摘 要:采用熱處理試驗、拉伸試驗、沖擊試驗、金相檢驗和斷口分析等方法,分析了熱處理工藝 對16Mn鋼鍛件的顯微組織和力學性能的影響。結果表明:在相同正火溫度下,隨著正火冷卻速率 的提高,16Mn鋼鍛件的抗拉強度、屈服強度和硬度均呈上升趨勢,斷后伸長率呈下降趨勢,斷面收 縮率變化不明顯,-20 ℃沖擊吸收功均高于標準值(不小于41J);在920 ℃正火條件下,16Mn鋼 鍛件的綜合力學性能最優(yōu);在相同正火溫度下,采取水冷方式進行冷卻后,16Mn鋼鍛件的綜合力 學性能優(yōu)于其他兩種冷卻方式(噴淋、空冷)獲得的鍛件綜合力學性能;在920 ℃正火+水冷條件 下,16Mn鋼鍛件的綜合力學性能最優(yōu),其組織為貝氏體+少量鐵素體。
關鍵詞:熱處理工藝;16Mn鋼;鍛件;顯微組織;力學性能
中圖分類號:TG115 文獻標志碼:A 文章編號:1001-4012(2022)03-0006-04
16Mn鋼是最常見的壓力容器鍛造材料之一。 在壓力容器生產過程中,通過成分設計和冶煉、熱處 理等工藝參數(shù)調整可以控制材料的成分、組織和性能,最終達到提高材料綜合性能的目的[1-3]。在日常 檢測中,由于影響因素較多,16Mn鋼產品的力學性 能檢測結果容易出現(xiàn)異常,導致分析時間較長,進而 影響產品的制造周期。目前,研究16Mn鋼鍛件的 熱處理制度的相關文獻較多,而研究不同熱處理工 藝下16Mn鋼鍛件的力學性能和顯微組織的相關報 道較少。筆者采用熱處理試驗、拉伸試驗、沖擊試驗 和金相 檢 驗 等 方 法,研 究 了 不 同 熱 處 理 工 藝 下 16Mn鋼鍛件的顯微組織和力學性能,以期為16Mn 鋼的理論研究和實際生產提供參考。
1 試驗材料與方法
試驗用材料為16Mn鋼鍛件(供貨態(tài)為正火), 其化學成分見表1。按照制定的熱處理工藝(表2), 采用高溫箱式電阻爐對16Mn鋼鍛件進行熱處理, 在室溫下將樣坯裝于爐內,然后按設定的速率升到 保溫溫度,保溫一定時間。在正火處理時,分別采用 水冷、噴淋及空冷等3種冷卻方式。
采用 CMT5305型微機控制電子萬能試驗機,對試樣進行拉伸試驗,試樣規(guī)格為?10mm,每組設 置3個平行試樣,取平均值。采用 ZBC2602N-3型 夏比擺錘沖擊試驗機,對試樣進行沖擊試驗,試樣尺 寸 為 10 mm ×10mm×55 mm,試 驗 溫 度 為 -20 ℃,每組設置6個平行試樣。采用 THBS3000E 型布氏硬度試驗機,對試樣進行硬度測試,加載力為 7.355kN,保載15s。采用 GX51型光學顯微鏡,對試 樣進 行 金 相 檢 驗。采 用 JSM-IT300 型 掃 描 電 鏡 (SEM)觀察試樣的沖擊斷口形貌。
2 試驗結果
2.1 不同熱處理工藝下16Mn鋼鍛件的力學性能
由表3 可 見:3-3 號 試 樣 的 抗 拉 強 度、屈 服 強 度、硬度,3-1號試樣的抗拉強度以及4-3號試樣的 屈服強度均不滿足 NB/T47008-2017《承壓設備 用 碳素鋼和合金鋼鍛件》標準對16Mn鋼鍛件的技術要求,其他試樣的力學性能均符合標準要求。
由圖1可見:在相同正火溫度下,隨著正火冷卻 速率的提高,試樣的抗拉強度、屈服強度和硬度均呈 現(xiàn)上升趨勢,斷后伸長率呈下降趨勢,斷面收縮率的 變化不明顯;-20 ℃沖擊吸收功均高于標準值(不 小于41J);16Mn鋼鍛件在920 ℃正火條件下得到 的綜合力學性能最優(yōu)。
2.2 不同熱處理工藝下16Mn鋼鍛件的顯微組織
由圖2可見:2-1號試樣(920 ℃正火+水冷)的 顯微組織為均勻的貝氏體回火組織+少量鐵素體; 2-2號試樣(920 ℃正火+噴淋)的顯微組織為貝氏 體回火組 織 + 魏 氏 組 織 (鐵 素 體 型);2-3 號 試 樣 (920 ℃正火+空冷)的顯微組織為塊狀鐵素體+魏 氏組織(鐵素體型)+珠光體組織。
2.3 不同熱處理工藝下16Mn鋼鍛件的沖擊斷口 形貌
由圖3可見:2-1號試樣(920 ℃正火+水冷)沖 擊斷口有大量韌窩;2-2號試樣(920 ℃正火+噴淋) 和2-3號試樣(920 ℃正火+空冷)沖擊斷口均為解 理斷口形貌。
3 分析與討論
在相同正火溫度下,采用不同冷卻方式冷卻后, 16Mn鋼鍛件的綜合力學性能出現(xiàn)差異,從高到低 對應的冷卻方式依次為水冷、噴淋、空冷。采用空冷 方式對16Mn鋼鍛件進行冷卻時,由于奧氏體的過 冷度較小,轉變溫度較高,元素的擴散能力較強,奧 氏體具備發(fā)生擴散性相變的條件,所以在該條件下 得到的顯微組織為鐵素體+珠光體。采用水冷方式 進行冷卻時,冷卻速率較大,奧氏體中碳原子和鐵原 子的擴散速率較弱,形成半擴散、半切變型的中溫轉 變 產物,即貝氏體。貝氏體組織中,存在較多的位錯,強度較 高,且 基 體 中 分 布 有 細 小、彌 散 的 碳 化 物[4-5]。因此,采用水冷得到的16Mn鋼鍛件的綜合 力學性能最優(yōu)。
當正火溫度較低時,微量元素的固溶和彌散進 行得不充分,晶粒細化對于強度和硬度起主要作用。 當正火溫度較高時,晶界弱化,晶粒和彌散的碳化物 均有長大傾向,此時細晶強化和彌散強化的作用不 明顯,主要是固溶強化對強度和硬度起主要作用。 在920 ℃正火時,彌散強化、固溶強化、細晶強化達 到最優(yōu)的平衡狀態(tài),16Mn鋼鍛件在該溫度下進行 正火處理后得到的綜合力學性能最優(yōu)。
16Mn鋼鍛件在920 ℃正火+噴淋或空冷條件 下得到的組織中均有魏氏組織(鐵素體型),故其沖 擊吸收功低于920℃正火+水冷條件下的沖擊吸收 功,但其沖擊吸收功仍高于 NB/T47008-2017標 準對16Mn鋼鍛件的技術要求,這是因為針片狀魏 氏組織內存在精細結構,即小塊狀亞晶粒,比等軸狀 鐵素體具有較高的位錯密度[6]。根據(jù)位錯塞積理 論,在位錯運動受阻時,會產生塞積,形成應力集中, 當應力集中程度大于材料的強度極限時會形成裂 紋[7]。鐵素體內部的亞晶粒導致其晶界明顯增多, 假設被阻塞的位錯數(shù)一定,則鐵素體界面的位錯較 少,這可能是在 920 ℃ 正火 + 噴 淋 或 空 冷 條 件 下 16Mn鋼鍛件沖擊性能較好的原因。
4 結論
(1)在相同正火溫度下,隨著正火冷卻速率的 提高,16Mn鋼鍛件的抗拉強度、屈服強度和硬度均 呈現(xiàn)上升趨勢,斷后伸長率呈下降趨勢,斷面收縮率的變化不明顯,-20 ℃ 沖擊吸收功均高于標準值 (不小于41J)。
(2)在920 ℃ 正火條件下,彌散強化、固溶強 化、細晶強化達到最優(yōu)的平衡狀態(tài),得到的16Mn鋼 鍛件的綜合力學性能最優(yōu)。
(3)在相同正火溫度下,采取水冷方式進行冷 卻后,16Mn鋼鍛件的綜合力學性能優(yōu)于其他兩種 冷卻方式(噴淋、空冷)獲得的鍛件綜合力學性能,其 組織為貝氏體+少量鐵素體。
參考文獻:
[1] 姚海云,胡艷華,王麗霞.熱處理工藝對16Mn鋼晶粒 形貌的影響[J].金屬熱處理,2014,39(10):25-27.
[2] 史偉,趙江濤,孫彥百,等.鈦微合金化對 Q345D 鋼沖 擊韌性影響的探討[J].熱處理技術與裝備,2014,35 (3):31-34.
[3] 蒙騫,史偉,俄馨,等.回火溫度對 12Cr2Mo1鋼鍛件 力學性能的影響[J].機械研究與應用,2020,33(3): 235-237.
[4] 聶燚,董文龍,趙運堂,等.高強度低碳貝氏體鋼工藝 和組織對性能的影響[J].北京科技大學學報,2006, 28(8):733-738.
[5] 趙宇,申峰,劉云旭,等.熱處理工藝對16Mn鋼組織 與抗震性能的影響[J].金屬熱處理,2006,31(7):74- 76.
[6] 洪福東,馮路路,喬文瑋,等.熱處理工藝對16Mn鋼 組織和性能的 影 響 [J].金 屬 熱 處 理,2019,44(12): 157-160.
[7] 尚成嘉,楊善武,王學敏,等.低碳貝氏體鋼的組織類 型及其對性能的影響[J].鋼鐵,2005,40(4):57-61.
