水火成形工藝溫度對10CrNiCu 鋼顯微組織和力學(xué)性能的影響*

0 前 言

10CrNiCu 鋼作為高強(qiáng)度船體結(jié)構(gòu)鋼， 因具有良好的焊接性、 耐腐蝕性和力學(xué)性能等特點(diǎn)

，在船體結(jié)構(gòu)中的使用范圍日益擴(kuò)大。 隨著船舶性能指標(biāo)的提升， 對艦船用鋼性能提出了更高要求， 以盡量降低加工制造工藝對母材性能的損失。 船體曲面外板在生產(chǎn)過程中， 因受制于各種條件限制， 通常采用操作簡便、 設(shè)備簡單的手工水火成形方法

。 一般來說， 高強(qiáng)度船體結(jié)構(gòu)鋼對溫度都較為敏感， 加熱溫度對鋼材力學(xué)性能和顯微組織的影響較大

。 目前針對10CrNiCu 鋼的研究主要聚焦在焊接、 腐蝕領(lǐng)域、 斷裂行為等其他領(lǐng)域研究

， 而水火成形溫度對10CrNiCu 鋼性能影響的研究鮮有報(bào)道

。 本研究針對10CrNiCu 鋼采用水火成形方法， 圍繞企業(yè)現(xiàn)場水火成形工藝的常見溫度進(jìn)行浮動(dòng)， 較為精確地將長軸對稱中心測溫點(diǎn)的水火成形峰值溫度控制在700 ℃、 800 ℃、 900 ℃和1 000 ℃， 對焰道反復(fù)加熱三次， 并按照船標(biāo)對試板焰道中心及邊緣進(jìn)行顯微組織分析和力學(xué)性能測試， 獲得不同水火成形溫度對10CrNiCu 鋼顯微組織和力學(xué)性能的影響， 以期為10CrNiCu 鋼水火成形工藝的實(shí)施提供指導(dǎo)。

1 水火成形工藝試驗(yàn)

試驗(yàn)采用船舶高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼， 10CrNiCu 鋼的化學(xué)成分及力學(xué)性能分別見表1 和表2。 依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)CB1371—2004 《艦船用鋼火工工藝試驗(yàn)方法》， 參照現(xiàn)場情況， 選取的試板尺寸為1 000 mm×400 mm×10 mm。

水火成形試驗(yàn)設(shè)備如圖1 所示， 其中圖1 （a）為水火成形小車， 圖1 （b） 為流量計(jì)， 火焰熱源成形氣體為CH

與O

混合氣， 本試驗(yàn)通過改變氣流量實(shí)現(xiàn)水火成形溫度的控制。 熱源移動(dòng)速度恒定為6 mm/s， 選用5

噴嘴， 并使噴嘴末端與試板表面距離保持在50 mm， 水火成形小車固定冷卻水源中心、 火焰中心間距100 mm。 試驗(yàn)焰道為兩短邊中點(diǎn)連線， 每條焰道先后加熱三次。 通過改變天然氣流量實(shí)現(xiàn)溫度控制， 使用紅外測溫槍測量噴嘴離開焰道中心一瞬間水火成形溫度， 以此來考核不同工藝溫度控制。 試驗(yàn)工藝參數(shù)見表3，由于現(xiàn)場供氣不穩(wěn)導(dǎo)致氣體流量浮動(dòng)， 測得噴嘴離開焰道中心一瞬間焰道表面水火成形峰值溫度為678 ℃、 812 ℃、 856 ℃、 983 ℃， 定義此點(diǎn)為溫度考核點(diǎn)。

水火成形試驗(yàn)結(jié)束后， 采用線切割將試板制作為組織分析和力學(xué)性能試樣， 取樣及分析依據(jù)GB/T 229—2007 《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》、 GB/T 228.1—2010 《金屬材料 拉伸試驗(yàn)第1 部分室溫試驗(yàn)方法和GB/T 232—2010 《金屬材料彎曲試驗(yàn)方法》， 取樣位置及試樣尺寸如圖2 所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

2.1 力學(xué)性能

不同水火成形溫度試驗(yàn)后， 按標(biāo)準(zhǔn)取樣進(jìn)行力學(xué)性能測試， 測試結(jié)果如圖3 所示。 由圖3 （a）可以看出， 10CrNiCu 鋼隨著水火成形溫度的上升， 屈服強(qiáng)度相較母材有輕微下降趨勢； 當(dāng)水火成形考核點(diǎn)溫度為983 ℃時(shí)， 屈服強(qiáng)度較母材僅下降6 MPa； 水火成形考核點(diǎn)溫度為812 ℃時(shí)，屈服強(qiáng)度最低， 較母材下降10 MPa， 下降幅度不足2%。 由圖3 （b） 可以看出， 10CrNiCu 鋼隨著水火成形溫度的升高， 抗拉強(qiáng)度整體呈先下降后上升的趨勢； 當(dāng)考核點(diǎn)溫度為856 ℃時(shí)， 橫向、 縱向抗拉強(qiáng)度最低； 但水火成形后橫向、 縱向抗拉強(qiáng)度均高于母材， 此時(shí)考核點(diǎn)的水火成形溫度為812 ℃； 當(dāng)水火成形考核點(diǎn)溫度為986 ℃時(shí)， 橫向和縱向抗拉強(qiáng)度均有小幅上升， 橫向和縱向抗拉強(qiáng)度分別為593 MPa 和608 MPa。

10CrNiCu 鋼母材組織形貌如圖6 所示， 不同水火成形溫度試驗(yàn)后的觀察點(diǎn)u 處、 w 處、 v 處組織形貌分別如圖7～圖9 所示。 從圖7～圖9 可以看出， 母材及試驗(yàn)后板材均為鐵素體（F） 與珠光體（P） 的雙相組織， 其中白色相是鐵素體相， 黑色相是珠光體相， 鐵素體相為主體， 珠光體相分布在鐵素體基體中。 與圖6 母材中鐵素體相的形貌相比， 三個(gè)觀察點(diǎn)中鐵素體相晶粒尺寸和分布存在一定變化， 主要表現(xiàn)為鐵素體晶粒長大和晶界平直化， 其中678 ℃和983 ℃時(shí)三個(gè)觀察點(diǎn)中鐵素體晶粒尺寸相對812 ℃和865 ℃時(shí)較小且尺寸分布較為均勻， 鐵素體晶粒尺寸長大較母材明顯。 此外， 983 ℃時(shí)三個(gè)觀察點(diǎn)中的鐵素體晶粒呈明顯的雙峰分布， 即整體晶粒較為細(xì)小但存在部分晶粒異常長大的現(xiàn)象， 且鐵素體晶粒相比865 ℃時(shí)更為細(xì)小。 與圖6 母材中的珠光體相的形貌相比， 三個(gè)觀察點(diǎn)812 ℃和865 ℃時(shí)的珠光體與983 ℃時(shí)珠光體相在形貌和尺寸上存在一定變化， 主要表現(xiàn)為珠光體相長大、 偏析和定向分布。 與圖6 母材的珠光體相含量和尺寸相比， 三個(gè)觀察點(diǎn)中的珠光體相含量和尺寸明顯增加； 與鐵素體相比，珠光體相是由鐵素體和滲碳體交錯(cuò)分布的一種相， 其含量和尺寸的增加將提高材料的硬度和強(qiáng)度； 而從整體來看試驗(yàn)后板材中的珠光體相均沿著水平方向分布， 即出現(xiàn)了珠光體相的偏析和定向分布， 其中983 ℃時(shí)的珠光體相比其他溫度時(shí)的珠光體晶粒細(xì)小且排布更均勻。

因此在配置采訪資源或薦購資源時(shí)，要充分利用不同讀者類型的借閱人數(shù)、借閱冊次分布恰當(dāng)配置資源，同時(shí)需要結(jié)合兩者在時(shí)間維度上反映出來的趨勢及時(shí)調(diào)整采訪資源。

此外， 觀察點(diǎn)u 處由于距離火焰中心較近，其組織中晶粒大小要明顯粗大于w、 v 兩個(gè)觀察點(diǎn)， 并且觀察點(diǎn)u 處鐵素體雙峰分布明顯， 珠光體顯著增大與偏析， 因此觀察點(diǎn)w 與觀察點(diǎn)v 所在區(qū)域的力學(xué)性能一定好于離火焰中心較近的觀察點(diǎn)u。

2.2 金相組織

由金相組織分析結(jié)果可知， 試驗(yàn)后板材金相組織中并未發(fā)現(xiàn)奧氏體， 依舊為鐵素體與珠光體的雙相組織， 僅出現(xiàn)晶粒長大及偏析等現(xiàn)象， 是因?yàn)?0CrNiCu 鋼中的合金元素改變了鋼的臨界點(diǎn)和碳在奧氏體中的溶解度， 從而影響了鋼的過熱度和碳在奧氏體中的擴(kuò)散速度， 高溫停留時(shí)間較短。 因此， 雖然加熱溫度較高， 水火成形后金相組織中并未出現(xiàn)奧氏體。

“好得很！”杰克蹦蹦跳跳，看起來完全不像剛經(jīng)歷過一起綁架案的樣子，“哪兒有什么危險(xiǎn)，我就說嘛，我們?nèi)齻€(gè)人在一起，什么問題都能輕松解決！”

此外， 拉伸斷裂位置均在焰道邊緣， 付勇濤、劉瑞堂等

研究表明， 10CrNiCu 鋼及其他高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼拉伸斷口中板厚1/2 處出現(xiàn)分層現(xiàn)象， 是因?yàn)榉謱犹幋嬖谳^多條狀硫化物夾雜， 使材料塑性方面產(chǎn)生差異， 導(dǎo)致試樣板厚1/2 處產(chǎn)生分層。

不同水火成形溫度試驗(yàn)后10CrNiCu 鋼的沖擊試驗(yàn)、 維氏硬度測試結(jié)果如圖4 所示。 從圖4 （a） 可 以 看 出， 10CrNiCu 鋼 焰 道 中 心 處的沖擊功隨水火成形溫度升高呈緩慢下降趨勢， 焰道邊緣處的沖擊功隨水火成形溫度升高呈上升趨勢； 當(dāng)水火成形考核點(diǎn)溫度在856 ℃時(shí)， 焰道中心與焰道邊緣處沖擊吸收功均有所下降， 其中焰道邊緣處沖擊功受溫度升高的影響較大， 因此導(dǎo)致材料軟化。 同時(shí)， 由圖4 （b）可以看出， 當(dāng)水火成形考核點(diǎn)溫度高于856 ℃時(shí)， 焰道表面各點(diǎn)的硬度均低于母材； 在考核點(diǎn)溫度為678 ℃和812 ℃情況下， 焊接試板顯微組織未發(fā)生較大的變化， 試板表面并未產(chǎn)生較硬的馬氏體組織， 焰道表面沿寬度方向的硬度并未出現(xiàn)較大變化， 但焰道表面硬度隨水火成形溫度的升高呈下降趨勢； 考核點(diǎn)溫度在856 ℃和983 ℃時(shí)， 硬度均低于母材， 下降幅度為18HV

。

“放心吧，底連長，那個(gè)鬼子已經(jīng)死了。”孔老一瞇著眼左右一跳，迅速測好距離，再右手一伸，拉抬了一格標(biāo)尺，把那鬼子套進(jìn)了準(zhǔn)星。

表4 為10CrNiCu 水火成形工藝試驗(yàn)后進(jìn)行的彎曲試驗(yàn)測試結(jié)果， 彎心直徑為3 倍板厚。 彎曲試驗(yàn)后的試樣均未出現(xiàn)裂紋， 所有正彎、 反彎結(jié)果均為合格。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果討論

本研究水火成形試驗(yàn)采用同一焰道三次加熱方式考察材料性能損失， 考核條件較為惡劣， 試樣力學(xué)性能未見明顯的大幅度下降， 彎曲試驗(yàn)合格。

從圖7～圖9 還可以看出， 觀察點(diǎn)u 的顯微組織明顯差于觀察點(diǎn)w 與觀察點(diǎn)v， 且根據(jù)顯微組織形貌可以判斷678 ℃與983 ℃時(shí)三個(gè)觀察點(diǎn)的晶粒尺寸較小且分布較為均勻， 其綜合力學(xué)性能組織應(yīng)優(yōu)于812 ℃和865 ℃， 這個(gè)結(jié)果與圖3 力學(xué)性能測試結(jié)果相符。

對不同水火成形溫度試驗(yàn)后10CrNiCu 鋼進(jìn)行金相組織分析， 取樣位置和觀察點(diǎn)位置如圖5 所示， 試樣觀察面A-B 為試板長度方向焰道中心截面， 其中觀察點(diǎn)u 距焰道表面2 mm， 觀察點(diǎn)w 距焰道背面2 mm， 觀察點(diǎn)v 與觀察點(diǎn)u 平行， 兩點(diǎn)相距10 mm， 三點(diǎn)所在區(qū)域受到的熱影響相對周圍區(qū)域較大， 因此作為組織變化的關(guān)鍵考核區(qū)域。

我國人口眾多，資源有限，建立一個(gè)完善、成熟的工傷保險(xiǎn)管理體系，對國家發(fā)展和社會進(jìn)步、穩(wěn)定具有重要意義。本人業(yè)務(wù)水平有限，僅結(jié)合工作體會談了自己理想中的工傷保險(xiǎn)管理發(fā)展，希望可以利用有限的資源去解決更多的問題，讓更多的勞動(dòng)者受益，使工傷保險(xiǎn)真正成為保護(hù)國家、企業(yè)、個(gè)人的鎧甲。

3 結(jié) 論

（1） 10CrNiCu 鋼在678～983 ℃范圍內(nèi)水火成形， 顯微組織均為鐵素體與珠光體雙相組織， 未產(chǎn)生新相， 其中鐵素體相主要表現(xiàn)為晶粒長大和晶界平直化， 部分試樣中鐵素體出現(xiàn)雙峰分布；而珠光體相出現(xiàn)了長大、 偏析和定向分布的現(xiàn)象。

（2） 10CrNiCu 板材經(jīng)歷678～983 ℃范圍內(nèi)水火成形三次加熱后， 屈服強(qiáng)度相比母材下降幅度較小， 但抗拉強(qiáng)度均高于母材。 焰道與母材過渡處沖擊功下降， 考核點(diǎn)溫度大于856 ℃時(shí)， 焰道附近硬度低于母材， 最大降幅為18HV

， 但均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

[69] [美]喬納森·科什納：《進(jìn)攻性現(xiàn)實(shí)主義的悲?。汗诺洮F(xiàn)實(shí)主義與中國崛起》，闕天舒譯，《國外理論動(dòng)態(tài)》2013年第4期，第67頁。

（3） 由試驗(yàn)結(jié)果可以判斷， 溫度在980 ℃以下水火成形后的10CrNiCu 鋼仍具有良好的服役性能， 可以根據(jù)現(xiàn)場變形量的需求， 在水火成形溫度控制要求以下進(jìn)行水火成形控制。

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