65Mn/Q235雙金屬復合管的熱處理工藝優化及其耐磨性

王庭昆 樊 劍 李 濤 馬賢勇 李 俊 李紹宏

(1.寶武集團 云南昆鋼新型復合材料開發有限公司,云南 安寧 650302;2.昆明理工大學 材料科學與工程學院,云南 昆明 650093)

在現代機械制造業中,異種金屬復合構件由于能滿足不同工作條件對材質的要求且生產成本低,而得到廣泛的關注和應用。雙金屬復合材料以碳素鋼為基體,根據使用性能要求和服役環境在其內表面覆襯1～3 mm厚的合金鋼或不銹鋼、鈦合金等異種金屬而具有良好的耐磨性和耐蝕性。雙金屬復合鋼管的兩種單層材料的組合方式取決于使用要求及其環境特征,基本原則是:基層鋼管應具有較高的強度和剛性,價格便宜,工藝性能好;覆蓋層應具有抗環境介質的腐蝕或抗磨損性能[1]。按基層管與內襯管的復合工藝,雙金屬復合鋼管可分為機械式復合和冶金式復合兩大類[2]。冶金復合管是襯層管與基層管之間通過一定的工藝形成冶金復合層,結合面屬于冶金結合,相比機械復合管,其結合強度更高,適用范圍更廣。機械復合的主要生產工藝有液壓法、滾壓法和冷拔法等;冶金復合的主要生產工藝有熱軋復合法、熱擠壓法和粉末冶金法等。熱軋復合法是制造雙金屬復合管的主要方法,其制備過程是先利用軋機較大的軋制力將兩種不同材質的板坯復合,然后采用UOE(U-forming, O-forming, Expanding即U形彎曲、O成形和機械擴徑)工藝[3-4]卷成管坯,再采用合適的焊接方法連接。該方法自動化程度高、生產效率高、制作長度長[5-6]。65Mn/Q235雙金屬復合管作為介質輸送構件在機械、化工、冶金、礦山等領域應用廣泛。本文針對經熱軋復合-卷管-800 ℃感應加熱表面淬火的65Mn/Q235雙金屬復合管在使用過程中出現崩裂、耐磨性不足等問題,對復合管的微觀組織和性能進行分析,并對其熱處理工藝進行優化,以提高65Mn/Q235復合管的耐磨性和使用壽命。

1 試驗材料與方法

試驗材料為采用熱軋復合法制備的65Mn/Q235雙金屬復合管,其內襯層為65Mn鋼,基層為Q235鋼。65Mn鋼和Q235鋼的化學成分如表1所示。試樣經研磨拋光后用體積分數為4%的硝酸酒精溶液腐蝕,然后采用金相顯微鏡和掃描電子顯微鏡觀察其顯微組織。利用洛氏硬度計、顯微硬度計測量試樣硬度,測5次取其平均值。

從雙金屬復合鋼板上切取尺寸為10 mm×10 mm的試樣,在電阻爐中分別加熱至790、815、840 ℃,保溫10～50 min,然后油冷至室溫。采用旋轉砂盤式磨損試驗機進行磨粒磨損試驗,試驗力為40 N,轉速為20 r/min。采用稱重法測量試樣的磨損質量損失。

表1 試驗鋼的化學成分Table 1 Chemical composition of the tested steels

2 試驗結果與分析

2.1 顯微組織及硬度

失效的65Mn/Q235雙金屬復合管內襯層65Mn鋼的顯微組織如圖1所示。由圖1(a)可知,65Mn鋼基體組織主要由馬氏體和未溶碳化物組成;此外,還存在未溶的層片狀珠光體團,如圖1(b)所示。65Mn鋼屬于高碳鋼,其組織中部分區域存在大尺寸未溶碳化物是由熱處理過程奧氏體化不充分所致。較多的未溶碳化物將導致65Mn鋼在奧氏體化過程中溶入奧氏體基體的碳減少,從而影響鋼的淬火硬度。鋼中層片狀珠光體組織是球化退火不充分所致,層片狀珠光體會增加鋼材的脆性,嚴重影響鋼材的使用性能,尤其使韌性顯著降低[7-8]。有學者[9]研究了層片狀珠光體穿晶和沿晶斷裂的微觀機制,認為穿晶斷裂起源于片狀珠光體不連續處。因此,層片狀珠光體(團)的存在使鋼的脆性增加,在使用過程中因韌性不足易出現崩裂現象。

焊縫是鋼管性能最薄弱的區域,其質量直接影響管道的質量。65Mn/Q235雙金屬復合管焊縫的顯微組織如圖2所示。由圖2可知,復合管焊縫組織與基體組織有明顯差異。

從圖2可知,65Mn和Q235兩種鋼的焊縫組織較粗大,而且靠近碳鋼一側的焊縫組織尤其粗大。焊縫區組織粗大主要與焊接工藝有關。金屬在焊接熱循環的作用下,熱影響區組織分布不均勻,熔合區和過熱區晶粒易粗化。為了避免熱影響區組織分布不均勻和晶粒粗化,焊接過程中需要控制熱輸入量、加熱速率和冷卻速率,以盡可能減小熱循環對金屬的影響[10]。此外,還可以采用局部預熱、后熱處理等方法來改善熱影響區的組織分布和晶粒尺寸[11]。

圖1 雙金屬復合管中65Mn鋼的顯微組織Fig.1 Microstructures of 65Mn steel in bimetal composite pipe

圖3為65Mn鋼焊縫硬度分布,焊縫區硬度測試點間距為0.05 mm,基體測試點間距為0.2 mm。由圖3可知,焊縫區硬度明顯低于基體,焊縫區硬度為50～54 HRC,焊縫中心硬度最低為50 HRC,基體硬度為60～62 HRC。結合圖2可知,65Mn鋼焊縫中心硬度較低的原因可能是:在焊接過程中65Mn鋼與Q235鋼在焊接熔池內發生了一定程度的金屬液混合,使65Mn鋼焊縫中心成分發生變化;同時大量碳原子向Q235鋼一側發生擴散,Q235鋼焊縫在冷卻過程中產生“自回火”,碳化物析出降低了固溶強化效果。此外,由于焊接熔池溫度較高,焊接金屬液在冷卻時易形成粗大的晶粒。因此,后續熱處理若未能消除焊縫區粗大晶粒和碳化物,則會導致焊縫硬度較低,影響耐磨性能。

圖3 65Mn鋼焊縫硬度分布Fig.3 Hardness distributions of 65Mn steel weld

2.2 熱處理工藝優化

通過2.1節分析可知,65Mn/Q235雙金屬復合管崩裂的主要原因是熱處理后65Mn鋼中仍存在大量未溶的碳化物和層片狀珠光體,增加了鋼材的脆性導致其韌性降低。耐磨性能不足的主要原因是熱處理過程中碳化物未充分溶入奧氏體以及未消除焊縫區粗大晶粒導致淬火硬度較低。因此,消除65Mn鋼中大顆粒碳化物、層片狀珠光體以及細化焊縫區粗大晶粒是改善65Mn/Q235雙金屬復合管性能的關鍵。65Mn鋼試樣經不同工藝熱處理后的硬度變化如圖4所示。由圖4可知,790和815 ℃淬火試樣的硬度為64.0～65.5HRC,840 ℃保溫10～30 min淬火試樣的硬度均在65.0 HRC以上。圖5為65Mn鋼在790和840 ℃保溫不同時間油冷后的顯微組織,均為淬火馬氏體。790 ℃淬火試樣的組織均勻細小,但840 ℃保溫30 min淬火的試樣中部分馬氏體板條較粗大,保溫時間延長至40 min時馬氏體板條普遍較粗大,這與圖4中65Mn鋼在840 ℃保溫40 min以上淬火的硬度快速降低相對應。

圖4 65Mn鋼經不同工藝熱處理后的硬度變化Fig.4 Variation in hardness of 65Mn steel samples heat treated by different procedures

圖5 65Mn鋼經790和840 ℃保溫不同時間油冷后的顯微組織Fig.5 Microstructures of 65Mn steel after holding at 790 and 840 ℃ for different times and then cooling in oil

綜上,65Mn/Q235雙金屬復合管的最優熱處理工藝為在840 ℃奧氏體化保溫10～30 min后油淬。一方面,較高的奧氏體化溫度可使65Mn鋼中的大顆粒碳化物及層片狀珠光體充分溶解,使奧氏體中的碳含量增加,提高固溶強化效果和淬硬性,消除因大顆粒碳化物和片狀珠光體產生的脆性;另一方面,奧氏體化保溫時間不宜過長,否則晶粒易長大,在淬火過程中將形成粗大的馬氏體板條。

為了驗證優化工藝的合理性,將有焊縫的65Mn/Q235雙金屬復合板在840 ℃奧氏體化10 min后油淬,觀察并檢測焊縫區的顯微組織和硬度,結果分別如圖6和圖7所示。圖6(a,b)為65Mn鋼焊縫組織,可見65Mn鋼焊縫與基體組織均為細小均勻的馬氏體,且未觀察到未溶大顆粒碳化物和層片狀珠光體。圖6(c,d)為Q235鋼焊縫組織,為馬氏體,未發現碳化物及異常粗大組織。

圖6 840 ℃保溫10 min油淬后65Mn鋼(a,b)和Q235碳鋼(c,d)焊縫的顯微組織Fig.6 Microstructures of weld of 65Mn steel(a,b) and Q235 carbon steel(c,d) after holding at 840 ℃ for 10 min and then quenching in oil

圖7 840 ℃保溫10 min油淬后65Mn鋼的硬度分布Fig.7 Hardness distributions of 65Mn steel after holding at 840 ℃ for 10 min and then quenching in oil

由圖7可知,經優化工藝熱處理的65Mn鋼基體硬度均在65 HRC以上,焊縫硬度均在62 HRC以上。與原工藝(800 ℃感應加熱表面淬火)熱處理的試樣相比,經優化工藝熱處理的試樣焊縫硬度提高了10 HRC以上,基體硬度提高了3～5 HRC。根據拉賓諾維奇[12]提出的磨粒磨損公式W=K·P/H(式中H為硬度),提高硬度可減少磨損,提高材料的耐磨性,即高硬度能有效遏制磨損過程中高溫軟化和塑性變形的發生[13-15]。

2.3 耐磨粒磨損性能

65Mn/Q235雙金屬試樣的磨損質量損失隨磨損時間變化的關系曲線如圖8所示。由圖8可知,隨著磨損時間的延長,試樣的磨損質量損失均增加。但經優化工藝熱處理的試樣在長時間的磨損過程中,其磨損質量損失均低于原工藝熱處理的試樣,表明經優化工藝熱處理的試樣耐磨性能顯著提高。

圖8 不同工藝熱處理的65Mn/Q235雙金屬試樣的磨損質量損失隨磨損時間的變化Fig.8 Variation in wear mass loss of 65Mn/Q235 bimetal composite samples heat treated by different processes with wear time

圖9為經優化工藝與原工藝熱處理的試樣的磨損形貌。由圖9(a)可以看出,原工藝熱處理的試樣在磨損過程中出現較深的犁溝,且犁溝分布不均勻,焊縫區的犁溝較深,磨損最嚴重。由圖9(b)可以看出,經優化工藝熱處理的試樣的磨損面出現細小的犁溝,分布均勻且深度較淺。這是由于經優化工藝熱處理的試樣硬度較高,能較好地抵抗微切削作用。試樣的磨損機制主要是顯微切削磨損,未觀察到黏著磨損。在磨損過程中,磨料顆粒侵入金屬的力可分解為正壓力和剪切力。硬磨料的棱角在正壓力作用下壓入零件表面一定深度,又在剪切力作用下,如攻擊角度小,則像車刀切削金屬一樣,在金屬表面留下一個切削的犁溝,同時金屬被“犁掉”部分形成卷曲狀磨屑。硬磨料在高應力剪切作用下,如攻擊角度大,則產生推擠的犁溝或塑變溝,前端出現堆積物似的塑變產物。表面金屬在磨粒的反復作用下形成反復塑變,金屬因多次變形而加工硬化,超過材料的強度極限后開裂并逐步產生薄片狀磨屑并剝落[16]。因此,經優化工藝熱處理的試樣硬度提高、組織改善,耐磨性顯著提高。

圖9 原工藝(a)和優化工藝(b)熱處理后的試樣的磨損形貌Fig.9 Worn samples heat treated by the original process(a) and the optimized process(b)

3 結論

(1)65Mn/Q235雙金屬復合管中存在大量的未溶碳化物和層片狀珠光體,使鋼材的脆性增加,導致其在服役過程中崩裂失效。熱處理過程中碳化物未充分溶入奧氏體以及未消除焊縫區的粗大晶粒,使試驗鋼的硬度較低,導致耐磨性不足。

(2)經840 ℃保溫10～30 min油淬的優化工藝熱處理后,65Mn/Q235雙金屬復合管的組織為均勻細小的馬氏體,焊縫硬度提高了10 HRC以上,基體硬度提高了3～5 HRC。

(3)經優化工藝熱處理后的65Mn/Q235雙金屬復合管的磨粒磨損性能顯著提高,磨損機制主要是顯微切削磨損。