正火工藝對34Mn2V鋼制無縫氣瓶組織和性能的影響

重慶海森機電設備開發公司（重慶 400039)陳希原

國內某廠生產的水容積為45L且充裝氣體壓力為20MPa的鋼質無逢氣瓶瓶體（以下簡稱鋼瓶，見圖1），采用微合金化非調質鋼34Mn2V制造，其主要生產工序流程為：下料→鋼坯加熱→熱沖孔→熱拔成形→切口→工頻局部加熱→旋壓收口→正火→金相組織及力學性能檢查→噴丸。

圖1 鋼瓶體

下料鋼坯經加熱并熱沖拔和旋壓收口成形后，還需經過正火來滿足表1所示的力學性能要求。

表1 鋼瓶正火后的力學性能保證值

對于某熔煉爐號的3個批次共計1500只鋼瓶，當按常規的正火工藝（890～930℃×60min，旋轉吹風冷卻）進行生產后，經多次抽樣檢查金相組織和進行力學性能試驗時均發現有大量的粒狀貝氏體和馬氏體的非正火組織存在，并且鋼瓶的強度值過高，伸長率和低溫沖擊韌度指標較低，如表2所示。這3個批次的產品被判為正火不合格，產品堆積如山而不能轉至下工序生產，嚴重影響了工廠的發展。

表2 鋼瓶出現異常顯微組織的力學性能

因此，為了改善這3個批次鋼瓶的組織及性能，在鋼材化學成分一定的情況下，經過一系列的工藝試驗，探討正火加熱溫度、保溫時間和冷卻方式對34Mn2V鋼瓶組織和性能的影響。在試驗分析及驗證的基礎上，對該批鋼瓶采用較低加熱溫度及控制冷卻速度的正火工藝進行重復熱處理生產，不但消除了正火異常組織，而且還使產品在保持一定強度的基礎上，大幅度提高了塑性和沖擊韌度，滿足了各項技術要求，為工廠挽回了較大的經濟損失，最終使該批產品合格轉入下工序生產。

1.試驗材料及方法

試驗用鋼選用原一次正火后組織不合格的同一熔煉爐號的未經過正火處理的鋼瓶體，其主要化學分（質量分數）為0.36%C、1.68%Mn、0.30%Si、0.11%V、0.023%P、0.032%S，余量Fe。

從未經正火處理的相同熔煉爐號鋼瓶體上截取229mm×220mm的多個筒節試樣，采用RX3-45-9箱式電阻爐加熱，分別在800℃、850℃、890℃、930℃下保溫30～90min后空冷和不同程度的吹風冷卻。

在按不同正火工藝試驗后的筒節上截取30mm×30mm的金相試樣，經制樣并拋光腐蝕后采用MM6光學顯微鏡檢查金相組織，其項目有顯微組織、帶狀組織和魏氏組織級別、晶粒度等。同時，對每個筒節試樣沿軸向對稱截取并制成兩個標距為10mm的板條比例短狀拉伸試樣，采用CMT型電子萬能拉伸試驗機檢測試樣力學性能。另外，在JB－30A型沖擊試驗機上進行-20℃低溫沖擊試驗，其試樣為5mm×10mm×55mm的U型缺口梅氏沖擊試樣，試驗結果取三個試樣的平均值。

2.試驗結果

（1）加熱溫度對顯微組織和力學性能的影響 經不同溫度加熱，保溫30min空冷后的金相組織和力學性能結果見表3、表4及圖2所示。

表3 不同溫度加熱正火后的顯微組織

由表3結果可知，加熱溫度在890℃以上時，正火后可產生異常組織，采用800～850℃較低加熱溫度的正火，不但可以獲得正常的顯微組織，而且晶粒細小。另外，隨著正火加熱溫度的降低，帶狀組織明顯增加。

圖2 正火加熱溫度與力學性能關系曲線

由圖2可知，隨著正火加熱溫度的升高，鋼的強度值增加，但塑性下降，采用800～850℃較低溫度的正火，其強度與塑性具有較好的匹配。

由表4結果可知，隨著正火加熱溫度的升高，鋼的低溫沖擊韌度值明顯下降，800～850℃較低溫度的正火，可獲得較高的沖擊韌度。

表4 不同加熱溫度正火后的沖擊韌度值

（2）保溫時間對顯微組織的影響 經850℃加熱，保溫不同時間空冷后的金相組織檢查結果如表5所示。

表5 正火加熱保溫時間對顯微組織的影響

從表5可以看出，在一定的加熱溫度下，保溫時間的長短對改善異常正火組織影響不大，但隨著時間的延長，晶粒度有所長大，脫碳層增加。與保溫時間相比，加熱溫度對金相組織和晶粒度的影響較大。

（3）冷卻方式對顯微組織和力學性能的影響 經850℃加熱并保溫30min后，不同的冷卻方式對金相顯微組織和力學性能的影響如表6所示。

表6 冷卻方式對顯微組織和力學性能的影響

從表6可以看出，在一定的加熱溫度下，隨著冷卻強度的增大，產生異常組織的傾向增大，并且強度升高，塑性下降，這與溫度的影響規律相似。

3.分析討論

（1）正火加熱溫度對34Mn2V鋼CCT曲線的影響 34Mn2V鋼在870℃奧氏體化的CCT曲線如圖3所示。對于某些化學成分（如C、Mn）含量較高的鋼瓶體，當正火加熱溫度升高時，碳和合金元素充分地溶入奧氏體中，使奧氏體中的碳含量和合金度增加較多，從而降低鐵素體的形核率和奧氏體與珠光體的自由能差，促使珠光體轉變孕育期延長。此外，隨著正火加熱溫度的升高，奧氏體成分越均勻，奧氏體晶粒度越粗，降低了珠光體的形核率，相應地使珠光體轉變速度下降，從而使該鋼的CCT曲線右移。若實施的冷卻方式確定時（如⑥冷卻曲線），CCT曲線右移，它的實際效果相當于增加了相變時的冷卻速度（如②冷卻曲線），抑制了珠光體的形成傾向，進而在連續冷卻時獲得部分粒狀貝氏體和馬氏體。

另外，當降低正火加熱溫度時，奧氏體中碳和合金元素含量明顯下降，奧氏體成分不均勻性增加。并且，隨著正火溫度的降低，鋼中有大量未溶釩的碳化物質點，可作為珠光體轉變時的晶核。所以，這些都可以加速珠光體轉變，使鋼的CCT曲線左移。若固定冷卻曲線（如⑥線），CCT曲線左移，其效果降低了相變時的冷速（如⑦線），提高了珠光體轉變的開始溫度，使鋼在連續冷卻時獲得鐵素體和珠光體。

圖3 34Mn2V鋼的CCT曲線（奧氏體化溫度870℃）

與溫度的作用相同，在一定的加熱溫度下，冷卻強度的大小主要是增加或減小鋼在發生相變時的冷速，可不同程度地抑制珠光體的形成傾向，在鋼的化學成分過高的情況下，快冷易產生正火異常組織。

（2）鋼中未溶第二相微粒對奧氏體晶粒大小的影響 34Mn2V鋼中釩的碳化物在奧氏體中的溶解度隨加熱溫度的升高而增加。降低加熱溫度，原先鋼中存在的沉淀相只有部分溶解，未溶解的高度彌散的V（C）沉淀相對奧氏體晶界的遷移起到機械阻礙作用，可強烈地阻止奧氏體晶粒的長大，使奧氏體晶粒很細小，因而導致正火后的鐵素體和珠光體高度細化。

（3）鋼的強韌性及影響因素 首先是細化晶粒對強度的貢獻。由于屈服強度是表示相當數量的晶粒開始滑移時的應力，該應力與晶界處的應力集中有關，而晶界處應力集中的大小又取決于晶粒的粗細，可用霍爾－配奇公式描述鋼的屈服強度與晶粒尺寸的關系，即

可以看出，屈服強度σs與晶粒尺寸d-1/2呈線性關系，即晶粒細小，鋼的屈服強度就越高。另外，隨著正火溫度的降低，使其鋼中鐵素體量增多，珠光體量減少，會引起鋼的抗拉強度下降。

其次是細化晶粒對塑性和韌性的貢獻。采用較低溫度的正火，鋼的塑性隨鐵素體量的增多和珠光體量的減少而升高，也隨鐵素體晶粒的細化而升高。另外，較低溫度的正火可獲得細化的奧氏體晶粒，導致細化了的鐵素體、珠光體在外力的作用下可滑移的晶粒數目增多，晶界總面積增加，晶界上雜質的偏聚程度降低，這些均有利于提高韌性。

4.生產應用效果

（1）生產性模擬試驗 按照工藝試驗優選出的工藝參數，為了驗證在生產中應用的適用性和可靠性，選擇10只相同熔煉爐號的鋼瓶體產品，分兩組（每組5只）在原生產中使用的天然氣加熱正火連續式生產線上進行了模擬工況的生產性試驗。

因試樣與產品以及試驗室與生產現場有較大的區別，選用（800±10）℃和（850±10）℃加熱60min空冷的兩組正火工藝參數，其隨機抽樣檢查金相組織和力學性能結果，如表7所示。

表7 生產性模擬試驗金相組織和力學性能結果

生產性驗證試驗結果表明，在生產線上對鋼瓶體采用800～850℃加熱60min風冷的正火工藝，可滿足產品對金相組織和力學性能的要求，但綜合考慮（如帶狀組織級別），選用（850±10）℃加熱正火的效果較好。

（2）生產應用 按照生產性模擬試驗的正火工藝，對原一次正火不合格的約1494只鋼瓶體，分8個批次進行了重復正火生產，按正常批抽樣進行金相組織和力學性能的檢查，結果如表8所示。

表8 返工正火后的金相組織和力學性能檢查結果

對原一次正火顯微組織不合格的34Mn2V鋼瓶體采用（850±10）℃×60min加熱空冷進行第二次重復返工正火后，消除了正火異常組織，不但金相組織恢復正常，而且還改善了力學性能，確保了產品的安全可靠性，產品正火合格轉入下工序生產，使工廠的生產正常進行，并為工廠挽回了較大的經濟損失。

5.結語

（1）對于含碳、錳量較高的34Mn2V鋼瓶體，正火加熱溫度和冷卻速度對鋼的顯微組織影響較大，保溫時間對其影響不大。高的正火加熱溫度和較快的冷卻速度是產生正火異常組織的主要原因。與原工藝相比，采用（850±10）℃較低加熱溫度并緩慢空冷的正火工藝，可消除正火異常組織。

（2）對34Mn2V鋼瓶體采用較低加熱溫度的正火，因第二相質點對奧氏體晶界遷移的阻礙作用加強，從而使先共析鐵素體晶粒和珠光體團被高度細化，因此使鋼獲得較高的塑性和韌性。

（3）在生產中應特別注意鋼的化學成分對鋼件正火后組織和性能的影響，應關注每爐批產品原材料的化學成分并根據每個熔煉爐號具體的化學成分（如C、Mn等）來制訂對該爐批產品生產有指導意義的正火工藝規范（如加熱溫度和冷卻方式），以具體的現場工藝施工單的形式下發到生產部門執行和檢驗部門監督。