, 王明明, 宋丽英 东北大学 轧制技术及连轧自动化国家重点实验室, 辽宁 沈阳 110819
收稿日期：2020-07-31
基金项目：国家高技术研究发展计划项目(2015AA03A501)。
作者简介：朱成林(1994-), 男, 安徽淮北人, 东北大学博士研究生;
高秀华(1966-), 女, 河北唐山人, 东北大学教授, 博士生导师。
摘要：使用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)、电子探针(EPMA)及透射电镜(TEM)分析研究了淬火温度对12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的显微组织和力学性能的影响.结果表明：热轧后的实验钢板经900~1 050 ℃保温0.5 h淬火及710 ℃高温回火2 h热处理后, 均可以获得细小均匀的回火索氏体组织；回火索氏体晶界处存在大量直径100~200 nm的富含Cr的M23C6型析出相；随着淬火温度从900 ℃升高到1 050 ℃, 淬火后奥氏体晶粒尺寸逐渐增大, 进而导致热处理后的回火索氏体组织粗化；实验钢强度先减小后增大, 延伸率和冲击功均先增加后降低；在最佳淬火温度950 ℃时, 实验钢抗拉强度为767 MPa, 屈服强度为588 MPa, 断后延伸率为22%, 在20 ℃时冲击功达107 J, 综合力学性能优异.
关键词：12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢淬火温度热处理显微组织力学性能
Effect of Quenching Temperature on Microstructure and Mechanical Properties of 12Cr14Ni2 Stainless Structural Steel
ZHU Cheng-lin, GAO Xiu-hua
, WANG Ming-ming, SONG Li-ying The State Key Laboratory of Rolling and Automation, Northeastern University, Shenyang 110819, China
Corresponding author: GAO Xiu-hua, E-mail: gaoxiuhua@126.com.
Abstract: Effect of quenching temperature on microstructure and mechanical properties of a 12Cr14Ni2 sorbite stainless steel was investigated by optical microscopy, scanning electron microscopy, electron probe and transmission electron microscopy, respectively. The results show that the fine and uniform tempered sorbite structures can be obtained in the hot-rolled steel plate after quenching at 900~1 050 ℃ for 0.5 h and tempering at 710 ℃ for 2 h. There are a large number of Cr-riched M23C6 precipitates at the grain boundaries of tempered sorbite with a diameter of 100~200 nm. As the quenching temperature increases from 900 ℃ to 1050 ℃, the austenitic grain size gradually increases after quenching, resulting in the coarsening of the tempered sorbite structure after heat treatments. The strength of the experimental steel first decreases and then increases, and both the elongation and impact energy increase first and then decrease. The excellent mechanical properties can be obtained at an optimal quenching temperature of 950 ℃, corresponding to the tensile strength of 767 MPa, the yield strength of 588 MPa, the elongation after fracture of 22%, and the impact energy of 107 J at 20 ℃.
Key words: 12Cr14Ni2 sorbite stainless structural steelquenching temperatureheat treatmentmicrostructuremechanical property
不锈钢因具有优异的耐腐蚀性、耐高温性、耐磨性和精美的外观被广泛应用于石油、化工、建筑、国防和其他行业[1-4].根据不锈钢的结构, 传统不锈钢可分为铁素体不锈钢、奥氏体不锈钢、马氏体不锈钢和双相不锈钢.然而, 由于铁素体和奥氏体不锈钢的强度低, 马氏体不锈钢因其结构特性而具有较高的脆性和焊接难度, 双相不锈钢的高合金含量和较大的热处理工艺难度使其成本是奥氏体不锈钢的2~3倍.因此, 传统的不锈钢均不适合用作结构钢[5-7].12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢是我国于2017年首次提出的新型不锈钢, 该钢种克服了传统不锈钢低强度、高脆性、焊接性能差、成本过高的缺点, 完成了不锈钢向结构钢的跨越.
12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢可以通过对热轧板进行空冷淬火+高温回火热处理得到回火索氏体组织, 其中淬火温度是保证调质后钢板具有优异综合力学性能的重要参数[8-10].然而, 目前关于淬火温度对12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的组织演化和力学性能影响的相关研究仍未见报道.本文通过分析不同淬火温度对热处理后12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的微观组织和力学性能的影响, 探索出最优的淬火温度以获得最佳强韧性匹配, 为12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢得到更好的工业应用提供参考.
1 实验材料及方法本研究所使用的12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的化学成分见表 1.在真空感应熔炼炉中冶炼75 kg坯料并浇注成型, 切除冒口后锻造成截面尺寸为100 mm×100 mm的坯料, 使用RAL实验室?450热连轧机组对实验钢进行热轧, 将厚100 mm的坯料经9道次轧制成6 mm厚热轧板.轧制采用两阶段轧制, 热轧工艺为：加温温度为1 200 ℃, 开轧温度为1 130 ℃, 4道次轧制后(温度1 080 ℃)待温至二次开轧温度970 ℃, 然后立即完成其余5道次的轧制, 终轧温度为860 ℃, 轧后立即水冷至室温.对在线淬火后的热轧板进行900，950，1 000，1 050 ℃保温0.5 h的淬火处理, 之后进行710 ℃保温2 h的高温回火热处理.轧制及热处理工艺图如图 1所示, 热处理后钢板放置在铁毡上空冷.
表 1(Table 1)
 表 1 12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的化学成分(质量分数)Table 1 Chemical composition of 12Cr14Ni2 sorbite stainless structural steel (mass fraction) ?
| 表 1 12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition of 12Cr14Ni2 sorbite stainless structural steel (mass fraction) ? | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 实验钢热轧及热处理工艺图Fig.1 Schematic of hot rolling and heat treatment process of experimental steel |
为了研究淬火温度对实验钢板力学性能的影响, 对淬火+高温回火热处理后钢板进行拉伸及冲击试验.室温拉伸按照GB/T228—2010在WDW-300电子拉伸试验机上进行, 按照GB/T229—2007制备非标准夏比V型缺口冲击试样(5 mm×10 mm×55 mm), 在Instron9250HV冲击试验机上进行冲击试验, 冲击温度为20 ℃，-40 ℃，-60 ℃, 每组试验选取3个样本, 统计结果取其平均值.使用宏观硬度计测量热处理后钢板的宏观维氏硬度, 每组试样取5个位置测试, 结果取其平均值.
对热处理后钢板进行切割、机械抛光并用硫酸铜盐酸混合溶液进行金相腐蚀, 腐蚀液由2 g硫酸铜、10 mL盐酸和50 mL乙醇混合而成; 使用饱和苦味酸+盐酸水溶液在80 ℃下水浴加热进行原奥氏体晶界腐蚀.使用OLYMPUS BX53M光学显微镜(OM)和FEI Quanta-600扫描电子显微镜(SEM)观察腐蚀后试样的微观组织; 使用JXA-8530F电子探针显微分析仪(EPMA)分析了试样的元素分布.将透射样品研磨至45 μm的厚度, 经打孔后放置于12.5%高氯酸溶液中进行电解双喷, 使用Tecnai G2F20透射电子显微镜在200 kV的加速电压下进行透射电镜观察, 分析实验钢的微观组织及析出相, 并通过EDS能谱分析析出相元素组成.
2 实验结果与分析2.1 淬火温度对实验钢显微组织的影响实验钢的热轧板分别经900, 950, 1 000和1 050 ℃保温0.5 h空冷淬火后的金相组织如图 2所示.由图 2可知, 实验钢经900~1 050 ℃保温0.5 h空冷淬火后的组织均为淬火马氏体组织.当淬火温度为900 ℃, 钢板中存在明显连续分布的带状组织; 当淬火温度为950 ℃时, 钢板中的带状组织已基本消除, 仅剩零星点状分布的带状组织残余; 随着淬火温度上升至1 000和1 050 ℃, 带状组织完全消失.当淬火温度从900 ℃上升至1 050 ℃, 回火马氏体组织逐渐粗化.
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 实验钢在不同温度淬火后的金相组织Fig.2 Metallographic microstructure of experimental steel after quenching at different temperatures (a)—900 ℃; (b)—950 ℃; (c)—1 000 ℃; (d)—1 050 ℃. |
经饱和苦味酸+盐酸溶液的腐蚀后, 在金相显微镜下可以明显观测到淬火热处理后的原奥氏体晶界.热轧板经不同淬火温度热处理后的原奥氏体晶界如图 3所示.从图 3中可以发现：当淬火温度为900 ℃时, 奥氏体晶粒尺寸较细小, 其中可见明显的带状组织; 随着淬火温度的升高, 奥氏体晶粒发生明显的粗化.使用Image-Pro Plus软件对原奥氏体晶界的金相照片进行统计后发现：当淬火温度分别为900, 950, 1 000和1 050 ℃时, 热处理后原奥氏体晶粒尺寸分别为8.7, 15.1, 28.6和53.6 μm.随着淬火温度的升高, 原奥氏体晶粒尺寸增大明显.
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 实验钢在不同温度淬火后的原奥氏体晶界Fig.3 Austenite grain boundary of experimental steel after quenching at different temperatures (a)—900 ℃; (b)—950 ℃; (c)—1 000 ℃; (d)—1 050 ℃. |
实验钢的热轧板分别经900, 950, 1 000和1 050 ℃保温0.5 h空冷淬火及710 ℃回火2 h热处理后的金相组织如图 4所示.由图 4可知, 实验钢经900~1 050 ℃保温0.5 h淬火及710 ℃高温回火2 h后组织均为回火索氏体组织.当淬火温度为900 ℃时, 回火索氏体组织趋向于细小均匀的组织形态, 其中可见明显的带状组织; 当淬火温度逐渐提高到950 ℃, 带状组织基本消失; 当淬火温度继续提高至1 050 ℃, 回火索氏体组织逐渐粗化.
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 实验钢在不同温度淬火0.5 h+710 ℃回火2 h热处理后的金相显微组织Fig.4 Metallographic microstructure of experimental steel quenched at different temperatures for 0.5 h and tempered at 710 ℃ for 2 h (a)—900 ℃; (b)—950 ℃; (c)—1 000 ℃; (d)—1 050 ℃. |
不同淬火温度的空冷淬火+高温回火热处理后钢板在扫描电镜下的显微组织如图 5所示.从图 5中可以发现, 当淬火温度为900 ℃时, 热处理后实验钢的微观组织基体为板条状的铁素体, 基体上分布有大量颗粒状析出物; 随着淬火温度的逐渐提高, 组织中板条状铁素体的板条宽度明显增大.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 实验钢在不同温度淬火0.5 h+710 ℃回火2 h热处理后的扫描显微组织Fig.5 SEM microstructure of experimental steel quenched at different temperatures for 0.5 h and tempered at 710 ℃ for 2 h (a)—900 ℃; (b)—950 ℃; (c)—1 000 ℃; (d)—1 050 ℃. |
淬火温度的高低影响了实验钢淬火保温过程中奥氏体晶粒的大小, 而原奥氏体晶粒的大小直接影响了马氏体板条束的大小.淬火温度越高, 正火保温过程中奥氏体晶粒越大, 淬火后得到的马氏体组织中马氏体板条束越宽大, 在后续高温回火过程中, 得到的回火索氏体组织也更粗大.
2.2 索氏体不锈结构钢析出相观察及元素分布图 6为12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢经不同温度保温0.5 h淬火+710 ℃回火2 h热处理后在透射电镜下观察到的微观组织、析出物形貌、析出物衍射斑及其EDS能谱分析.图 6a为淬火温度950 ℃条件下调质热处理后的典型显微组织, 实验钢基体中同时存在板条状铁素体和再结晶后的等轴状铁素体, 热处理后的回火索氏体组织中存在大量的位错.图 6b, 6c分别是淬火温度900和1 050 ℃条件下调质热处理后的析出相典型形貌, 通过透射实验观察及对比发现：随着淬火温度从900 ℃升高到1 050 ℃, 基体中的析出相直径明显增大, 并且析出相的分布及数量逐渐变多.对图 6c中圆圈标记的析出相进行衍射斑标定, 结果如图 6c中所示, 表明此析出相为FCC结构; 对图 6c中标记的析出相的元素成分进行EDS能谱分析, 结果如图 6d中所示, 能谱分析结果表明析出相中存在明显的Fe, Cr, C峰.通过衍射斑标定及EDS能谱分析结果可以确定, 实验钢中存在大量直径100~200 nm具有FCC结构的富含Cr的M23C6型析出相.
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 热处理后实验钢透射显微组织、析出相衍射斑点及能谱Fig.6 Transmission microstructure, precipitate's SAED pattern and EDS spectrum of experimental steel after heat treatment (a)—950 ℃淬火后组织; (b)—900 ℃淬火后析出相; (c)—1 050 ℃淬火后析出相及其衍射斑; (d)—析出相的EDS能谱. |
图 7为12Cr14Ni2索氏体不锈钢结构钢经过950 ℃保温0.5 h淬火+710 ℃回火2 h处理后在电子探针下观察到的典型微观组织形貌及其元素分布扫描图.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 实验钢热处理后组织形貌和元素分布图Fig.7 Microstructure and element distribution of the experimental steel after heat treatment (a)—显微组织; (b)—C元素分布; (c)—Cr元素分布; (d)—Ni元素分布. |
从图 7a中可以明显看到回复后的铁素体及析出的碳化物; 通过对各主要元素的面扫发现：在回火组织间的晶界处有较明显的Cr元素偏聚以及轻微的Ni元素偏聚, 如图 7a, 7b所示.结合图 6中对热处理后钢板的透射实验观察可以判断, Cr元素偏聚现象是由富含Cr的M23C6型析出相在晶界处大量析出引发.
M23C6型析出相为Fe，Cr复合析出的(Fe, Cr)23C6析出相.细小弥散分布的析出相可以对实验钢组织起到析出强化效果, 对实验钢力学性能有益.但是, (Fe, Cr)23C6析出相大量集中于晶界及回火索氏体板条间隙等部位会弱化晶界, 降低实验钢韧性.
2.3 淬火温度对力学性能的影响12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢经过不同温度保温0.5 h淬火+710 ℃回火2 h处理后的力学性能如表 2所示, 在不同淬火温度下, 热处理后钢板的宏观硬度变化不大.拉伸性能及冲击性能随淬火温度的变化曲线如图 8所示.
表 2(Table 2)
表 2 不同热处理工艺下实验钢的力学性能Table 2 Mechanical properties of experimental steel under different heat treatment processes
| 表 2 不同热处理工艺下实验钢的力学性能 Table 2 Mechanical properties of experimental steel under different heat treatment processes | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 不同淬火温度下实验钢的力学性能变化曲线Fig.8 Curves of mechanical properties of experimental steel at different quenching temperatures (a)—拉伸性能; (b)—冲击性能. |
由图 8a可知, 随淬火温度的上升, 热处理后钢板的屈服强度和抗拉强度变化趋势基本相同.当淬火温度从900 ℃上升至950 ℃, 实验钢板的抗拉强度和屈服强度均有所降低, 同时, 钢板的延伸率显著上升; 当淬火温度在950~1 050 ℃区间时, 钢板的抗拉强度和屈服强度随温度上升逐渐增大, 但钢板的断后延伸率也明显降低.图 8b表明：当淬火温度为900 ℃时, 实验钢在各温度下的冲击功差距不大, 分别为52.6, 46.8, 41.6 J; 当淬火温度上升至950 ℃时, 20 ℃和-40 ℃温度下的冲击功明显增大, 分别达到107和88 J, -60 ℃温度下的冲击功增幅较小; 当淬火温度继续上升至1 050 ℃, 实验钢在三种温度条件下的冲击功均显著下降.
成分偏析是高合金钢中常见的现象, 由于12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢中含有较高的Cr元素, 在冶炼过程中会引起一定程度的成分偏析, 并在之后的热轧过程中形成带状组织.Cr元素的偏聚会导致Cr系碳化物的大量生成聚集, 形成组织缺陷.热处理是消除和减轻碳化物偏聚的有效方式, Cr, Fe系碳化物对温度较为敏感, 一般在950 ℃左右即可融入基体.合理的淬火保温过程可以有效均匀化组织, 为形成均匀的淬火马氏体做准备.
对于12Cr14Ni2索氏体不锈结构钢的调质热处理过程, 当淬火温度低于950 ℃时, 较低的淬火温度不能起到很好的均匀化组织及消除Cr系碳化物偏聚的作用, 900 ℃淬火条件下实验钢的塑韧性明显较低.随着淬火温度逐步上升至1 050 ℃, 实验钢的晶粒度逐渐增大, 细晶强化及韧化效果降低; 同时, Cr元素偏聚现象改善, Cr元素的析出强化效果增大, 但过多长大的析出相集中分布于晶界处会弱化晶界, 导致实验钢的冲击韧性下降.图 8表明：在多种强韧化机制的综合作用下, 实验钢强度变化相对较小; 当淬火温度为950 ℃时, 热处理后钢板的成分不均得到明显改善, 钢板的组织粗化及晶界处的析出相富集现象不明显.在此热处理工艺下, 实验钢的抗拉强度为767 MPa, 屈服强度为588 MPa, 断后延伸率为22%;20 ℃, -40 ℃, -60 ℃温度下的冲击功分别为107, 88, 54 J; 冲击功及断后延伸率显著增高, 强韧性匹配最好, 综合力学性能优异.
3 结论1) 热轧后的实验钢板经900~1 050 ℃保温0.5 h淬火及710 ℃高温回火2 h热处理后, 均可以获得细小均匀的回火索氏体组织; 随着淬火温度从900 ℃升高到1 050 ℃, 回火后奥氏体晶粒尺寸增大, 调质热处理后的回火索氏体组织逐渐粗化.
2) 回火索氏体基体中存在大量直径100~200 nm的富含Cr元素的M23C6型析出相, 析出相大多分布于晶界处, 导致晶界处存在一定程度的Cr元素偏聚.
3) 随着淬火温度从900 ℃升高到1 050 ℃, 实验钢强度先减小后增大, 延伸率和冲击功均先增加后降低; 在最佳淬火温度950 ℃时, 实验钢的抗拉强度为767 MPa, 屈服强度为588 MPa, 断后延伸率为22%;20 ℃, -40 ℃, -60 ℃温度下的冲击功分别为107, 88, 54 J, 综合力学性能优异.
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