樊紅偉，徐寶池，樊黎霞，楊晨

（南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

身管是自動(dòng)化武器槍體零件中重要的機(jī)械零部件，在彈丸發(fā)射時(shí)，膛內(nèi)會(huì)受到高溫高壓火藥燃?xì)獾淖饔肹1—2]，對(duì)其使用性能和壽命產(chǎn)生較大的影響，因而對(duì)身管材料的力學(xué)性能要求很高。我國現(xiàn)有的中小口徑武器的身管材料主要為30SiMn2MoVA，這是一種中碳調(diào)質(zhì)低合金結(jié)構(gòu)鋼，具有較高的強(qiáng)度和韌性[3]。為滿足現(xiàn)代化自動(dòng)武器的高要求，對(duì)身管材料的性能要求也是越來越高，不僅需要具有一定的強(qiáng)度，同時(shí)還得具有較好的塑性[4]。

精鍛成形工藝是一種精確高效的身管制造工藝，能保證最高的成形質(zhì)量[5—6]。隨著對(duì)高質(zhì)量高精度產(chǎn)品需求的不斷提高，徑向一體化精鍛工藝[7—8]已經(jīng)作為先進(jìn)的身管制造工藝在國內(nèi)外被廣泛使用。身管材料在經(jīng)過精鍛成形工藝后強(qiáng)度指標(biāo)會(huì)增加，塑性指標(biāo)會(huì)下降[9—10]，并產(chǎn)生力學(xué)性能的各向異性[11—13]。

文中以5.8 mm 口徑彈線膛同鍛身管為研究對(duì)象，采用拉伸實(shí)驗(yàn)和脹形實(shí)驗(yàn)[14]，分別獲取身管材料經(jīng)精鍛成形工藝后壁厚方向縱向力學(xué)性能和橫向力學(xué)性能的變化規(guī)律，同時(shí)研究殘余應(yīng)力對(duì)鍛后身管壁厚方向力學(xué)性能的影響，得出其變化規(guī)律并應(yīng)用于實(shí)際指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)

為對(duì)比分析身管精鍛工藝和熱處理對(duì)身管壁厚方向力學(xué)性能的影響，采用目前槍管正在使用的材料30SiMn2MoVA 進(jìn)行彈線膛同鍛實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)身管毛坯尺寸和具體鍛打參數(shù)如表1 所示，共選用8 根身管并對(duì)其進(jìn)行編號(hào)，其中L11，L12 和L26 號(hào)毛坯鍛打后經(jīng)熱處理（500 ℃，2 h，空冷）去除殘余應(yīng)力，L17和L22 為實(shí)驗(yàn)過程中夾持端損壞毛坯，用作毛坯材料力學(xué)性能測(cè)試。

表1 身管毛坯尺寸及鍛打參數(shù)Tab.1 Blank dimensions and forging parameters of barrel

1.2 試樣加工及取樣

1.2.1 拉伸件加工

參照GB/T 228.1—2010 金屬材料室溫拉伸實(shí)驗(yàn)方法，通過線切割沿身管壁厚方向取出3 層薄片（外表層、中間層和內(nèi)表層），并制成沿軸向的拉伸試樣。取樣方式及拉伸件加工尺寸如圖1 所示。

圖1 拉伸件取樣Fig.1 Sampling of tensile parts

1.2.2 脹形件加工

采用線切割方式對(duì)脹形件進(jìn)行分層取樣（外表層、中間層和內(nèi)表層）。取樣方式及脹形件加工尺寸如圖2 所示，其中內(nèi)表層脹形件內(nèi)孔保留了膛線部分，具體尺寸由芯棒來決定。

考慮到多組重復(fù)實(shí)驗(yàn)，本次實(shí)驗(yàn)拉伸件取樣36件，脹形件取樣33 件，對(duì)取樣試件進(jìn)行編號(hào)，其中O，M，I 分別表示取樣位置為外表層、中間層和內(nèi)表層；A，B 表示同一根身管重復(fù)取樣試件。

1.3 拉伸和脹形實(shí)驗(yàn)

1.3.1 拉伸實(shí)驗(yàn)

身管毛坯材料的縱向力學(xué)性能根據(jù)GB/T 228.1—2010 測(cè)定，實(shí)驗(yàn)儀器為液壓式萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)及數(shù)據(jù)采集儀器，型號(hào)為CSS-410。將試樣安裝在萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)上，選擇合適的實(shí)驗(yàn)拉伸速率（1 mm/min）進(jìn)行材料的室溫拉伸實(shí)驗(yàn)，拉伸試件如圖3 所示。

1.3.2 脹形實(shí)驗(yàn)

圖2 脹形件取樣Fig.2 Sampling of bulging parts

圖3 拉伸試件Fig.3 Tensile specimen

身管主要承受火藥氣體的作用，其橫向性能是主要指標(biāo)[15]。對(duì)于鍛后身管橫向力學(xué)性能的測(cè)定，采用基于圓柱體彈性壓縮和厚壁圓筒受內(nèi)壓塑性變形的應(yīng)力應(yīng)變分析的測(cè)試方案，以解決帶有膛線身管在其他加壓狀態(tài)（如加高壓液體）的密封問題，其測(cè)試原理為利用沖頭對(duì)彈性內(nèi)膜兩端施加壓力，使彈性內(nèi)模變形鐓粗，彈性內(nèi)模在壓力的作用下發(fā)生彈性鐓粗，與身管內(nèi)壁緊密貼合，身管變成受內(nèi)壓的厚壁筒，隨著沖頭的壓入，彈性內(nèi)膜對(duì)管件的壓力進(jìn)一步增大，管件發(fā)生塑性變形，直至脹破。在變形的過程中，彈性內(nèi)膜把軸向壓力等值地傳到管件的徑向。

2 結(jié)果與分析

2.1 身管壁厚方向縱向力學(xué)性能

身管毛坯（L17）、鍛后未去應(yīng)力（L8）、鍛后去應(yīng)力身管（L11）通過拉伸實(shí)驗(yàn)獲得的縱向力學(xué)性能見表2。

表2 身管不同層材料縱向力學(xué)性能表Tab.2 Longitudinal mechanical properties of different layers of barrel

從表2 可以看出，身管毛坯壁厚方向縱向力學(xué)性能基本相同，經(jīng)精鍛后，身管材料的強(qiáng)度性能得到明顯提高，塑性延伸性能明顯下降，并且身管材料壁厚方向縱向力學(xué)性能呈現(xiàn)出差異，強(qiáng)度性能表現(xiàn)為外表層和中間層強(qiáng)度較低，內(nèi)表層強(qiáng)度較高，塑性延伸性能表現(xiàn)為內(nèi)表層伸長率較低，中間層和外表層塑性伸長率較高。經(jīng)去應(yīng)力退火后，身管材料各層延伸得到恢復(fù)，強(qiáng)度性能仍然存在差異。

身管毛坯、鍛后身管、鍛后去應(yīng)力身管各層材料的縱向力學(xué)性能對(duì)比如圖4 所示。圖4a 顯示了精鍛工藝和熱處理對(duì)身管各層材料伸長率的影響，可以明顯看出，精鍛后身管內(nèi)表層材料伸長率下降最明顯，與鍛前毛坯相比下降了61.17%，中間層和外表層伸長率下降幅度較小，與鍛前毛坯相比分別下降了34.30%和39.39%；去應(yīng)力后身管各層力學(xué)性能得到恢復(fù)并且各層伸長率基本相同，與鍛前毛坯相比伸長率提高14.74%。這是由于身管在經(jīng)過精鍛工藝后，材料部分塑性被消耗，導(dǎo)致各層材料伸長率下降，而熱處理工藝具有改善塑性的效果，可以消除材料內(nèi)部一部分殘余應(yīng)力，延伸性能得到恢復(fù)。圖4b 顯示了精鍛工藝和熱處理對(duì)身管各層材料屈服強(qiáng)度的影響，精鍛后由于材料的硬化，身管內(nèi)表層材料屈服強(qiáng)度上升最明顯，與鍛前毛坯相比提高了22.80%，中間層和外表層屈服強(qiáng)度上升幅度較小，與鍛前毛坯相比分別提高了11.73%和14.78%；去應(yīng)力后身管各層力學(xué)性能得到恢復(fù)，但厚度方向屈服強(qiáng)度仍存在梯度，表現(xiàn)為從外表層到內(nèi)表層材料屈服強(qiáng)度呈下降趨勢(shì)，與鍛前毛坯相比，外表層、中間層和內(nèi)表層材料屈服強(qiáng)度分別提高了1.88%，2.43%，7.25%。這是因?yàn)殄懞笊砉懿牧现写嬖谲堉瓶棙?gòu)和剪切織構(gòu)，而剪切織構(gòu)的存在往往會(huì)降低金屬軋制方向的屈服強(qiáng)度。身管成形過程中，外表層和中間層材料存在較大剪切應(yīng)力，受剪切應(yīng)力的影響，中間層部分晶粒取向偏離軋制織構(gòu)取向，而形成穩(wěn)定的剪切織構(gòu)取向；由于剪切織構(gòu)的存在，身管中間層和外表層的強(qiáng)度性能會(huì)明顯低于內(nèi)表層。圖4c 顯示了精鍛工藝和去應(yīng)力處理對(duì)身管各層材料抗拉強(qiáng)度的影響，精鍛后身管內(nèi)表層的抗拉強(qiáng)度最高，與鍛前毛坯相比提高了40%，去應(yīng)力后內(nèi)表層抗拉強(qiáng)度恢復(fù)到鍛前水平，外表層和中間層去應(yīng)力后抗拉強(qiáng)度略低于毛坯材料。

圖4 身管材料縱向性能Fig.4 Longitudinal properties of barrel material

2.2 身管壁厚方向橫向力學(xué)性能

身管毛坯、鍛后未去應(yīng)力、鍛后去應(yīng)力身管通過脹形實(shí)驗(yàn)獲得的橫向力學(xué)性能見表3。

表3 身管不同層材料橫向力學(xué)性能數(shù)據(jù)表Tab.3 Transverse mechanical properties of different layers of barrel

從表3 可以看出，身管毛坯壁厚方向橫向力學(xué)性能表現(xiàn)出一定的力學(xué)性能差異，其內(nèi)表層的抗拉強(qiáng)度和伸長率均高于中間層和外表層。經(jīng)冷徑向鍛造后，身管的強(qiáng)度性能得到明顯的提高，塑性延伸性能顯著下降，且其力學(xué)性能差異更加明顯，強(qiáng)度性能表現(xiàn)為外表層和中間層強(qiáng)度較低，內(nèi)表層強(qiáng)度較高，塑性延伸性能表現(xiàn)為中間層伸長率最高，外表層和內(nèi)表層伸長率較低。經(jīng)去應(yīng)力退火后，身管材料各層材料抗拉強(qiáng)度有所下降，但其各層抗拉強(qiáng)度性能差異依然存在，其分布規(guī)律與未去應(yīng)力身管材料相似；去應(yīng)力退火后身管外表層材料的伸長率得到了恢復(fù)并達(dá)到鍛前水平，但其對(duì)內(nèi)表層和中間層材料伸長率并沒有達(dá)到積極的效果。

身管毛坯、鍛后身管、鍛后去應(yīng)力身管各層材料的橫向力學(xué)性能對(duì)比如圖5 所示。圖5a 顯示了精鍛工藝及熱處理對(duì)身管材料抗拉強(qiáng)度的影響，可以看出，精鍛后由于材料的硬化，身管內(nèi)表層材料抗拉強(qiáng)度上升最明顯，與鍛前毛坯相比提高了21.47%，中間層和外表層抗拉強(qiáng)度上升幅度較小，與鍛前毛坯相比分別提高了0.48%和5.20%；去應(yīng)力后身管各層力學(xué)性能得到恢復(fù)，其分布規(guī)律與鍛前毛坯相似，表現(xiàn)為從外表層到內(nèi)表層材料抗拉強(qiáng)度呈上升趨勢(shì)，與鍛前毛坯相比，外表層和中間層材料抗拉強(qiáng)度分別降低了 3.88%和 4.80%，內(nèi)表層材料抗拉強(qiáng)度提高了18.80%。圖5b 顯示了精鍛工藝和去應(yīng)力處理對(duì)身管各層材料伸長率的影響，可以明顯看出，精鍛后身管內(nèi)表層材料伸長率下降最明顯，與鍛前毛坯相比下降了54.30%，中間層和外表層伸長率下降幅度較小，與鍛前毛坯相比下降了43.64%和42.86%；去應(yīng)力后身管材料外表層伸長率得到恢復(fù)，與鍛前毛坯相比提高了31.02%，內(nèi)表層和中間層材料伸長率未能得到恢復(fù)。這是因?yàn)榻?jīng)過精鍛工藝塑性變形后，身管材料內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生軸向的裂紋缺陷，而軸向裂紋的存在會(huì)使材料的橫向伸長率降低，因此精鍛過后的身管材料伸長率相比鍛前毛坯要低，且在鍛造過程中，身管內(nèi)表層最容易產(chǎn)生裂紋缺陷，因此內(nèi)表層材料伸長率下降最明顯。材料在經(jīng)過熱處理工藝后，會(huì)消除一部分內(nèi)部殘余應(yīng)力，部分微裂紋缺陷會(huì)得到恢復(fù)，因而具有較少裂紋甚至沒有產(chǎn)生裂紋的外表層材料伸長率能得到恢復(fù)。

圖6 展示了脹形件3 種狀態(tài)（毛坯、去應(yīng)力前和去應(yīng)力后）下破裂后各層材料的形貌?？梢钥闯?，鍛后身管各層材料破裂的方式不同于毛坯材料，裂口處出現(xiàn)明顯的貫穿裂紋，甚至內(nèi)表層材料出現(xiàn)兩側(cè)開裂的情況。經(jīng)去應(yīng)力處理后，身管各層材料的部分塑性得到改善，試件破裂形式與毛坯材料相同。同樣，這也是由于精鍛后材料內(nèi)部軸向裂紋的存在，身管在受到內(nèi)部巨大壓力時(shí)，會(huì)沿著裂紋處裂開，在經(jīng)過熱處理工藝后，部分殘余應(yīng)力消除，部分微裂紋缺陷也會(huì)得到恢復(fù)，使管件裂紋減小。

圖5 身管橫向力學(xué)性能Fig.5 Transverse mechanical properties of barrel material

2.3 橫縱向力學(xué)性能對(duì)比

圖6 脹形件破裂后形貌Fig.6 Morphology of bulging parts after fracture

身管各層材料鍛造前后橫縱向伸長率如圖7 所示，從圖7a 可以看出，身管毛坯內(nèi)表層和中間層材料橫縱向伸長率很接近，精鍛后伸長率大幅下降，去應(yīng)力后縱向伸長率基本恢復(fù)到鍛前水平，但去應(yīng)力后橫向伸長率未能恢復(fù)；身管毛坯外表層縱向伸長率明顯高于橫向伸長率，經(jīng)去應(yīng)力處理后，外表層橫縱向伸長率均恢復(fù)到了鍛前水平。身管各層材料鍛造前后橫縱向抗拉強(qiáng)度如圖7b 所示，可以看出，鍛前身管材料各層橫縱向強(qiáng)度基本相同，經(jīng)冷徑向鍛造后，身管中間層和外表層材料縱向抗拉強(qiáng)度明顯高于橫向，去應(yīng)力后橫縱向抗拉強(qiáng)度基本恢復(fù)到鍛前水平。

圖7 橫縱向力學(xué)性能對(duì)比Fig.7 Comparison of transverse and longitudinal mechanical properties

3 結(jié)論

1）壁厚方向力學(xué)性能變化：身管毛坯壁厚方向各層材料力學(xué)性能基本相同，精鍛后壁厚方向力學(xué)性能呈現(xiàn)出明顯的差異。強(qiáng)度方面表現(xiàn)為：內(nèi)表層材料強(qiáng)度性能明顯高于中間層和外表層材料，外表層和中間層材料強(qiáng)度性能較接近；伸長率方面表現(xiàn)為：內(nèi)表層材料伸長率明顯低于中間層和外表層材料，外表層和中間層伸長率較接近；去應(yīng)力后，身管材料的力學(xué)性能得到恢復(fù)，但橫向伸長率恢復(fù)不明顯，且各層材料力學(xué)性能仍然存在一定差異，其分布規(guī)律與去應(yīng)力前相似。

2）橫縱向力學(xué)性能對(duì)比：身管毛坯內(nèi)表層和中間層材料橫縱向伸長率很接近，精鍛后伸長率大幅下降，去應(yīng)力后縱向伸長率基本恢復(fù)到鍛前水平，但橫向伸長率未能恢復(fù)；身管毛坯外表層縱向伸長率明顯高于橫向伸長率，經(jīng)去應(yīng)力處理后，外表層橫縱向伸長率均恢復(fù)到了鍛前水平。鍛前身管材料各層橫縱向強(qiáng)度基本相同，精鍛后身管中間層和外表層材料縱向抗拉強(qiáng)度明顯高于橫向，去應(yīng)力后橫縱向抗拉強(qiáng)度基本恢復(fù)到鍛前水平。