秦會常，楊守杰，王傳政，車路長，劉振海，惠智，張均法

（1.中國兵器工業(yè)山東特種工業(yè)集團有限公司，山東淄博255201;2.中國兵器工業(yè)第五九研究所，重慶 400039）

尾翼片是飛行過程中影響彈道的重要部件和主要受力部件之一，某型尾翼片所用原材料35CrMnSiA是一種鉻錳硅系列中碳合金結(jié)構(gòu)鋼板，鋼板厚度為7 mm，鋼材的冶煉方式是電弧爐冶煉，尾翼片的制造工藝流程為:原材料鋼板剪尾翼片條料→淬火→中溫回火→精加工。淬火采用滴注式可控氣氛滲碳氮爐加熱，具體工藝為（880±10）℃，等溫淬火油淬冷，某爐批次尾翼片在淬火、中溫回火熱處理后進行精加工時，發(fā)現(xiàn)有尾翼片出現(xiàn)了裂紋。文中結(jié)合原材料標準技術(shù)要求、熱處理工藝、材料加工等背景，對該批次尾尾翼片從原材料到成品進行了金相分析、化學成分分析、力學性能檢測。在以上試驗結(jié)果的基礎(chǔ)上，確定了尾翼片的斷裂性質(zhì)和斷裂原因，并提出了工藝改進方案。

1 尾翼片的金相組織檢測

1.1 裂紋的宏觀形貌

裂紋由表面開裂，沿縱向向心部擴展，裂紋較為剛直;從表面向心部，裂紋寬度逐漸變窄。

1.2 尾翼片的金相顯微組織

取一片含有裂紋的精加工后尾翼片，按金相分析要求進行取樣、制樣，將加工好的金相試樣經(jīng)4%硝酸酒精溶液浸蝕后于金相顯微鏡下觀察，裂紋的形貌如圖1、圖2所示。從圖2可看出:裂紋起源于尾翼片的表面，裂紋由表面向心部呈縱向擴展，寬度、深度逐漸變窄、變淺，紋路較為剛直，主要為穿晶裂紋。裂紋尾部略尖銳而彎曲，裂紋內(nèi)無氧化物，沿裂紋兩側(cè)組織與基體組織一致，均為回火屈氏體組織。尾翼片遠離裂紋的心部基體組織如圖2所示，組織呈現(xiàn)明顯的帶狀偏析分布，在偏析帶中間存在較多的長條形硫化物夾雜。

圖1 裂紋宏觀形貌Fig.1 Macrostructure of the cracks

圖2 熱處理后的顯微組織（心部）Fig.2 Microstructure after heat treatment（the heart part）

1.3 尾翼片的力學性能

按照力學性能制取樣要求，從存在裂紋的尾翼片上制取、加工力學性能試樣，根據(jù)GB/T 228—2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》進行力學性能檢測，檢測結(jié)果如表1所示。從表1可看出:熱處理后尾翼片的力學性能檢測結(jié)果符合驗收工藝要求。

表1 力學性能檢測結(jié)果Table 1 Mechanical properties testing result

2 原材料理化檢測

2.1 原材料鋼板的化學成分

對同批次35CrMnSiA鋼板原材料進行化學成分分析，化學分析結(jié)果如表2所示。從表2的化學成分分析結(jié)果可看出，該批原材料鋼板的化學成分符合GJB 2150A—2005《航空用合金結(jié)構(gòu)鋼熱軋鋼板規(guī)范》的驗收要求。

表2 化學成分檢測結(jié)果（質(zhì)量分數(shù)）Table 2 Chemical composition analysis result %

2.2 鋼板原材料的力學性能

從同批次剩余鋼板原材料中進行抽樣，按原材料驗收要求在熱處理后進行力學性能試驗，原材料力學性能檢測結(jié)果:1#和2#試樣抗拉強度分別為658，649 MPa，斷裂伸長率均為21%，都符合標準要求（590～785 MPa;≥16%）。原材料鋼板的力學性能結(jié)果符合GJB 2150A—2005《航空用合金結(jié)構(gòu)鋼熱軋鋼板規(guī)范》的驗收要求。

2.3 原材料鋼板的低倍組織

從同批原材料的鋼板中截取低倍試片，將加工到粗糙度Ra≤1.6的原材料低倍試片于75℃左右的1∶1 HCl溶液中進行熱酸蝕，酸蝕后的低倍組織如圖3所示:鋼板表面宏觀組織較為均勻、細密，未有肉眼可見的縮孔殘余、裂紋、分層、夾雜和白點存在，符合GJB 2150A—2005《航空用合金結(jié)構(gòu)鋼熱軋鋼板規(guī)范》中關(guān)于35CrMnSiA鋼板低倍組織的驗收要求。

圖3 低倍組織Fig.3 Structure under low magnification

2.4 原材料鋼板的顯微組織

圖4 原材料顯微組織（縱截面）Fig.4 Material microstructure of the raw material（longitudinal section）

從同批次剩余鋼板原材料中進行抽樣，按金相分析要求進行取樣、制樣，將加工好的金相試樣經(jīng)4%硝酸酒精溶液浸蝕后于金相顯微鏡下觀察，試樣縱向的顯微組織如圖4所示。基體組織為鐵素體和珠光體，呈帶狀分布，帶狀組織級別為2～3級，晶粒粗細不均，并具有輕微的魏氏組織特征，魏氏組織約為2級。鋼板心部的橫截面顯微組織如圖5所示，基體組織為珠光體和鐵素體，黑色長條狀組織為硫化物。金相顯微組織與工藝要求的球化退火組織并不相符。

圖5 原材料顯微組織（橫截面）Fig.5 Material microstructure of the raw material（longitudinal section）

2.5 非金屬夾雜物檢測

從同批原材料中取樣，淬火后進行非金屬夾雜物檢測，圖6中的AC類非金屬夾雜物為1.5級，BD類為4級，鋼材中的非金屬夾雜物含量過多，材質(zhì)的潔凈度極差［1—9］。

圖6 非金屬夾雜物形貌Fig.6 Appearance of non-metallic inclusion

3 尾翼片條料的顯微組織

對同批次尚未熱處理的尾翼片條料進行觀察，發(fā)現(xiàn)部分尾翼片條料的縱截面存在撕裂、啃咬缺陷，形狀為“V”形缺口。取一個含有撕裂、啃咬缺陷的尾翼片條料，按金相分析要求進行取樣、制樣，將加工好的金相試樣浸蝕后于金相顯微鏡下觀察，其顯微組織如圖7所示。35CrMnSiA條料的顯微組織主要為片層狀珠光體，另有少量的鐵素體，條料的撕裂缺口出現(xiàn)在珠光體和鐵素體的條帶中間，并沿條帶向心部擴展。裂紋形貌呈“人字形”，在撕裂缺口的周圍，金屬的流線出現(xiàn)了顯著的變形和改變，局部出現(xiàn)了裂紋切斷金屬流線的現(xiàn)象。

圖7 剪切開裂形貌Fig.7 Appearance of shear cracking

4 分析與結(jié)論

裂紋兩側(cè)的顯微組織正常，均為均勻的回火屈氏體組織，裂紋應(yīng)是在淬火熱處理過程中或淬火后、回火之前就已存在。若裂紋在淬火之前就已存在，則在淬火過程中由于淬火應(yīng)力的作用裂紋將有明顯擴展，應(yīng)形成較為明顯的宏觀裂紋，則在回火之后或精加工之前就應(yīng)發(fā)現(xiàn)，事實與此不符，因此，裂紋應(yīng)是在淬火過程中或淬火之后、回火之前形成的。裂紋在淬火過程中、回火之前形成，有以下幾種可能:原材料缺陷;氫致脆性開裂。淬火應(yīng)力較大（淬火過程中或殘余應(yīng)力）;淬火工藝不合理，淬火過程中存在一定程度的超溫，導致晶界弱化。若由于淬火工藝不合理，淬火過程中存在一定程度的超溫，導致晶界弱化，則工件應(yīng)已發(fā)生嚴重過熱，基體組織和晶粒應(yīng)較為粗大或出現(xiàn)三角晶界等特征;從尾翼片裂紋附近的金相組織來看，晶粒和組織未見明顯粗大，也未發(fā)現(xiàn)存在有三角晶界等特征，尾翼片應(yīng)是未發(fā)生嚴重過熱;嚴重過熱所致的裂紋應(yīng)為沿晶裂紋，而尾翼片裂紋較為筆直，主要應(yīng)為穿晶開裂裂紋，事實與此不符。根據(jù)原始記錄，尾翼片淬火后停留1 h左右即進行回火，氫致脆性開裂是一種延遲開裂［10］，需要一定的孕育時間，即使尾翼片在淬火時吸氫，在如此短的時間內(nèi)一般也難已氫致開裂，因此氫致脆性開裂的可能性不大。

在用剪板機剪尾翼片條料時，在尾翼片條料的表面出現(xiàn)了撕裂、啃咬的“V”形缺口;在撕裂的“V”形缺口周圍，金屬的流線出現(xiàn)了顯著的變形和改變，局部出現(xiàn)了切斷金屬流線的現(xiàn)象，這種尾翼片條料截面的撕裂缺陷應(yīng)屬于冷變形開裂，這種冷變形開裂與板材中的顯微組織有著密切關(guān)系，35CrMnSiA原材料鋼板的組織是以片層狀珠光體為主+少量的鐵素體，這種類型的顯微組織在裁剪變形時，片狀滲碳體的接觸面大，且不易變形，因此產(chǎn)生了一層夾一層的珠光體及鐵素體的纖維組織硬化帶，由于剪板機裁剪變形，易導致組織硬化而撕裂。應(yīng)該說，淬火熱處理時，尾翼片在淬火應(yīng)力或淬火殘余應(yīng)力的作用下并不一定會發(fā)生開裂;但由于工件表面存在冷變形撕裂缺陷，相當于存在一線性缺口，形成了較大應(yīng)力集中，誘發(fā)了裂紋的萌生。因此尾翼片工件的開裂應(yīng)與尾翼片工件局部存在較大的應(yīng)力集中有關(guān)，這種應(yīng)力集中所致開裂，應(yīng)為穿晶開裂裂紋，而尾翼片的裂紋形態(tài)筆直，事實上也主要為穿晶開裂，與此相符。由于回火過程中基本消除了淬火殘余應(yīng)力，此類裂紋在回火后應(yīng)不會再形成。此裂紋屬淬火工藝引起的。

由原材料鋼板的理化檢測可以看出:雖然原材料鋼板的化學成分、力學性能和低倍組織均符合GJB 2150A—2005《航空用合金結(jié)構(gòu)鋼熱軋鋼板規(guī)范》的驗收要求，但原材料鋼板中存在魏氏組織和長條狀硫化物。魏氏組織的存在會導致材料的力學性能明顯下降，尤其是抗沖擊韌性下降很多，因此會降低尾翼片條料抗變形開裂的能力;硫化物的存在會割裂基體的連續(xù)性、均勻性，引起微區(qū)應(yīng)力集中，降低了鋼的力學性能，尤其是沖擊韌性、斷裂韌度和疲勞韌度［5—9］，同時增加了變形后材料性能的方向性差異，所以硫化物的存在加劇了尾翼片條料變形撕裂缺陷的產(chǎn)生。同時，硫化物夾雜的可變形性、線膨脹系數(shù)及彈性模量等物理性能與鋼基體相應(yīng)的物理性能之間的存在顯著差異，由于在淬火冷卻時硫化物與鋼基體熱收縮不匹配會產(chǎn)生鑲嵌應(yīng)力，和硫化物夾雜與基體彈性模量的不匹配而造成的應(yīng)力，促使存在硫化物夾雜的鋼材局部應(yīng)力升高，產(chǎn)生嚴重的應(yīng)力集中，導致微裂紋的萌生，進而誘發(fā)淬火裂紋［11—13］。

綜合以上的分析和討論可以得出:尾翼片裂紋屬淬火裂紋。斷裂的產(chǎn)生原因主要有以下三點。

1）尾翼片裂紋產(chǎn)生的主要原因是由于原材料鋼板剪尾翼片條料過程中，在條料的表面產(chǎn)生了冷變形撕裂缺陷，導致淬火熱處理時產(chǎn)生了嚴重的應(yīng)力集中，誘發(fā)了裂紋的萌生。

2）原材料鋼板中存在的魏氏組織和硫化物夾雜，也促進了淬火裂紋的萌生。

3）原材料顯微組織不符合球化退火組織要求。

5 結(jié)語

為改進尾翼片的質(zhì)量，應(yīng)考慮以下幾點。

1）為了防止發(fā)生沖制開裂，可以將板材經(jīng)過AC1以上溫度進行球化退火處理，即將板材加熱至760℃，并保溫2 h，隨爐冷至690℃保溫2 h，使其獲得粒狀珠光體，這樣有利于組織的滑延和變形，杜絕沖制時產(chǎn)生冷變形開裂裂紋。

2）建議將剪板機剪尾翼片條料改為沖裁落料，由于沖裁速度較為適中，沖裁后的尾翼片的表面較為光滑，可有效消除線狀缺口裂紋源，杜絕冷變形開裂現(xiàn)象;淬火熱處理時，也將顯著降低尾翼片表面的應(yīng)力集中，淬火裂紋萌生的幾率也會明顯下降。

3）建議改進制造工藝為:原材料鋼板球化退火→沖裁落料→粗加工→淬火→高溫回火→精加工。

4）為有效控制鋼材的潔凈度，建議工廠采購經(jīng)由電弧爐加電渣重熔冶煉方式制造的鋼板。

［1］姜錫山.鋼中非金屬夾雜物［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，2011.

JIANG Xi-shan.Non-metallic Inclusions in Steel［M］.Beijing:Metallurgical Industry Press，2011.

［2］任頌贊，張靜江，陳質(zhì)如，等.鋼鐵金相圖譜［M］.上海:上?？茖W技術(shù)文獻出版社，2003.

REN Song-zan，ZHANG Jing-jiang，CHEN Zhi-ru，et al.Steel Metallographic Map［M］.Shanghai:Shanghai Science and Technology Press，2003.

［3］幸偉.鋼中夾雜物去除技術(shù)進展［J］.特殊鋼，2009，30（2）:35—38.

XING Wei.Progress of Removal Technology of Steel Inclusions［J］.Special Steel，2009，30（2）:35—38.

［4］蘇曉峰.X70管線鋼中夾雜物控制研究［J］.河南冶金，2009，17（1）:14—17.

SU Xiao-feng.Control of Pipeline Inclusions［J］.Henan Metallurgical，2009，17（1）:14—17.

［5］張莉萍.淺談鋼中夾雜物的控制對鋼質(zhì)量的影響［J］.包鋼科技，2002，28（4）:84—88.

ZHANG Li-ping.Introduction to Inclusions in Steel's Control on the Quality of the Steel［J］.Baotou Steel Technology，2002，28（4）:84—88.

［6］黃其昆.非金屬夾雜物對熱軋帶鋼橫向冷彎性能的影響［J］.鋼鐵研究學報，1995，18（1）:84—86.

HUANG Qi-kun.Effect of Non-metallic Inclusions on Crosswise Cold Bending Property of Hot Rolled Steel Strips［J］.Iron and Steel Research Journal，1995，18（1）:84—86.

［7］申少華，劉國林，方克明，等.硅酸鹽夾雜對中板冷彎性能的影響［J］.鋼鐵研究，2005（5）:49—51.

SHEN Shao-hua，LIU Guo-lin，F(xiàn)ANG Ke-ming，et al.Silicate Inclusions On the Performance of Coldformed Plate［J］.Steel Research，2005（5）:49—51.

［8］秦會常，賈波，王傳政，等.某藥模底座失效分析［J］.精密成形工程，2013，5（1）:1—3.

QIN Hui-chang，JIA Bo，WANG Chuan-zheng，et al.Failure Analysis of Punch for Pressing Powder Block［J］.Journal of Netshape Forming Engineering，2013，5（1）:1—3.

［9］楊伶俐，包燕平，劉建華.鋼中夾雜物［J］.煉鋼，2009，25（4）:35—37.

YANG Ling-li，BAO Yan-ping，LIU Jian-hua.Nonmetallic Inclusions in Steel［J］.Steelmaking，2009，25（4）:35—37.

［10］陳剛，任學沖.60Mn環(huán)件斷裂分析［J］.失效分析與預防，2007，2（2）:45—48.

CHEN Gang，REN Xue-chong.Fracture Analysis of 60Mn Steel Ring［J］.Failure Analysis and Prevention，2007，2（2）:45—48.

［11］胡賡祥，錢苗根.金屬學［M］.上海:上?？茖W技術(shù)出版社，1980.

HU Geng-xiang，QIAN Miao-gen.Metallography［M］.Shanghai:Shanghai Science and Technology Press，1980.

［12］李炯輝，林德成.金屬材料金相圖譜［M］.北京:機械工業(yè)出版社，2006.

LI Jiong-hui，LIN De-cheng.Metallic Material Metallographic Map［M］.Beijing:Machinery Industry Press，2006.

［13］鐘群鵬.斷口學的發(fā)展及微觀斷裂機理研究［J］.機械強度，2005，27（3）:358—370.

ZHONG Qun-peng.The Development of Fracture Study and Research on Fracture Micromechanism［J］.Mechanical Strength，2005，27（3）:358—370.