時(shí)，由于壓坯在初壓時(shí)產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力和加工硬化以及粉末當(dāng)中的添加劑已在初燒過程被消除，使得變形抗力降低，所以，壓坯在復(fù)壓時(shí)，密度得到進(jìn)一步提高，當(dāng)復(fù)壓相對(duì)密度達(dá)到95%時(shí)，即使繼續(xù)提高復(fù)壓壓力，密度也不再提高.這是因?yàn)樵诟邏合聣号鲀?nèi)部孔隙已相當(dāng)少，壓坯內(nèi)部組織在強(qiáng)大的壓力作用下發(fā)生明顯的晶粒碎化和晶格歪扭現(xiàn)象，再次引起粉末顆粒的加工硬化，即使再次進(jìn)行燒結(jié)和壓制，壓坯密度也很難提高.圖5為彈體復(fù)壓壓坯實(shí)物照片.

圖5 彈體復(fù)壓壓坯照片

3.1.3 壓制保壓時(shí)間對(duì)壓坯密度的影響

圖6為不同壓制壓力下保壓時(shí)間與壓坯密度的關(guān)系曲線.試樣為齒形帶輪，外徑為Φ60 mm，內(nèi)徑為Φ25mm，高度為18mm，材料為Fe-Cu-C合金.

當(dāng)壓制壓力為400 MPa，不保壓時(shí)壓坯密度為6.16 g/cm3，保壓10 s時(shí)為6.4 g/cm3，保壓25 s后密度達(dá)到最大值6.45 g/cm3，壓坯密度提高了4.7%，之后再增加保壓時(shí)間，密度也不增加.當(dāng)壓制壓力為600 MPa，不保壓時(shí)壓坯密度為6.58 g/cm3，保壓10 s時(shí)為6.72 g/cm3，保壓40 s后密度達(dá)到最大值6.82 g/cm3，壓坯密度提高了3.61%，之后再增加保壓時(shí)間，密度也不增加.

圖6 保壓時(shí)間與壓坯密度關(guān)系

由上述分析可知，在一定壓制壓力和保壓時(shí)間條件下，壓坯密度存在極限值，密度低的壓坯增加保壓時(shí)間密度增加幅度要大于密度高的壓坯.增加保壓時(shí)間提高壓坯密度的原因在于增加了壓制壓力在粉末顆粒之間的作用時(shí)間，使壓力充分傳遞，有利于壓坯密度的均勻化，同時(shí)使粉末顆粒之間的嚙合和變形更加充分，并使粉末孔隙中的空氣有足夠時(shí)間逸出，有利于粉末的應(yīng)變弛豫，降低壓制時(shí)形成的彈性后效.增加壓制壓力提高壓坯密度比增加保壓時(shí)間更為有效，有利于提高生產(chǎn)效率.實(shí)際生產(chǎn)時(shí)對(duì)于形狀簡單、體積較小的壓坯一般不采用保壓措施，對(duì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜、尺寸較大的壓坯采取保壓措施.

3.2 初壓壓坯密度對(duì)復(fù)壓壓坯密度的影響

初壓壓坯密度對(duì)復(fù)壓壓坯密度和最終壓坯尺寸有很大影響.初壓壓坯密度過低，易使初壓壓坯出現(xiàn)掉邊、掉角和破碎等缺陷.圖7為初壓壓坯密度與復(fù)壓壓坯密度的關(guān)系曲線.

由圖7可以看出，復(fù)壓壓力為600 MPa時(shí)，隨著初壓壓坯密度的增加，復(fù)壓壓坯的密度也相應(yīng)增加，當(dāng)初壓壓坯密度超過6.6 g/cm3時(shí)復(fù)壓壓坯密度增加變緩，初坯密度超過6.8 g/cm3后復(fù)壓壓坯密度增加幅度很小.復(fù)壓壓力為900 MPa時(shí)，初壓壓坯密度和復(fù)壓壓坯密度之間的關(guān)系與復(fù)壓壓力為600 MPa時(shí)的關(guān)系基本一致，但在初壓壓坯密度在6.4 g/cm3時(shí)，復(fù)壓壓坯密度提高的幅度相對(duì)較大，在初坯密度超過6.8 g/cm3后，復(fù)壓壓坯密度增加幅度基本不變.這是因?yàn)槌鯄簤号髅芏认鄬?duì)較低，壓坯內(nèi)部的孔隙相對(duì)較多，便于粉末顆粒的移動(dòng)和塑性變形.同時(shí)，粉末顆粒之間的間隙相對(duì)較大，在同一初燒溫度和保溫時(shí)間下，與初壓密度相對(duì)較高的壓坯相比，組織中合金元素?cái)U(kuò)散強(qiáng)化效果相對(duì)較低，壓坯燒結(jié)強(qiáng)度也相對(duì)較低.而初壓密度較高的壓坯內(nèi)部孔隙少，顆粒接觸緊密，在復(fù)壓時(shí)會(huì)過早出現(xiàn)晶粒破碎，產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象，增加復(fù)壓阻力.對(duì)于初壓密度較高的壓坯，即使在復(fù)壓壓力較大時(shí)，復(fù)壓密度的提高幅度也不明顯.因此，初壓壓坯密度不宜超過6.8 g/cm3，在6.5～6.6 g/cm3為最佳.

3.3 成形方式對(duì)成形及密度分布影響

粉末壓坯壓制方式對(duì)壓坯密度和壓坯強(qiáng)度有較大影響，壓坯密度的均勻性與壓制方式有很大關(guān)系.從壓制試驗(yàn)結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，所選陰模和芯棒浮動(dòng)的雙向壓制加雙向摩擦后壓的成形方式，對(duì)壓制彈體這種結(jié)構(gòu)零件是非常合適的，通過調(diào)整各部位的粉末松裝高度來控制彈體壓坯不同部位的壓縮比，使彈體初壓壓坯各處密度盡量均勻，同時(shí)使低密度區(qū)盡量靠近彈體下部，為復(fù)壓時(shí)補(bǔ)償擠壓創(chuàng)造有利條件.

圖8是彈體初壓壓坯各點(diǎn)密度分布情況.由圖8可以看出，壓坯A部位密度最高為6.58 g/cm3，C部位密度最低為6.39 g/cm3，最大密度差為0.19 g/cm3，B部位密度和D部位密度相差不多，在6.5 g/cm3左右，彈體初壓壓坯平均密度為6.5 g/cm3.各部位密度不同主要是各部位粉末移動(dòng)和壓縮比不一致造成的.當(dāng)沖頭下移時(shí)強(qiáng)迫其下部粉末向下和向右移動(dòng)，使A處和B處的粉末增加，加上A處和B處的壓縮比較大，同時(shí)，由于A處粉體受壓狀態(tài)比B處好，因此，A處密度比B處密度高，C處密度最低.

圖9為復(fù)壓后彈體壓坯密度分布圖.從圖9可以看出，復(fù)壓后彈體壓坯各部位密度分布和初壓壓坯密度分布基本一致，也是A部位密度最高為7.34 g/cm3，C部位密度最低為7.18 g/cm3，不同之處就是最大密度差縮小為0.16 g/cm3，除了B部位與A部位密度差較大，其余各部位密度差都比初壓壓坯各部位密度差小.B部位與A部位密度差較大是由于A、B兩點(diǎn)壓坯受力狀態(tài)不同造成的，A點(diǎn)受力要好于B點(diǎn)受力.其余部位密度差變小，主要是初壓時(shí)將初壓芯棒輪廓線縮小了，增加了復(fù)壓時(shí)內(nèi)孔的擠壓量，既提高了A、B、C這3處的密度，同時(shí)，又縮小了這3處的密度差，使整體密度更加均勻.

圖8 彈體初壓壓坯密度分布

圖9 彈體復(fù)壓密度分布

3.4 燒結(jié)密度對(duì)彈體力學(xué)性能的影響

圖10給出了燒結(jié)密度與機(jī)械性能之間的關(guān)系曲線.由圖10可知，隨著材料密度的增加，材料的抗拉強(qiáng)度、硬度和延伸率都隨之增加，對(duì)Fe-Ni-Cu-C系合金材料而言，當(dāng)密度在6.2 g/cm3時(shí)，抗拉強(qiáng)度、硬度和延伸率分別為280 MPa、HRB53和1%，當(dāng)密度在7.4 g/cm3時(shí)，抗拉強(qiáng)度、硬度和延伸率分別達(dá)到647 MPa、HRB97和3.78%，分別提高131%、83%和278%.

由此可見，密度對(duì)材料力學(xué)性能的影響非常大，尤其對(duì)抗拉強(qiáng)度和延伸率的影響最為明顯.在材料密度較低時(shí)，抗拉強(qiáng)度和延伸率增加的幅度不是很大，當(dāng)材料密度超過6.9 g/cm3時(shí)，抗拉強(qiáng)度和延伸率增加的幅度變大，而硬度隨材料密度的變化幅度比較平穩(wěn).這是由于材料密度較低或者孔隙較多時(shí)，會(huì)使材料的有效承載斷面面積減小，孔隙會(huì)割裂基體組織，并增加應(yīng)力集中點(diǎn).當(dāng)材料受到外力的作用時(shí)，材料會(huì)產(chǎn)生一定的塑性變形或者沒有塑性變形，在應(yīng)力的作用下，孔隙應(yīng)力集中處形成裂紋，并使裂紋沿孔隙長大形成貫通式裂紋，在較低的應(yīng)力作用下就可能斷裂，因此材料的抗拉強(qiáng)度和延伸率都比較低，硬度也相對(duì)較低.當(dāng)材料密度較高時(shí)，會(huì)增加材料的有效承載斷面面積，同時(shí)孔隙數(shù)量減少使應(yīng)力集中點(diǎn)變少，孔隙的細(xì)化、球化、平滑化等都會(huì)減弱應(yīng)力集中，孔隙對(duì)基體組織的割裂作用也降低，材料在較大的應(yīng)力作用下會(huì)產(chǎn)生一定的塑性變形，從而提高了材料的強(qiáng)度，因此材料的抗拉強(qiáng)度和延伸率會(huì)有很大的提高，硬度也相對(duì)提高.

圖10 密度與機(jī)械性能關(guān)系

對(duì)于鐵基粉末冶金燒結(jié)材料，抗拉強(qiáng)度與孔隙度間的關(guān)系可表示［16］為

式中:θ為燒結(jié)材料的孔隙度.

當(dāng)θ=0時(shí)，σb=337 N/mm2，其平均值與低碳鋼的σb一致.可見，在低孔隙度范圍內(nèi)，式(2)是比較準(zhǔn)確的，與本文的試驗(yàn)結(jié)果很相近.

抗拉強(qiáng)度屬于靜態(tài)強(qiáng)度.由于粉末原料和制造工藝的不同，即使粉末冶金材料的孔隙度相同，其孔隙形狀、大小及分布的變化也是復(fù)雜的.粉末冶金材料的靜態(tài)強(qiáng)度不僅與材料的孔隙度有關(guān)，而且還與孔隙的形狀、大小和分布有關(guān).硬度隨材料密度的變化幅度之所以比較平穩(wěn)，主要是硬度(如洛氏、布氏硬度)對(duì)孔隙的形狀不敏感，主要取決于材料的孔隙度.燒結(jié)材料的硬度因孔隙度增大而減小，是由于基體材料被孔隙削弱，材料的有效承載面積減小所致，宏觀硬度值不能反映燒結(jié)材料基體組織的真實(shí)硬度，因此，燒結(jié)材料的宏觀硬度值與致密材料相比有較大區(qū)別，要獲得燒結(jié)材料基體組織的真實(shí)硬度，必須采用顯微硬度.

綜上可知，對(duì)于不同的合金系材料，在材料密度較低的情況下，它們之間的強(qiáng)度差別不是很大，合金元素的強(qiáng)化作用沒有充分體現(xiàn)出來，只有當(dāng)材料密度較高時(shí)，它們之間的強(qiáng)度才有很大的差別，合金元素的強(qiáng)化作用才充分體現(xiàn)出來.因此，不論采用何種合金系材料，要獲得高強(qiáng)度的粉末冶金材料，必須使材料具有較高的密度.

3.5 整形工藝對(duì)尺寸精度的影響

射孔彈彈體對(duì)尺寸精度要求比較高，精度等級(jí)為6IT.由于樣件燒結(jié)后產(chǎn)生收縮和變形，其尺寸公差和表面粗糙度達(dá)不到技術(shù)要求，必須進(jìn)行機(jī)械加工.為了降低生產(chǎn)成本，進(jìn)一步提高彈體底部強(qiáng)度，在整形試驗(yàn)過程中采用全封閉整形的方式來保證彈體的尺寸精度、表面粗糙度和底部強(qiáng)度.彈體內(nèi)外徑及高度的尺寸精度和表面粗糙度均達(dá)到技術(shù)要求且底部密度提高了1.4%，達(dá)到了7.38 g/cm3.

全封閉整形時(shí)，由于在彈體內(nèi)外徑及高度方向均留有一定的整形余量，因此，整形時(shí)彈體壓坯處于3向受力狀態(tài)，產(chǎn)生壓縮，壓縮變形主要是在彈體內(nèi)部和表面形成一定的彈性變形和塑性變形，并且以塑性變形為主，故整形后彈體尺寸精度較高.同時(shí)，由于在高度方向底部留有較大的整形余量，提高了底部密度和強(qiáng)度，圖11為整形后彈體照片.

圖11 整形后彈體照片

4 彈體補(bǔ)償擠壓強(qiáng)化

彈體在實(shí)際壓制過程中，由于彈體結(jié)構(gòu)和壓制方式的影響，彈體壓制密度是不均勻分布的.在常規(guī)的初壓和復(fù)壓時(shí)，粉末和金屬都是沿軸向流動(dòng)的，很少發(fā)生橫向流動(dòng)，雖然在彈體內(nèi)孔錐面增加了一定的復(fù)壓量來提高復(fù)壓壓坯密度，但是改變不了密度分布狀況，C處密度仍為最低，是彈體強(qiáng)度最薄弱的部位.如圖8和圖9所示.

為了提高C處的密度，并使彈體密度沿軸向形成一定梯度，復(fù)壓時(shí)采取補(bǔ)償擠壓方法提高C處的密度.即在初壓壓坯內(nèi)孔表面上增加一定的補(bǔ)償量(如圖12所示)，形成一個(gè)補(bǔ)償帶，補(bǔ)償帶表面為曲面，底部補(bǔ)償量大于上部補(bǔ)償量.復(fù)壓時(shí)錐形芯棒向上運(yùn)動(dòng)，會(huì)在補(bǔ)償帶接觸面上產(chǎn)生一個(gè)向上壓力p，壓力p在補(bǔ)償帶接觸面上分解成垂直于補(bǔ)償帶接觸面和平行于補(bǔ)償帶接觸面兩個(gè)分力p垂和p平，p垂使補(bǔ)償帶金屬出現(xiàn)橫向移動(dòng)，p平使補(bǔ)償帶金屬出現(xiàn)縱向移動(dòng).由于擠壓時(shí)金屬的橫向和縱向移動(dòng)，使彈體內(nèi)表面密度由上向下逐漸增加，在提高C處密度的同時(shí)，C處周圍和以上部位的密度也得到提高，使彈體在軸向上形成一個(gè)密度分布比較均勻的密度梯度，補(bǔ)償量的大小和補(bǔ)償帶形狀的確定是影響補(bǔ)償效果的關(guān)鍵因素，試驗(yàn)中是根據(jù)理論計(jì)算和試驗(yàn)確定的.經(jīng)補(bǔ)償擠壓強(qiáng)化后彈體的密度分布狀態(tài)如圖12所示.由圖12可知，C處密度明顯得到提高，由7.18 g/cm3提高到7.28 g/cm3，相鄰部位密度差小于0.05 g/cm3，最大密度差為0.11 g/cm3，均小于正常復(fù)壓時(shí)的密度差.

圖12 彈體補(bǔ)償擠壓密度分布圖

5 彈體爆靶試驗(yàn)

爆靶試驗(yàn)是在某射孔彈廠爆靶試驗(yàn)室進(jìn)行的，爆靶試驗(yàn)用的靶材有45號(hào)鋼靶和混凝土靶兩種.

粉末彈體鋼靶爆靶穿深值和孔徑分別為229 mm和11.6，混凝土靶爆靶穿深值和孔徑分別為745 mm和12.3，都超過了爆靶標(biāo)準(zhǔn)值，穿深值和孔徑均比20號(hào)鋼彈體高，鋼靶比20號(hào)鋼彈體的穿深值和孔徑分別提高15.6%和12.6%，混凝土靶比20號(hào)鋼彈體的穿深值和孔徑分別提高5.08%和10.8%.彈體破碎后的碎片尺寸均小于5 mm，具有優(yōu)異的碎屑性.由于碎片尺寸小于井下器具之間的最小間距，因此不易發(fā)生卡井事故，對(duì)射孔器具和井管的損傷也比20號(hào)鋼小.由此可見，粉末冶金彈體完全可以替代20號(hào)鋼彈體.

6 結(jié)論

1)通過優(yōu)化設(shè)計(jì)獲得了合理的射孔彈彈體結(jié)構(gòu)，有利于壓制成形和密度分布均勻，增加彈體頂部壁厚和有效裝藥量，提高了彈體頂部強(qiáng)度，延長模具使用壽命;

2)通過壓制壓力對(duì)壓坯組織及密度影響的研究表明，初壓壓力為600 MPa，復(fù)壓壓力為800 MPa時(shí)，壓坯組織及密度較為適宜，當(dāng)壓坯密度超過7.4 g/cm3后，繼續(xù)提高壓力，壓坯密度也不會(huì)隨之增加;當(dāng)壓坯密度超過6.9 g/cm3時(shí)，抗拉強(qiáng)度和延伸率增加的幅度變大，而硬度隨材料密度的變化幅度則相對(duì)平穩(wěn);

3)采用補(bǔ)償擠壓強(qiáng)化致密的工藝方法可獲得具有一定密度梯度(密度梯度差小于0.05g/cm3)分布的高密度粉末冶金彈體，彈體平均密度達(dá)到7.3 g/cm3;

4)不同彈體的爆靶試驗(yàn)對(duì)比結(jié)果表明，粉末彈體在45號(hào)鋼靶和混凝土靶中的爆靶穿深值、孔徑和碎屑性均優(yōu)于20號(hào)鋼彈體，完全可以取代20號(hào)鋼彈體.

［1］曹勇家.粉末冶金產(chǎn)業(yè)化的重要技術(shù)方向［J］.新材料產(chǎn)業(yè)，2004，(11):29-37.

［2］黃培云.粉末冶金原理［M］.第2版.北京:冶金工業(yè)出版社，1997.

［3］張建國，馮湘.粉末冶金成形新技術(shù)綜述［J］.濟(jì)源職業(yè)技術(shù)學(xué)院學(xué)報(bào)，2006，5(1):27-29.

［4］肖志瑜，陳平，李元元.粉末冶金高致密化的新途徑［J］.材料導(dǎo)報(bào)，2003，17(11):5-8.

［5］OLEG S，STEFAN U，HANSDETLFEF L，et al.Highly dispersib le precipitated silica with a high surface area US Patent，20060137575［P］.2006-06-29.

［6］SKOGLUND P.High density PM components by high velocity compaction［C］//2001 Intemational Comferenceon Power Transmission Components.Ypsilanti:Metal Powder Industries Federation，2001:16-17.

［7］SKOGLUND P，KEJZELMAN M，HAUER I.HVC punches PM to new mass production limits［J］.Metal Powder Report，2002，57(9):26-30.

［8］SONTI N，RAO S，ANDERSON G.Bending fatigue，impact and pitting resistance of ausform finished P/M gears［C］//GEAR Technology.Alexandria，United states:American Gear Manufacturers Association，2009.168-181.

［9］CAPUS J.Crunch time at SAE leaves the C-70 con rod case bent and very battered［J］.Metal powder report.2005，6(6):14-16.

［10］田自勇，吳井增，董修志，等.無槍身聚能射孔彈彈殼強(qiáng)度分析及壁厚的設(shè)計(jì)［J］.測(cè)井技術(shù)，1983，(3):50-55.

［11］古廣欽.我國射孔技術(shù)發(fā)展的回顧和展望［J］.測(cè)井技術(shù)，1992，16(2):89-94.

［12］白錫忠，常熹.油氣井射孔彈及應(yīng)用［M］.北京:石油工業(yè)出版社，1992.

［13］付代軒.深穿透油氣井射孔彈優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.測(cè)井技術(shù)，1998，22(5):362-365.

［14］郭圣延，徐永勝.影響石油射孔彈穿孔深度的幾個(gè)主要因素［J］.測(cè)井技術(shù)，2005，(Z1):52-54.

［15］張華誠.粉末冶金實(shí)用工藝學(xué)［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，2004.

［16］阮建明，黃培云.粉末冶金原理［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2012.