去應力退火對07MnMoVR鋼微觀組織與性能的影響

陳華，鄧永津，林登強，張松

廣船國際有限公司 廣東廣州 511462

1 序言

因07MnMoVR鋼是一種裂紋敏感指數(shù)低的高強鋼，故調(diào)質(zhì)處理的該鋼板經(jīng)機械加工后制作而成的管道、罐體綜合力學性能良好，是國內(nèi)壓力容器、運輸管道的首選鋼種?；羲刹ǖ萚1]研究了不同回火溫度對07MnMoVR鋼微觀組織的影響。徐帥等[2]分析了07MnMoVR鋼的調(diào)質(zhì)工藝，研究了不同調(diào)質(zhì)工藝參數(shù)（如淬火加熱溫度、淬火保溫時間等）對該鋼種組織和力學性能的影響。

為了降低母材因機械加工及焊后內(nèi)部所形成的殘余應力，通常采用的方式是去應力退火，但去應力退火后對母材的力學性能將有所影響。為了解去應力退火對該鋼種母材性能的影響，本文通過分析不同退火工藝對07MnMoVR鋼組織和力學性能的影響，探討退火工藝對鋼板性能的影響規(guī)律，為后續(xù)制造加工工藝制定提供理論指導。

2 試驗材料及方法

2.1 試驗用鋼

試驗鋼板選用厚度為85mm的07MnMoVR調(diào)質(zhì)高強鋼，交貨狀態(tài)為淬火+回火。鋼板的化學成分見表1，力學性能見表2，測試結(jié)果滿足壓力容器用調(diào)質(zhì)高強鋼的要求。試驗用鋼板顯微組織如圖1所示，從圖1可知，顯微組織多為貝氏體。

表1 07MnMoVR鋼板化學成分（質(zhì)量分數(shù)） （%）

表2 07MnMoVR鋼力學性能測試結(jié)果

圖1 試驗用鋼板顯微組織（500×）

2.2 試驗方法

試驗用鋼板先進行滾圓加工，形成縱向接頭，接頭開設X形坡口，坡口角度為60°，鈍邊4mm。隨后采用埋弧焊焊接，制作成兩個φ2250mm、厚度85mm的筒體1、2（見圖2）。

圖2 坡口與筒體尺寸示意

埋弧焊絲采用大西洋CHW-S7R、φ4.0mm焊絲，大西洋CHF102R焊劑，其化學成分見表3，力學性能見表4。

表3 焊接材料化學成分（質(zhì)量分數(shù)） （%）

表4 焊接材料熔敷金屬力學性能

筒體1完成焊前去應力退火后，將筒體1、2進行焊接。焊接完成后，筒體1切割成兩個筒體，記為試樣A、B；筒體2切割成兩個筒體，記為試樣C、D。隨后將試樣A、C進行焊后去應力退火，工藝曲線如圖3所示，焊接參數(shù)見表5。

表5 焊接參數(shù)

圖3 去應力退火工藝曲線

試樣A、B、C、D的去應力退火狀態(tài)見表6。

表6 試樣A、B、C、D的去應力退火狀態(tài)

2.3 組織、性能和殘余應力表征

焊接和無損檢測完成后，檢測母材的殘余應力和力學性能。拉伸試驗在SHT4605試驗機上進行，沖擊試驗在Z2302-1試驗機上進行。焊接接頭試樣經(jīng)10%硝酸酒精浸蝕、磨制，拋光后用Zeiss光學顯微鏡觀察顯微組織。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 拉伸試驗

拉伸試驗為母材金屬的拉伸，4組試樣均按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》進行試驗，結(jié)果見表7。通過試樣A、B、C、D與母材之間的對比，經(jīng)過機械加工及去應力退火的母材屈服強度和抗拉強度都有所下降。具體情況：經(jīng)過機械加工及一次去應力退火的試樣B和C屈服強度和抗拉強度的平均值分別下降了3%、2%；經(jīng)過機械加工及未經(jīng)過去應力退火的試樣D屈服強度和抗拉強度分別下降了6%、4%；經(jīng)過機械加工及2次去應力退火的試樣A屈服強度和抗拉強度分別下降了8%、4%，即母材由1次去應力退火到2次去應力退火，其屈服強度和抗拉強度均有所降低。伸長率方面，經(jīng)過一次或二次去應力退火的A、B、C試樣，相比未進行去應力處理的D試樣，斷后伸長率有所提升。

表7 退火工藝對抗拉強度的影響

3.2 沖擊性能試驗

按照GB/T 229—2007《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》進行沖擊試驗，4組試樣均在母材表面下2mm處取標準樣進行沖擊試驗，沖擊溫度為－20℃，其結(jié)果見表8。試樣A、B、C、D與母材相比，其中試樣A沖擊吸收能量下降了7%，試樣B和C的平均沖擊韌度下降了7.2%，試樣D沖擊吸收能量下降了9%。由此可知，分別經(jīng)過機械加工、一次和二次去應力退火的情況下，沖擊吸收能量均有所下降，但幅度不大。

表8 沖擊試驗數(shù)據(jù)

3.3 硬度試驗

4個試樣均按照GB/T 4340.1—2009 《金屬材料維氏硬度試驗 第1部分：試驗方法》進行試驗，測定點分布如圖4所示。各試樣及母材硬度值見表9。

表9 各試樣及母材硬度值

圖4 硬度測定點分布情況

通過試樣A、B、C、D與母材的對比，經(jīng)過2次去應力退火的試樣A由原母材的硬度值217.33 HV降到209 HV，經(jīng)過一次去應力退火的試樣B和C平均硬度值降到213.5HV。總體比較，母材經(jīng)過一次去應力退火到兩次去應力退火，其整體硬度逐步下降。

3.4 微觀金相

試樣的微觀金相如圖5所示。觀察母材1/4t處的微觀金相組織，未經(jīng)過熱處理及冷加工的母材和試樣A～D的組織皆為鐵素體和索氏體；與未經(jīng)處理的母材組織比較，機械加工后試樣D的索氏體分布較為松散；試樣B的索氏體整體分布較為均勻，索氏體占比增加，鐵素體占比減少；試樣A和C的索氏體占比有所增加。

圖5 試樣微觀金相組織（500×）

3.5 母材主應力檢測試驗

根據(jù)試樣A、B、C、D，分別制作φ2250mm、壁厚為85mm、高度為375mm的a、b、c、d四個試樣。殘余應力檢測使用盲孔法，在被測點上鉆一小孔，使得被測點的應力得到部分或全部釋放，并由事先貼在小孔周圍的應變計測得釋放的應變量，再根據(jù)彈性力學原理計算出殘余應力。

靠近焊接接頭的母材殘余應力產(chǎn)生的原因主要是機械加工及焊接過程所引起，因此以焊縫中心為參考點，在焊縫中心線、焊縫外熱影響區(qū)以及原材料區(qū)設置測點，試樣的測點布置如圖6所示。

圖6 應力測點布置

表10 主應力 （MPa）

通過試樣a、b和試樣c、d兩兩之間的對比，經(jīng)過去應力退火后，母材處（3#位置）最大主應力由試樣b的115.1MPa降低到試樣a的35.5MPa、試樣d的405.0MPa降低到試樣c的92.8MPa；通過試樣a、b、c、d之間的對比，母材處（3#位置）未經(jīng)過去應力退火的d試樣主應力最大，經(jīng)過一次去應力退火的試樣b和試樣c次之，經(jīng)過二次去應力退火的a試樣最小。

3.6 分析

鋼板經(jīng)過滾圓加工后，由于加工過程產(chǎn)生了不均勻的塑性變形，故導致母材內(nèi)部產(chǎn)生了殘余應力。在高溫下隨著溫度升高，材料的屈服強度降低，當內(nèi)部應力超過材料的屈服強度時，內(nèi)部產(chǎn)生了局部塑性變形，從而將內(nèi)部應力釋放。

經(jīng)過一次或二次去應力退火，均使母材的拉伸性能和沖擊性能總體上有一定程度的衰減，而伸長率有所提升。通過未經(jīng)去應力退火的母材與經(jīng)過一次或二次熱處理的試樣A、B、C、D的對比分析，未經(jīng)去應力退火的母材組織由塊狀鐵素體及在鐵素體邊界的索氏體組成，而試樣A、B、C、D采用焊后去應力退火消除焊接應力，隨著退火溫度的升高，二次滲碳體在鐵素體晶界中析出，索氏體占比則有所增加。由于晶體內(nèi)位錯密度降低，從而導致了去應力退火母材強度有所降低。因去應力退火過程中二次滲碳體的不斷析出及長大，故降低了母材的沖擊性能。硬度試驗數(shù)據(jù)與微觀組織密切相關(guān)，但由于在硬度試驗過程中所進行硬度試驗的位置基體組織存在一定的差異，所以僅根據(jù)硬度試驗參數(shù)評價材料的形變抗力則存在一定的片面性。

4 結(jié)束語

通過對07MnMoVR鋼板，采用不同工藝對試管進行去應力退火處理，并分析母材的力學性能差異和微觀組織之間的區(qū)別，得出下列結(jié)論：

1）經(jīng)過一次或二次應力退火，均可一定程度降低工件的殘余應力。由于母材的殘余應力主要是機械加工及焊接溫度場的作用，經(jīng)過焊后去應力退火降低母材主應力效果顯著。

2）經(jīng)焊后去應力退火后，母材低溫沖擊性能下降了4%～11%，屈服強度和抗拉強度稍有降低，分別降低了3%～6%和2%～4%。

3）采用焊后去應力退火工藝的試樣A、B、C在鐵素體邊界析出二次滲碳體，組織中的索氏體有所增加。

4）結(jié)合殘余應力、屈服強度及抗拉強度、沖擊韌性及硬度等方面的性能比較，進行一次去應力退火后的綜合性能最佳。