0 引言
50SiMnVB钢具有良好的综合性能,广泛应用于生产中大口径炮弹的弹体材料[1,2]。为了适应恶劣的发射环境,榴弹、导弹等武器的弹体结构通常采用整体式[3]。目前,制造整体式结构炮弹弹体毛坯常使用热冲拔工艺将整块坯料锻造成形,得到长锥形深盲孔的弹体毛坯[4]。然而,使用热冲拔工艺生产弹体毛坯存在一些问题,例如需要大吨位的锻造机长时间反复捶打毛坯,导致锻件精度低、生产效率低、材料利用率低(仅40%)以及生产成本高等[5]。为了满足炮弹的大批量生产和降低制造成本的需求,炮弹弹体的加工工艺亟需优化改进。
已有许多研究学者对50SiMnVB钢的性能进行了详细研究。刘盼萍等[6]测试正火态的50SiMnVB钢的准静态和动态力学性能,建立了50SiMnVB钢的JoHnson-Cook本构方程。常列珍等[7]研究不同热处理温度对50SiMnVB压缩性能的影响,发现热处理状态的50SiMnVB钢属于应变率敏感性材料,并且50SiMnVB钢在200 ℃回火的抗拉强度高于在600 ℃回火的抗拉强度。朱建军等[8]研究回火温度对50SiMnVB钢壳体形成碎片性能的影响,试验结果显示回火温度对50SiMnVB钢弹体形成碎片的初始速度影响不大。然而,几乎没有研究人员研究50SiMnVB钢弹体的生产工艺。
Fan等[9]采用钨极惰性气体保护焊(tungsten inert-gas welding,TIG)焊接直径530 mm、壁厚115 mm的08Cr9W3Co3VNbCuBN厚壁管件,虽然达到焊接目的,但焊前需要在工件的待焊接面开坡口,并且由于工件壁厚非常厚,在焊接时需进行多层焊接,导致焊接步骤繁琐、效率低。
惯性摩擦焊接(inertia friction welding,IFW)是一种常用于金属材料连接的焊接方法,起源于20世纪60年代。它通过将2个工件的端面摩擦在一起,产生摩擦热并施加外力,使工件接触面的材料软化并形成焊缝。惯性摩擦焊接具有焊接速度快、焊缝质量高、无需填充材料等优点,因此在工业制造领域得到广泛应用[10-13]。Kimura等[14]使用摩擦焊接方法焊接A7075铝和低碳钢,发现当设置摩擦时间为6.5 s、顶锻力为450 MPa时焊接头的力学性能最优。Dang[15]和Turner[16]使用惯性摩擦焊接方法焊接铜/铝空心管件,通过优化焊接参数,得到的焊接头力学性能优异。
对于炮弹弹体毛坯成形工艺,惯性摩擦焊接可以部分地替代传统冲拔工艺。相比于冲拔工艺,惯性摩擦焊接具有以下优势:① 精度高:惯性摩擦焊接不需要大吨位的锻造机,因此可以避免锻造过程中的捶打和挤压,减少了变形和误差的可能性,提高了加工精度;② 生产效率高:惯性摩擦焊接的焊接速度较快,一次焊接过程只需要2 min,与热冲拔工艺相比,节省了大量的时间;③ 材料利用率高:惯性摩擦焊接是将2个工件的端面摩擦在一起焊接,不需要额外的填充材料,因此材料利用率较高,可以达到70%以上;④ 生产成本低:由于惯性摩擦焊接工艺简化了制造过程,减少了设备投资和人工成本,因此可以降低生产成本。
针对50SiMnVB钢等高强度材料炮弹弹体的生产,可以考虑采用惯性摩擦焊接部分替代热冲拔工艺的加工方法。对此提出一种分段设计的方法,通过对弹体毛坯的各分段分别进行锻造,并使用惯性摩擦焊接设备对弹体毛坯的各分段进行焊接,从而实现整体式炮弹弹体的生产,本研究主要进行了焊接试验,并对焊缝的质量进行了检测和分析。该方法为大口径炮弹弹体的生产提供了一种高效、经济的解决方案。
1 试验
1.1 试验材料与设备
试验材料为未经过热处理的50SiMnVB钢,其化学成分如表1所示。在实际应用中,要求弹体的内径为196 mm、外径为261 mm,试验材料尺寸和实际要求尺寸保持一致。焊接设备为国焊(智能)科技有限公司生产的GH-400惯性摩擦焊机,如图1所示,该焊接最大可提供400 t的轴向顶力。经过前期试验,发现针对此种材料尺寸在焊接时需要的平均能量密度为165 J/mm2。
图1 GH-400惯性摩擦焊机
Fig.1 GH-400 Inertia Friction Welding Machine
表1 50SiMnVB钢的化学成分(质量分数%)
Table 1 Chemical composition of 50SiMnVB steel (wt%)
元素含量元素含量C0.47～0.52Si1.35～1.70Mn0.95～1.3Cr0.15～0.35V0.02～0.06B0.0005～0.0035
焊前,需要去除焊接面的氧化物、油污和杂质等。将两焊接面切削平整并使用酒精和丙酮清洗焊接面,可以有效减少焊接界面的氧化物和杂质,提高焊接质量。
焊接所需时间较少,焊接持续时间为5 s,飞轮转速降为零后再保压15 s,再加上焊前和焊后对工件的拆装。焊接一个弹体毛坯所需的总时间约为120 s。
热处理可提升材料的力学性能,并在实际应用中通常对50SiMnVB钢进行热处理。为满足实际需求,焊后对焊接头进行热处理,比较经过热处理和未经热处理的焊接头的力学性能和微观结构。沿焊接试样的直径方向切割焊接头,得到相同大小的2个试样,如图2所示。取右半部分试样进行热处理。热处理的步骤为:淬火至880 ℃,保温100 min;随后进行回火处理,加热至540 ℃,保温120 min[17]。在经过热处理和未经过热处理的试样上使用线切割机分别切取拉伸检测样品、弯曲检测样品和金相检测样品,取样位置如图2所示。
图2 检测试样取样位置
Fig.2 Sampling locations for test specimens
对这些样品进行相应的力学性能测试,例如拉伸试验和冲击试验,以评估其力学性能的差异。对金相试样进行金相显微镜观察和分析,以研究焊接区域的显微结构和组织特征。通过比较经过热处理和未经过热处理的焊接头的力学性能和微观结构,可评估热处理对50SiMnVB钢焊接头性能的影响。
1.2 力学性能检测
根据国标GB/T 228.1—2010的规定,采用切割圆棒形拉伸检测试样的方法。考虑到弹体的壁厚较厚,可以从不同径向位置进行取样。为了确保检测结果不受偶然误差的影响,在靠近内径和外径处各取3个拉伸检测试样,如图2所示。这样的取样方式,既能保证检测结果的准确性,又能全面评估焊接面的质量。拉伸检测设备为万能材料试验机QB-8101,采用2.0 mm/min的拉伸速率。
根据国标GB/T 2650—2008的要求,切割4组冲击检测试样,包括未经过热处理的母材、热处理后的母材、未经过热处理的焊接试样和经过热处理的焊接试样。每组需要3个试样。这4组样品可作为互为对照组,用于评估焊接试样焊缝的冲击性能以及焊后热处理对焊缝的塑韧性的影响。冲击检测设备为金属摆锤冲击试验机PIT452D-2。
通过以上的拉伸检测和冲击检测,可以全面评估焊接头的力学性能和塑韧性,并确保其满足相关要求。
1.3 微观检测
焊后切割尺寸为10 mm×10 mm×10 mm微观检测试样,切割位置如图3所示,使焊缝处于中间位置。将切割后的试样使用粗细不同的砂纸打磨抛光,采用4%的硝酸酒精溶液腐蚀待观察面后,使用金相电子显微镜5XC-PC和蔡司Gemini300扫描电子显微镜(scanning electron microscope,SEM)拍摄焊缝和拉伸端口的微观形貌。
图3 焊接试样的宏观形貌
Fig.3 Macroscopic appearance of welded specimens
2 试验结果与讨论
2.1 接头宏观形貌
焊接头的宏观形貌如图3所示,从图3(a)中可看出焊缝的颜色和母材处的明显不同,母材呈银白色,而焊缝处飞边呈褐色。从焊缝的颜色和母材颜色区别可知,焊接的热影响区窄。从图3(b)中可看出,内径侧和外径侧的飞边均发生卷曲,且卷曲程度较高。说明在焊接时发生了强烈的塑性流动,靠近焊接界面处的母材在焊接时受到高温高压的作用被挤压出焊接界面形成飞边。虽然在焊前焊接界面已经被车削加工并用酒精丙酮清洗,但焊缝处依然存在少量的氧化物和杂质。焊接时飞边的形成表明焊接界面处的所有氧化物和杂质被顺带挤压出焊接界面,这有利于提升焊接的质量。
2.2 焊接头微观结构分析
图4(a)是未经热处理的母材,图4(b)是经过热处理的母材。可以观察到未经热处理的母材晶粒较粗,而经过热处理后的母材晶粒变得非常细。这是由于热处理过程中的回火作用导致晶粒细化。
图4 焊缝微观结构
Fig.4 Microstructure of welded joints
图4(c)为未经热处理的焊接头,焊接区的宽度非常窄,仅为约0.6 mm。焊接区、热力影响区和热影响区的晶粒组织明显不同。焊接区的晶粒非常细,热力影响区的晶粒较细,而热影响区的晶粒组织较大,与母材的晶粒大小相差不大,晶粒大小排序为焊接区>热力影响区>热影响区。这是由于在焊接过程中,在焊接界面摩擦生热,导致焊接界面温度高,同时还有顶锻力的作用,高温和顶锻力两者叠加相当于对焊接工件进行锻造,从而促使焊接区的晶粒细化。经过热处理后,焊接区、热力影响区和热影响区之间已经没有明显的区别,如图4(d)所示。这表明热处理使得焊缝区、热力影响区和热影响区的组织已经同质。热处理后的焊缝处的组织与热处理后的母材也基本不存在明显差异,如图4(b)和图4(d)所示。
表明使用惯性摩擦焊接方法焊接的弹体毛坯经过热处理可以提升焊缝的质量。热处理使得焊接区、热力影响区和热影响区的组织变得更加均匀,从而改善了焊接接头的性能。
2.3 拉伸断口形貌
未经过热处理的拉伸试样断裂位置在母材处,且远离焊缝;经过热处理的试样断裂位置在焊缝处或热力影响区,如图5所示。从图5(a)中可看出,未热处理的试样断口形态具有非常平坦的准劈裂断裂和河流形态,这是有大量的撕裂脊和凹陷区组合而成的。该区域的断裂模式具有明显的韧性-脆性混合断裂以及脆性断裂倾向,倾向于脆性断裂。热处理后的拉伸断口与未热处理的断口相比,表面存在很多孔洞,几乎没有撕裂脊。断裂模式为韧性和脆性混合断裂,倾向于脆性断裂,如图5(b)所示。
图5 拉伸断口SEM微观图像
Fig.5 SEM microscopic images of tensile fracture surfaces
2.4 拉伸检测
拉伸检测是评估焊接头连接强度最有效的方法之一,通过比较焊接头的焊接强度和母材的抗拉强度,可以判断焊接质量的合格性。根据图6结果显示,未经热处理的焊接头的平均抗拉强度约为877.0 MPa,达到了母材抗拉强度的95.6%。这表明未经热处理的焊接头的抗拉强度基本达到了母材的抗拉强度水平。在靠近内径处切取的试样的抗拉强度略高于靠近外径处的试样,但差距不大。从图7(a)中可以看出,未经热处理的焊接头的断裂位置位于母材处,并且远离焊缝。经过热处理后,从内径处切取的拉伸试样与靠近外径处的试样相比,抗拉强度略高。热处理后的焊接试样的平均抗拉强度为1 198.4 MPa,比未处理试样提高了36.6%。经相同热处理的母材的抗拉强度为1 282.3 MPa,热处理后的焊接头的抗拉强度达到了母材强度的93.5%。这表明热处理不仅提高了母材的抗拉强度,还提高了焊接头的连接强度。从图7(b)中可以看出,经过热处理后的试样的断裂位置位于试样的中间位置或靠近中间位置,表明热处理后的试样的断裂位置在焊接区域或热影响区域。
图6 焊接头的抗拉强度
Fig.6 Tensile strength of weld joints
图7 拉伸检测试样断裂位置
Fig.7 Fracture location of tensile test specimens
2.5 冲击检测
冲击检测结果如图8所示,未经热处理的焊接头的冲击功仅为38.6 J/cm2,相当于未经热处理母材冲击功的50.7%。而热处理后的焊接头的冲击功为233.2 J/cm2,相当于经过热处理母材冲击功的126.5%。这表明热处理后的焊接头的冲击韧性高于母材。
图8 焊接头冲击韧性
Fig.8 Impact toughness of weld joints
此外,与未经热处理的焊接头和母材相比,经过热处理后的焊接头和母材的冲击韧性都得到了提升。这说明热处理不仅增强了焊缝的冲击韧性,也提高了母材的冲击韧性。这些结果表明,热处理对焊接头和母材的冲击性能具有正面的影响,可以提高焊接接头的抗冲击能力。
3 结论
对于大口径炮弹弹体毛坯采用热冲拔工艺生产存在的问题,提出了适用于锻造-焊接-热处理的新工艺。本研究主要关注毛坯的焊接部分,并得出以下结论:
1) 未经热处理的焊接头抗拉强度为877.0 MPa,达到了母材强度的95.6%;经过热处理后,焊接头的抗拉强度提高到1 198.4 MPa,相当于热处理后母材强度的93.5%。
2) 未经热处理的焊接头韧性较差,冲击功仅为未经热处理母材的50.7%;然而,经过热处理后的焊接头冲击韧性优于热处理后的母材。
3) 对毛坯的焊缝进行热处理后,焊缝处的组织与母材组织同质,热处理可提升毛坯的焊接质量。
4) 提出了适用于加工弹体毛坯的新工艺,可替代目前使用的整体热冲拔工艺。该工艺首先将未经热处理的弹体毛坯进行分段设计,各分段分别进行锻造,然后使用惯性摩擦焊接方法将各分段焊接成整体式弹体毛坯,最后对毛坯进行热处理,得到性能优异的弹体。
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