第3期 黄进峰等：不同表面处理条件下身管烧蚀研究 ·325· 力，裂纹在应力作用下向基体扩展，且在铬层与基体 基体的结合面，并使裂纹间隙变宽，在间隙的尽头形 的界面处改变扩展方向，沿着界面延伸（见图3 成孔洞，这样会促使铬层分离成块状，最终导致铬层 (b)).高速反应气体通过裂纹严重地冲刷镀层与 剥落（图3(c)). (b) 20 um 5 um 104m 图3镀铬试样烧蚀后内膛横截面的显微形貌.()裂纹产生（射击一次）：(b)裂纹扩展至界面（射击二次）：()裂纹延界面扩展（射击 四次) Fig.3 SEM micrographs of the transverse structure along the bore surface of a chromium-plated specimen after shooting:(a)cracks generate (shoot- ing one time):(b)cracks extend to the interface (shooing two times):(c)cracks propagate along the interface (shooting four times) 2.1.2氮碳共渗试样 合物层，而次表面是易被侵蚀的氮碳共渗层的扩散 氮碳共渗的试样经模拟烧蚀试验后的表面形貌 层，其次是基体（见图5(a)和图5(c).化合物层 和横截面显微照片分别如图4和图5所示.内膛表 在高速燃烧火药气体的冲刷作用下，表面出现化合 面沿着冲蚀方向的裂纹与垂直于冲蚀方向的裂纹交 物层剥落，且产生了大量的显微裂纹（图5(b)射击 叉在一起形成大量的显微“网状”裂纹（图4(a)), 三次).氮碳共渗层无类似镀铬层与基体的界面，表 裂纹虽不如镀铬身管密集，但其深度和宽度均要大 面的裂纹很容易扩展至扩散层和基体（图5(c)射 于镀铬层表面裂纹.在高温腐蚀性火药燃气的腐蚀 击四次).在射击过程中，裂纹可为高速燃烧火药气 作用下，氮碳共渗试样表面部分晶界可见（图4(b) 体与基体的反应提供通道，因此在裂纹处产生烧蚀， 发射四次).试样经氮碳共渗后表面形成高硬度化 造成基体的腐蚀和磨损，如图5(d)所示. 100m 11 图4氮碳共渗试样射击四次后内膛表面形貌.()低倍：(b)高倍 Fig.4 Photomicrographs of the bore surface of a nitrocarburized specimen after shooting four times:(a)low magnification:(b)high magnification 2.2硬度分析 合物层硬度远高于镀铬试样表面铬层硬度，扩散层 图6为镀铬和氯碳共渗表面处理试样模拟发射 硬度虽下降明显，但仍显著高于基体硬度. 四次后内膛表面硬度分布.镀铬试样烧蚀试验后铬 3 分析与讨论 层在高温火药气体作用下其表面硬度较低，这与表 面铬层再结晶软化有关，基体材料硬度在4.9GPa 以上试验结果可见，在高温、高温和高速火药燃 左右；镀铬层与基体之间存在硬度逐渐降低的过渡 气的反复冲刷作用下，两种不同表面处理身管内膛 层，过渡层的形成与基体的塑形变形有关，高压高速 均发生了明显的烧蚀，但两者烧蚀失效机制不同. 燃烧气体冲击内膛表面，高弹性模量的铬层将应变 火药爆燃时，产生的高压火药燃气作用于身管 传递到基体，受火药燃气高温热影响作用的基体发 内膛表面，内膛表面形成切向拉应力.高温的火药 生塑性变形，变形程度的差异和温度的作用共同导 气体使表面铬层温度急剧增加，沿径向在身管内膛 致硬度的变化日.经氯碳共渗后身管内壁的表面化 产生极大的温度梯度，在热应力的作用下表面铬层第 3 期 黄进峰等: 不同表面处理条件下身管烧蚀研究 力，裂纹在应力作用下向基体扩展，且在铬层与基体 的界面处改变扩展方向，沿 着 界 面 延 伸 ( 见 图 3 ( b) ) ． 高速反应气体通过裂纹严重地冲刷镀层与 基体的结合面，并使裂纹间隙变宽，在间隙的尽头形 成孔洞，这样会促使铬层分离成块状，最终导致铬层 剥落( 图 3( c) ) ． 图 3 镀铬试样烧蚀后内膛横截面的显微形貌． ( a) 裂纹产生( 射击一次) ; ( b) 裂纹扩展至界面( 射击二次) ; ( c) 裂纹延界面扩展( 射击 四次) Fig． 3 SEM micrographs of the transverse structure along the bore surface of a chromium-plated specimen after shooting: ( a) cracks generate ( shoot￾ing one time) ; ( b) cracks extend to the interface ( shooing two times) ; ( c) cracks propagate along the interface ( shooting four times) 2. 1. 2 氮碳共渗试样 氮碳共渗的试样经模拟烧蚀试验后的表面形貌 和横截面显微照片分别如图 4 和图 5 所示． 内膛表 面沿着冲蚀方向的裂纹与垂直于冲蚀方向的裂纹交 叉在一起形成大量的显微“网状”裂纹( 图 4( a) ) ， 裂纹虽不如镀铬身管密集，但其深度和宽度均要大 于镀铬层表面裂纹． 在高温腐蚀性火药燃气的腐蚀 作用下，氮碳共渗试样表面部分晶界可见( 图 4( b) 发射四次) ． 试样经氮碳共渗后表面形成高硬度化 合物层，而次表面是易被侵蚀的氮碳共渗层的扩散 层，其次是基体( 见图 5( a) 和图 5( c) ) ． 化合物层 在高速燃烧火药气体的冲刷作用下，表面出现化合 物层剥落，且产生了大量的显微裂纹( 图 5( b) 射击 三次) ． 氮碳共渗层无类似镀铬层与基体的界面，表 面的裂纹很容易扩展至扩散层和基体( 图 5( c) 射 击四次) ． 在射击过程中，裂纹可为高速燃烧火药气 体与基体的反应提供通道，因此在裂纹处产生烧蚀， 造成基体的腐蚀和磨损，如图 5( d) 所示． 图 4 氮碳共渗试样射击四次后内膛表面形貌． ( a) 低倍; ( b) 高倍 Fig． 4 Photomicrographs of the bore surface of a nitrocarburized specimen after shooting four times: ( a) low magnification; ( b) high magnification 2. 2 硬度分析 图 6 为镀铬和氮碳共渗表面处理试样模拟发射 四次后内膛表面硬度分布． 镀铬试样烧蚀试验后铬 层在高温火药气体作用下其表面硬度较低，这与表 面铬层再结晶软化有关，基体材料硬度在 4. 9 GPa 左右; 镀铬层与基体之间存在硬度逐渐降低的过渡 层，过渡层的形成与基体的塑形变形有关，高压高速 燃烧气体冲击内膛表面，高弹性模量的铬层将应变 传递到基体，受火药燃气高温热影响作用的基体发 生塑性变形，变形程度的差异和温度的作用共同导 致硬度的变化［5］． 经氮碳共渗后身管内壁的表面化 合物层硬度远高于镀铬试样表面铬层硬度，扩散层 硬度虽下降明显，但仍显著高于基体硬度． 3 分析与讨论 以上试验结果可见，在高温、高温和高速火药燃 气的反复冲刷作用下，两种不同表面处理身管内膛 均发生了明显的烧蚀，但两者烧蚀失效机制不同． 火药爆燃时，产生的高压火药燃气作用于身管 内膛表面，内膛表面形成切向拉应力． 高温的火药 气体使表面铬层温度急剧增加，沿径向在身管内膛 产生极大的温度梯度，在热应力的作用下表面铬层 · 523 ·