王錦永，張亞彬，陳明義，王付志，陳新和

（新興鑄管股份有限公司，河北 邯鄲 056300）

37Mn5 屬于碳素結(jié)構(gòu)鋼，以C 和Mn 為主要強(qiáng)化元素，成本低廉；壁厚10 mm 左右的37Mn5 薄壁鋼管經(jīng)不同溫度的調(diào)質(zhì)工藝處理后可以獲得80鋼級或110 鋼級的力學(xué)性能，在油套管領(lǐng)域廣泛應(yīng)用［1-3］。37Mn5 鋼的合金含量低，淬透性差，對于壁厚20 mm 以上的110 鋼級37Mn5 厚壁鋼管來說，目前還沒有研究過其熱處理工藝。Cr-Mo 系鋼具有淬透性強(qiáng)的特點(diǎn)，調(diào)質(zhì)處理后組織均勻、晶粒細(xì)小、強(qiáng)韌性匹配良好，便于工業(yè)化生產(chǎn)。因此，目前普遍選用Cr-Mo 系鋼調(diào)質(zhì)獲得高強(qiáng)度和高韌性，以達(dá)到P110 鋼級厚壁鋼管的性能要求［4-6］；但是Cr-Mo 系鋼原料價格高，使生產(chǎn)廠家的成本大大提高。

為降低原料成本，本文用現(xiàn)有的生產(chǎn)技術(shù)手段來改善和提高37Mn5 鋼管的力學(xué)性能，并以Φ119 mm×24 mm 規(guī)格37Mn5 鋼管為試驗(yàn)對象，結(jié)合Mn和Cr 元素含量的優(yōu)化，分別采用浸入內(nèi)噴方式和外淋內(nèi)噴方式淬火工藝進(jìn)行淬火處理，對比不同生產(chǎn)工藝處理后鋼管的力學(xué)性能和顯微組織，并據(jù)此提出合適的生產(chǎn)工藝，以期為后續(xù)批量生產(chǎn)提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

新興鑄管股份有限公司通過轉(zhuǎn)爐+爐外精煉工藝冶煉出37Mn5 連鑄坯，轉(zhuǎn)爐噸位約25 t，連鑄坯公稱直徑160 mm、長度約3 m。坯料在環(huán)形加熱爐中加熱到1 230～1 260 ℃，經(jīng)過二輥穿孔機(jī)一次變形、精密軋管機(jī)二次變形和定徑機(jī)精整成形生產(chǎn)出Φ119 mm×24 mm×8 000 mm 規(guī)格37Mn5鋼管［7-11］。37Mn5 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）見表1。

表1 37Mn5 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） %

1.2 試驗(yàn)方法

鋼管完成奧氏體均勻化后，首先采用浸入內(nèi)噴方式進(jìn)行淬火，鋼管的淬后溫度低于40 ℃后進(jìn)行回火，回火工藝為500 ℃保溫110 min。分析采用初始生產(chǎn)工藝生產(chǎn)的37Mn5 鋼管的組織和性能，然后根據(jù)分析結(jié)果，提出改進(jìn)措施，并通過提高M(jìn)n、Cr 元素的含量和采用外淋內(nèi)噴方式淬火工藝進(jìn)行驗(yàn)證。

浸入內(nèi)噴方式淬火工藝：在步進(jìn)式淬火爐中進(jìn)行加熱，加熱到880 ℃后保溫100 min；鋼管完成奧氏體均勻化后快速出爐，放置到淬火水池上方的旋轉(zhuǎn)拖輪上，在拖輪旋轉(zhuǎn)的作用下開始轉(zhuǎn)動，拖輪旋轉(zhuǎn)速度35 r/min；鋼管一側(cè)開啟內(nèi)噴水，內(nèi)噴水壓力0.15 MPa，鋼管同時沉入水面以下200～300 mm，在旋轉(zhuǎn)的過程中實(shí)現(xiàn)冷卻，鋼管溫度冷卻到40 ℃以下時，離開水面。

外淋內(nèi)噴方式淬火工藝：在步進(jìn)式淬火爐中進(jìn)行加熱，加熱到880 ℃后保溫100 min；鋼管完成奧氏體均勻化后快速出爐，放置到淬火水池上方的旋轉(zhuǎn)托輪上，在拖輪旋轉(zhuǎn)的作用下開始轉(zhuǎn)動，拖輪旋轉(zhuǎn)速度50 r/min；鋼管一側(cè)開啟內(nèi)噴水，內(nèi)噴水壓力0.35 MPa，鋼管在旋轉(zhuǎn)的過程中實(shí)現(xiàn)冷卻，鋼管溫度冷卻到40 ℃以下時，離開水面。

按照GB/T 20066—2006《鋼和鐵 化學(xué)成分測定用試樣的取樣和制樣方法》加工試樣，按GB/T 4336—2016《碳素鋼和中低合金鋼 多元素含量的測定火花放電原子發(fā)射光譜法（常規(guī)法）》檢測化學(xué)成分；用德國蔡司Axio Imager A2m 金相顯微鏡觀察微觀組織，金相試樣的腐蝕選用3.5%硝酸酒精，分析晶粒度時用飽和苦味酸；拉伸試樣的標(biāo)距是40.0 mm，試樣直徑是8.0 mm，依據(jù)GB/T 228—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)》進(jìn)行縱向拉伸性能檢測，檢測設(shè)備型號為SHT5605（60 t）；檢測沖擊功時，沿著鋼管軸線方向制取一組3 個試樣，試樣尺寸55 mm×10 mm×10 mm，V 型缺口，依據(jù)GB/T 229—2007《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行20 ℃沖擊功檢測并對檢測結(jié)果取平均值，檢測設(shè)備型號是NI300F；硬度試樣取自鋼管橫截面，依據(jù)GB/T 230—2018《金屬材料 洛氏硬度試驗(yàn)》進(jìn)行洛氏硬度檢測，3 個點(diǎn)取平均值，檢測設(shè)備型號是TH320。

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 浸入內(nèi)噴方式淬火工藝對性能的影響

采用浸入內(nèi)噴方式淬火工藝時，Φ119 mm×24 mm 規(guī)格37Mn5 鋼管淬火后進(jìn)入步進(jìn)式回火爐，在500 ℃保溫110 min 進(jìn)行回火處理。

對于小內(nèi)孔產(chǎn)品采用浸入內(nèi)噴方式淬火，由于槽內(nèi)水對于內(nèi)噴的干擾作用，以及水的浮力效應(yīng)，往往導(dǎo)致內(nèi)噴水的流速、壓力降低，鋼管和噴嘴間距離擴(kuò)大，在這些因素的綜合作用下，從而致使鋼管的冷卻速度不均勻，出現(xiàn)嚴(yán)重彎曲。鋼管在淬火過程中彎曲，影響轉(zhuǎn)動穩(wěn)定性，使得冷卻速度不均，從而導(dǎo)致性能不穩(wěn)定。37Mn5 鋼管經(jīng)浸入內(nèi)噴方式調(diào)質(zhì)處理后，在其不同位置截取力學(xué)性能檢測試樣，進(jìn)行拉伸性能、硬度和沖擊功的檢測，檢測結(jié)果見表2。

表2 37Mn5 鋼管經(jīng)浸入內(nèi)噴方式熱處理后的力學(xué)性能檢測結(jié)果

從表2 可以看出，37Mn5 鋼管從外壁到中間位置的抗拉強(qiáng)度都滿足技術(shù)指標(biāo)，但是波動較大，中間位置的抗拉強(qiáng)度比靠近外壁處低了42 MPa，降幅約4.32%；中間位置處的屈服強(qiáng)度不合格，比靠近外壁處低了63 MPa，降幅約8.02%；靠近外壁處的沖擊性能合格，中間位置的沖擊性能不合格且比外壁處低了18 J；靠近外壁處硬度達(dá)到31.1 HRC，中間位置處的硬度僅為28.7 HRC，低于外壁處2.4 HRC，降幅約7.72%。由此可見，從外壁到中間位置的力學(xué)性能波動較大，靠近外壁處的綜合性能合格，中間位置處的屈服強(qiáng)度和沖擊性能不合格。筆者推測，這是因?yàn)殇摴茉诖慊疬^程中未淬透，整個截面的馬氏體組織含量不一致：靠近外壁和靠近內(nèi)壁區(qū)域直接與冷卻水接觸，所以這兩處的冷卻速度大，獲得的馬氏體含量多，調(diào)質(zhì)處理后強(qiáng)度和硬度高；壁厚1/2 處的冷卻速度小，獲得的馬氏體含量少，調(diào)質(zhì)處理后強(qiáng)度和硬度低。

2.2 浸入內(nèi)噴方式淬火工藝對組織的影響

根據(jù)力學(xué)性能檢測數(shù)據(jù)，分析認(rèn)為是材料未淬透導(dǎo)致不同位置的組織不一致，從而造成性能差異。為進(jìn)一步明確原因，在調(diào)質(zhì)處理后的37Mn5鋼管上取樣，并觀察其微觀組織。37Mn5 鋼管經(jīng)浸入內(nèi)噴方式熱處理后的微觀組織形貌如圖1 所示。

圖1 37Mn5 鋼管經(jīng)浸入內(nèi)噴方式熱處理后的微觀組織形貌

從圖1 可以看出，從外壁到內(nèi)壁組織不一致，靠近外壁區(qū)域的組織主要是細(xì)小回火索氏體+少量沿晶界析出的條狀鐵素體；壁厚中間位置的鐵素體含量增多，沿著晶界連接成網(wǎng)狀分布，并局部析出塊狀鐵素體，其余是回火索氏體。調(diào)質(zhì)處理后組織中存在的較多塊狀和網(wǎng)狀鐵素體不是正常的淬火組織，是典型的未淬透組織，會導(dǎo)致材料力學(xué)性能降低［12-14］。奧氏體化后淬火冷卻時，鋼管外表面與水接觸的面積最大，散熱效果最好，冷卻速度最大，淬火后馬氏體含量最多。內(nèi)孔靠一側(cè)內(nèi)噴頭的水量帶走熱量，壁厚中間位置的熱量是通過內(nèi)外壁往外傳輸?shù)?，因此溫度降低的速度最慢，冷卻速度最低，淬火組織析出了網(wǎng)狀鐵素體，回火后保留下來。

2.3 外淋內(nèi)噴方式淬火工藝對性能的影響

由于浸入內(nèi)噴方式淬火導(dǎo)致鋼管彎曲嚴(yán)重，淬火后無法在斜臺架上滾動，在進(jìn)入回火爐的整個過程，需要人工撬動才能滾動、翻料、入爐。為了減小鋼管彎曲，確保生產(chǎn)順行，同時提高鋼管性能的穩(wěn)定性，提出以下改進(jìn)措施：①在原37Mn5 材質(zhì)的基礎(chǔ)上，分別提高M(jìn)n、Cr 含量到1.5%和0.25%；②改用內(nèi)噴外淋式淬火；③提高淬火拖輪旋轉(zhuǎn)速度到50 r/min；④內(nèi)噴水壓力提高到0.35 MPa。鋼管淬火后溫度仍舊控制在40 ℃以下，其余熱處理參數(shù)與初始的浸入內(nèi)噴工藝一致。文獻(xiàn)［15］提出，提高合金元素含量可以提高材質(zhì)的淬透性，淬火時材質(zhì)的冷卻速度大于過冷奧氏體連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線的臨界冷卻速度時才能獲得馬氏體組織。

采用新的淬火工藝后，消除了槽內(nèi)水對于內(nèi)噴的干擾作用，內(nèi)噴水的流速和壓力得到提高，鋼管轉(zhuǎn)速更快，保證了鋼管冷卻速度更大且溫度下降更均勻，淬火后鋼管直線度控制較好。采用上述改進(jìn)措施后，在37Mn5 鋼管的不同位置截取力學(xué)性能檢測試樣，進(jìn)行拉伸性能、硬度和沖擊功的檢測，檢測結(jié)果見表3。

表3 采用改進(jìn)工藝的37Mn5 鋼管的力學(xué)性能檢測結(jié)果

由表3 可以看出，生產(chǎn)工藝改進(jìn)后，37Mn5 鋼管從外壁到中間位置的力學(xué)性能都滿足技術(shù)協(xié)議要求，且性能檢測數(shù)值比較接近，波動小；中間位置的抗拉強(qiáng)度比靠近外壁處低7 MPa，降幅約0.07%；中間位置的屈服強(qiáng)度比外壁處低11 MPa，降幅約1.35%；中間位置的沖擊功比外壁處僅低4 J；靠近外壁處硬度為31.3 HRC，中間位置處為30.5 HRC，降幅約2.24%。這是因?yàn)楦倪M(jìn)后的成分提高了材質(zhì)的淬透性，同時外淋內(nèi)噴淬火工藝提高了鋼管的冷卻速度和冷卻均勻性，新工藝保證了過冷奧氏體順利越過C 曲線（過冷奧氏體等溫轉(zhuǎn)變曲線）鼻尖，實(shí)現(xiàn)了奧氏體向馬氏體的轉(zhuǎn)變，鋼管整個截面內(nèi)的馬氏體組織含量變得一致。

2.4 外淋內(nèi)噴方式淬火工藝對組織的影響

根據(jù)改進(jìn)工藝生產(chǎn)的鋼管的力學(xué)性能檢測數(shù)據(jù)，分析認(rèn)為37Mn5 鋼管不同位置組織轉(zhuǎn)變一致和充分是性能合格的原因。在調(diào)質(zhì)處理后的37Mn5 鋼管上取樣，并在顯微鏡下觀察微觀組織，組織如圖2 所示。

圖2 采用改進(jìn)工藝的37Mn5 鋼管的微觀組織

從圖2 可以看出，37Mn5 鋼管組織中的網(wǎng)狀鐵素體消失，獲得了均勻一致的、細(xì)小的回火索氏體，碳化物彌散分布，晶粒尺寸均勻，根據(jù)GB/T 6394—2017《金屬平均晶粒度測定方法》中的截點(diǎn)法測出平均晶粒度為7.0 級。由此說明，采用改進(jìn)的生產(chǎn)工藝，保證了奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變的充分性，熱處理后37Mn5 鋼管獲得了高強(qiáng)度和高韌性組合性能，其各項(xiàng)力學(xué)性能滿足了技術(shù)指標(biāo)。

3 結(jié) 論

（1） 生產(chǎn)110 鋼級厚壁37Mn5 鋼管較為適宜的工藝是：將37Mn5 材質(zhì)中的Mn 和Cr 含量分別提高至1.5%和0.25%；選用外淋內(nèi)噴方式淬火工藝（880 ℃保溫100 min 淬火），并在500 ℃保溫110 min 回火；提高淬火拖輪旋轉(zhuǎn)速度到50 r/min；內(nèi)噴水壓力提高到0.35 MPa。

（2） 采用改進(jìn)的生產(chǎn)工藝處理后，37Mn5 鋼管的各項(xiàng)力學(xué)性能合格且波動較小，抗拉強(qiáng)度971～978 MPa，屈服強(qiáng)度804～815 MPa，硬度30.5～31.3 HRC，沖擊功56～60 J，伸長率15%～16%。

（3） 經(jīng)過改進(jìn)的生產(chǎn)工藝處理后，37Mn5 鋼管組織中的奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變充分，鋼管整個截面的馬氏體組織含量變得一致；網(wǎng)狀鐵素體消失，回火后獲得了均勻致密回火索氏體，晶粒尺寸細(xì)小均勻，使得回火組織具備了優(yōu)異性能。