正火工艺对34Mn2V钢制无缝气瓶组织和性能的影响

重庆海森机电设备开发公司（重庆 400039)陈希原

国内某厂生产的水容积为45L且充装气体压力为20MPa的钢质无逢气瓶瓶体（以下简称钢瓶，见图1），采用微合金化非调质钢34Mn2V制造，其主要生产工序流程为：下料→钢坯加热→热冲孔→热拔成形→切口→工频局部加热→旋压收口→正火→金相组织及力学性能检查→喷丸。

图1 钢瓶体

下料钢坯经加热并热冲拔和旋压收口成形后，还需经过正火来满足表1所示的力学性能要求。

表1 钢瓶正火后的力学性能保证值

对于某熔炼炉号的3个批次共计1500只钢瓶，当按常规的正火工艺（890～930℃×60min，旋转吹风冷却）进行生产后，经多次抽样检查金相组织和进行力学性能试验时均发现有大量的粒状贝氏体和马氏体的非正火组织存在，并且钢瓶的强度值过高，伸长率和低温冲击韧度指标较低，如表2所示。这3个批次的产品被判为正火不合格，产品堆积如山而不能转至下工序生产，严重影响了工厂的发展。

表2 钢瓶出现异常显微组织的力学性能

因此，为了改善这3个批次钢瓶的组织及性能，在钢材化学成分一定的情况下，经过一系列的工艺试验，探讨正火加热温度、保温时间和冷却方式对34Mn2V钢瓶组织和性能的影响。在试验分析及验证的基础上，对该批钢瓶采用较低加热温度及控制冷却速度的正火工艺进行重复热处理生产，不但消除了正火异常组织，而且还使产品在保持一定强度的基础上，大幅度提高了塑性和冲击韧度，满足了各项技术要求，为工厂挽回了较大的经济损失，最终使该批产品合格转入下工序生产。

1.试验材料及方法

试验用钢选用原一次正火后组织不合格的同一熔炼炉号的未经过正火处理的钢瓶体，其主要化学分（质量分数）为0.36%C、1.68%Mn、0.30%Si、0.11%V、0.023%P、0.032%S，余量Fe。

从未经正火处理的相同熔炼炉号钢瓶体上截取229mm×220mm的多个筒节试样，采用RX3-45-9箱式电阻炉加热，分别在800℃、850℃、890℃、930℃下保温30～90min后空冷和不同程度的吹风冷却。

在按不同正火工艺试验后的筒节上截取30mm×30mm的金相试样，经制样并抛光腐蚀后采用MM6光学显微镜检查金相组织，其项目有显微组织、带状组织和魏氏组织级别、晶粒度等。同时，对每个筒节试样沿轴向对称截取并制成两个标距为10mm的板条比例短状拉伸试样，采用CMT型电子万能拉伸试验机检测试样力学性能。另外，在JB－30A型冲击试验机上进行-20℃低温冲击试验，其试样为5mm×10mm×55mm的U型缺口梅氏冲击试样，试验结果取三个试样的平均值。

2.试验结果

（1）加热温度对显微组织和力学性能的影响 经不同温度加热，保温30min空冷后的金相组织和力学性能结果见表3、表4及图2所示。

表3 不同温度加热正火后的显微组织

由表3结果可知，加热温度在890℃以上时，正火后可产生异常组织，采用800～850℃较低加热温度的正火，不但可以获得正常的显微组织，而且晶粒细小。另外，随着正火加热温度的降低，带状组织明显增加。

图2 正火加热温度与力学性能关系曲线

由图2可知，随着正火加热温度的升高，钢的强度值增加，但塑性下降，采用800～850℃较低温度的正火，其强度与塑性具有较好的匹配。

由表4结果可知，随着正火加热温度的升高，钢的低温冲击韧度值明显下降，800～850℃较低温度的正火，可获得较高的冲击韧度。

表4 不同加热温度正火后的冲击韧度值

（2）保温时间对显微组织的影响 经850℃加热，保温不同时间空冷后的金相组织检查结果如表5所示。

表5 正火加热保温时间对显微组织的影响

从表5可以看出，在一定的加热温度下，保温时间的长短对改善异常正火组织影响不大，但随着时间的延长，晶粒度有所长大，脱碳层增加。与保温时间相比，加热温度对金相组织和晶粒度的影响较大。

（3）冷却方式对显微组织和力学性能的影响 经850℃加热并保温30min后，不同的冷却方式对金相显微组织和力学性能的影响如表6所示。

表6 冷却方式对显微组织和力学性能的影响

从表6可以看出，在一定的加热温度下，随着冷却强度的增大，产生异常组织的倾向增大，并且强度升高，塑性下降，这与温度的影响规律相似。

3.分析讨论

（1）正火加热温度对34Mn2V钢CCT曲线的影响 34Mn2V钢在870℃奥氏体化的CCT曲线如图3所示。对于某些化学成分（如C、Mn）含量较高的钢瓶体，当正火加热温度升高时，碳和合金元素充分地溶入奥氏体中，使奥氏体中的碳含量和合金度增加较多，从而降低铁素体的形核率和奥氏体与珠光体的自由能差，促使珠光体转变孕育期延长。此外，随着正火加热温度的升高，奥氏体成分越均匀，奥氏体晶粒度越粗，降低了珠光体的形核率，相应地使珠光体转变速度下降，从而使该钢的CCT曲线右移。若实施的冷却方式确定时（如⑥冷却曲线），CCT曲线右移，它的实际效果相当于增加了相变时的冷却速度（如②冷却曲线），抑制了珠光体的形成倾向，进而在连续冷却时获得部分粒状贝氏体和马氏体。

另外，当降低正火加热温度时，奥氏体中碳和合金元素含量明显下降，奥氏体成分不均匀性增加。并且，随着正火温度的降低，钢中有大量未溶钒的碳化物质点，可作为珠光体转变时的晶核。所以，这些都可以加速珠光体转变，使钢的CCT曲线左移。若固定冷却曲线（如⑥线），CCT曲线左移，其效果降低了相变时的冷速（如⑦线），提高了珠光体转变的开始温度，使钢在连续冷却时获得铁素体和珠光体。

图3 34Mn2V钢的CCT曲线（奥氏体化温度870℃）

与温度的作用相同，在一定的加热温度下，冷却强度的大小主要是增加或减小钢在发生相变时的冷速，可不同程度地抑制珠光体的形成倾向，在钢的化学成分过高的情况下，快冷易产生正火异常组织。

（2）钢中未溶第二相微粒对奥氏体晶粒大小的影响 34Mn2V钢中钒的碳化物在奥氏体中的溶解度随加热温度的升高而增加。降低加热温度，原先钢中存在的沉淀相只有部分溶解，未溶解的高度弥散的V（C）沉淀相对奥氏体晶界的迁移起到机械阻碍作用，可强烈地阻止奥氏体晶粒的长大，使奥氏体晶粒很细小，因而导致正火后的铁素体和珠光体高度细化。

（3）钢的强韧性及影响因素 首先是细化晶粒对强度的贡献。由于屈服强度是表示相当数量的晶粒开始滑移时的应力，该应力与晶界处的应力集中有关，而晶界处应力集中的大小又取决于晶粒的粗细，可用霍尔－配奇公式描述钢的屈服强度与晶粒尺寸的关系，即

可以看出，屈服强度σs与晶粒尺寸d-1/2呈线性关系，即晶粒细小，钢的屈服强度就越高。另外，随着正火温度的降低，使其钢中铁素体量增多，珠光体量减少，会引起钢的抗拉强度下降。

其次是细化晶粒对塑性和韧性的贡献。采用较低温度的正火，钢的塑性随铁素体量的增多和珠光体量的减少而升高，也随铁素体晶粒的细化而升高。另外，较低温度的正火可获得细化的奥氏体晶粒，导致细化了的铁素体、珠光体在外力的作用下可滑移的晶粒数目增多，晶界总面积增加，晶界上杂质的偏聚程度降低，这些均有利于提高韧性。

4.生产应用效果

（1）生产性模拟试验 按照工艺试验优选出的工艺参数，为了验证在生产中应用的适用性和可靠性，选择10只相同熔炼炉号的钢瓶体产品，分两组（每组5只）在原生产中使用的天然气加热正火连续式生产线上进行了模拟工况的生产性试验。

因试样与产品以及试验室与生产现场有较大的区别，选用（800±10）℃和（850±10）℃加热60min空冷的两组正火工艺参数，其随机抽样检查金相组织和力学性能结果，如表7所示。

表7 生产性模拟试验金相组织和力学性能结果

生产性验证试验结果表明，在生产线上对钢瓶体采用800～850℃加热60min风冷的正火工艺，可满足产品对金相组织和力学性能的要求，但综合考虑（如带状组织级别），选用（850±10）℃加热正火的效果较好。

（2）生产应用 按照生产性模拟试验的正火工艺，对原一次正火不合格的约1494只钢瓶体，分8个批次进行了重复正火生产，按正常批抽样进行金相组织和力学性能的检查，结果如表8所示。

表8 返工正火后的金相组织和力学性能检查结果

对原一次正火显微组织不合格的34Mn2V钢瓶体采用（850±10）℃×60min加热空冷进行第二次重复返工正火后，消除了正火异常组织，不但金相组织恢复正常，而且还改善了力学性能，确保了产品的安全可靠性，产品正火合格转入下工序生产，使工厂的生产正常进行，并为工厂挽回了较大的经济损失。

5.结语

（1）对于含碳、锰量较高的34Mn2V钢瓶体，正火加热温度和冷却速度对钢的显微组织影响较大，保温时间对其影响不大。高的正火加热温度和较快的冷却速度是产生正火异常组织的主要原因。与原工艺相比，采用（850±10）℃较低加热温度并缓慢空冷的正火工艺，可消除正火异常组织。

（2）对34Mn2V钢瓶体采用较低加热温度的正火，因第二相质点对奥氏体晶界迁移的阻碍作用加强，从而使先共析铁素体晶粒和珠光体团被高度细化，因此使钢获得较高的塑性和韧性。

（3）在生产中应特别注意钢的化学成分对钢件正火后组织和性能的影响，应关注每炉批产品原材料的化学成分并根据每个熔炼炉号具体的化学成分（如C、Mn等）来制订对该炉批产品生产有指导意义的正火工艺规范（如加热温度和冷却方式），以具体的现场工艺施工单的形式下发到生产部门执行和检验部门监督。