成 強(qiáng) 鄧 閣 肖留偉

(1.上海市質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院，上海 200072；2.上海市建工設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200050； 3.上海拓卡金屬材料有限公司，上海 200050)

長(zhǎng)期以來，高強(qiáng)度彈簧鋼板(65Mn，60Si2Mn等)均采用油淬+中溫回火方式進(jìn)行熱處理[1]。在鋼板彈簧鋼熱處理中一直使用傳統(tǒng)的機(jī)油淬火，雖然在某種條件下可以保證板簧的熱處理性能，但也存在許多突出的問題，例如：在淬火過程中油煙很大，產(chǎn)生大量有害氣體，嚴(yán)重污染環(huán)境[2]，并危害工人的身體健康；由于機(jī)油的反復(fù)使用，冷卻能力下降，不能保證淬火后的硬度和淬硬層的深度等。尤其是隨著近年來國(guó)家節(jié)能減排力度日益加大，取代機(jī)油淬火對(duì)節(jié)能減排和降低成本來說都是亟待解決的課題。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)65Mn材料進(jìn)行了大量研究：沈陽大學(xué)于溫馨[3]和江西長(zhǎng)力公司李西平[4]等針對(duì)PAG水溶液替代油淬進(jìn)行了分析研究，同時(shí)他們對(duì)試樣在不同濃度PAG溶液中的冷卻曲線進(jìn)行了測(cè)量。結(jié)果表明，高濃度PAG溶液的冷卻能力接近油淬。但由于高溫粘附作用會(huì)被試樣帶出，濃度處于動(dòng)態(tài)變化中，處理結(jié)果波動(dòng)較大，故PAG溶液在使用過程中不夠穩(wěn)定。濟(jì)鋼集團(tuán)李

鄧閣(1985—)，男，助理工程師，碩士，研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)及熱處理。

肖留偉(1982—)，男，工程師。

春梅等[5～9]通過分析研究油淬過程中65Mn鋼的金相組織變化，改進(jìn)油淬工藝，以使材料獲得更高性能。同時(shí)國(guó)內(nèi)外還有采用等溫淬火、鹽浴處理等[10～13]方法對(duì)彈簧鋼進(jìn)行處理，但這些方法都存在一定缺陷而未能全面推廣應(yīng)用。作為最廉價(jià)的淬火介質(zhì)，水具有固液氣三種狀態(tài)，淬火能力具有非常大的波動(dòng)性，如圖1所示。水霧可調(diào)控性非常之大，通過調(diào)節(jié)水壓、噴射角度等參數(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)任意的冷卻速度，具有廣泛的應(yīng)用意義[14]。

我們?cè)谇叭舜罅抗ぷ骱妥陨砬捌趯?shí)踐的基礎(chǔ)上，對(duì)65Mn彈簧鋼板水(霧)空間歇淬火工藝進(jìn)行了探索性試驗(yàn)。

1 實(shí)驗(yàn)材料及實(shí)驗(yàn)結(jié)果

1.1 材料性能測(cè)定

試驗(yàn)用材料成分見表1。利用Jmatpro軟件計(jì)算材料CCT和穩(wěn)態(tài)材料組織分布圖，為間歇工藝處理做必要的前期準(zhǔn)備，其中65Mn鋼CCT曲線和組織分布如圖2、圖3所示，與前人實(shí)驗(yàn)測(cè)量65Mn的CCT[15]結(jié)果吻合。

表1 65Mn材料成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Material compositions of 65Mn steel (mass fration,%)

圖1 零件在噴霧、油、水介質(zhì)中的冷卻曲線Figure 1 The cooling curve of the part in the mediums of spray, oil and water

圖2 65Mn鋼CCT曲線Figure 2 CCT curve of 65Mn steel

圖3 不同溫度下65Mn鋼組織隨溫度變化的比例曲線Figure 3 The ratio curve of 65Mn steel microstructure changed along temperatures under different temperatures

由圖2、圖3可知，為了盡量減少造成試樣性能降低的粗珠光體和先析出鐵素體等組織的析出，應(yīng)盡可能避開620～780℃區(qū)間，這就需要冷卻速度大于10℃/s。同時(shí)，由于材料最優(yōu)組織為屈氏體，故不宜在太高的冷卻速度下冷卻，可通過合理的水空交替淬火冷卻工藝實(shí)現(xiàn)這一要求。根據(jù)CCT曲線和組織轉(zhuǎn)變曲線可知，當(dāng)冷卻速度高于10℃/s時(shí)，在MS點(diǎn)以上將不存在其他組織轉(zhuǎn)變，即此速度為臨界速度。為此只要冷卻速度在≥10℃/s的情況下使材料迅速降至屈氏體區(qū)或者下貝氏體區(qū)內(nèi)進(jìn)行緩慢冷卻，就能得到所需的金相組織。

圖4 初期試驗(yàn)不同工藝處理下拉伸曲線對(duì)比Figure 4 The comparison of tensile curves under different processes treatments of initial test

1.2 力學(xué)性能分析

根據(jù)以上理論，我們進(jìn)行了初步的探索實(shí)驗(yàn)，并對(duì)處理后的產(chǎn)品進(jìn)行了力學(xué)性能測(cè)試，如圖4所示。

通過力學(xué)性能測(cè)試發(fā)現(xiàn)，油淬處理材料抗拉強(qiáng)度為1 342.96 MPa，屈服強(qiáng)度約為923.90 MPa，延伸率為6.5%；水空處理試樣抗拉強(qiáng)度約為1 180 MPa， 屈服強(qiáng)度為910.96 MPa，延伸率為11%。油淬和水空處理后材料性能都遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于GB/T 1222—2007中對(duì)65Mn鋼的性能要求(抗拉強(qiáng)度Rm≥695 MPa，屈服強(qiáng)度Re≥410 MPa)。相對(duì)于油淬而言，間歇淬火處理后材料的塑性更好，約增加一倍，具有更高的屈強(qiáng)比，故綜合性能更好。但是水空間歇淬火抗拉強(qiáng)度約低150 MPa左右，有待進(jìn)一步的研究和改進(jìn)提高。

圖5 65Mn鋼油淬處理金相組織Figure 5 The metallographic structure of 65Mn steel after oil quenching

圖6 65Mn鋼水空處理金相組織Figure 6 The metallographic structure of 65Mn steel after water-air treatment

圖7 油淬處理65Mn鋼中產(chǎn)生大塊白色鐵素體Figure 7 Big white ferrite in 65Mn steel occurred in oil quenching treatment

圖8 油淬處理65Mn鋼所生成的上貝氏體 Figure 8 Upper bainite in 65Mn steel occurred in oil quenching treatment

圖9 試樣中索氏體TEM金相和衍射斑點(diǎn)Figure 9 Sorbite TEM metallographic structure and diffraction spots in the specimen

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

力學(xué)性能由熱處理后材料所得金相組織決定。水空處理和油淬處理后的金相組織如圖5、圖6所示。

從圖5、圖6可知，與油淬所得組織相比，水空交替淬火得到的屈氏體晶粒更為細(xì)小，這也是水空處理試樣塑性提高而強(qiáng)度略微降低的原因所在，進(jìn)一步調(diào)節(jié)水空工藝可得到強(qiáng)度塑性俱佳的力學(xué)性能。由于水淬具有較高的冷卻速度，這有效的避免了油淬中大量鐵素體的生長(zhǎng)(圖7)，并避免了上貝氏體的生成(圖8)。但值得注意的是，在油淬金相試樣中發(fā)現(xiàn)存在塊狀未熔游離鐵素體，其形成原因和解決方案需進(jìn)一步確定。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證，我們?cè)谕干潆娮语@微鏡下對(duì)處理后的試樣進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)了大量細(xì)小的索氏體組織，其TEM金相和衍射半點(diǎn)如圖9所示。

3 結(jié) 論

通過分析65Mn鋼水空間歇淬火后的力學(xué)性能和微觀組織，驗(yàn)證了間歇淬火工藝處理65Mn彈簧鋼板的可行性。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，經(jīng)間歇淬火處理后的65Mn彈簧鋼板的力學(xué)性能得到了大幅度的提升。顯微組織的表征揭示了間歇淬火彈簧鋼性能優(yōu)于油淬處理的三個(gè)主要因素：(1)間歇淬火后組織晶粒得到了顯著細(xì)化；(2)由于間歇淬火處理具有較高的冷卻速度，避免了晶界部位大量鐵素體的析出。(3)間歇淬火獲得索氏體組織避免了油淬時(shí)大量上貝氏體的生成。

間歇淬火處理在獲得不低于油淬處理后65Mn板簧材料的力學(xué)性能的同時(shí)，替代了機(jī)油等淬火介質(zhì)，節(jié)約了能源，減少了污染，改善了工作環(huán)境。

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