顧曉勇 劉洪武 劉浩然 王青峰

(1.中鐵山橋集團(tuán)有限公司，河北 秦皇島 066200；2.燕山大學(xué)亞穩(wěn)材料制備技術(shù)與科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 秦皇島 066004)

鋼結(jié)構(gòu)采用高強(qiáng)度螺栓連接具有簡便、可拆換、耐疲勞、不松動、較安全等優(yōu)點(diǎn)。大型建筑等工程結(jié)構(gòu)對連接用螺栓的強(qiáng)度性能要求更高[1]。

我國高強(qiáng)螺栓大多采用20MnTiB、35VB、40Cr等結(jié)構(gòu)鋼，不耐大氣腐蝕，即使進(jìn)行磷化處理，仍有較嚴(yán)重的均勻腐蝕、縫隙腐蝕等銹蝕現(xiàn)象。特別是普通高強(qiáng)度螺栓還可能發(fā)生應(yīng)力腐蝕和腐蝕疲勞，具有突發(fā)性脆斷和低應(yīng)力破壞的危險(xiǎn)性，使橋梁等鋼結(jié)構(gòu)存在不可忽視的安全隱患，已有相關(guān)案例的報(bào)道。近年來，耐候橋梁鋼發(fā)展迅速，但對耐候螺栓的研制相對滯后[2]。本文研究了10.9S級耐候高強(qiáng)螺栓用鋼的熱處理工藝。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用材料為由中鐵山橋集團(tuán)高強(qiáng)度緊固器材有限公司提供的NHL10熱軋棒料。材料的化學(xué)成分如表1所示，耐候指數(shù)I=6.97，具有良好的耐大氣腐蝕性能。原材料組織為鐵素體+珠光體，如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)方法

表1 試驗(yàn)用NHL10鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of the tested NHL10 steel (mass fraction) %

注：I=26.01(%Cu)+3.88(%Ni)+1.20(%Cr)+1.49(%Si)+17.28(%P)-7.29(%Cu)(%Ni)-9.10(%Ni) (%P)-33.39(%Cu)2

圖1 熱軋態(tài)NHL10鋼的顯微組織Fig.1 Microstructure of the hot- rolled NHL10 steel

對鋼進(jìn)行淬火和不同溫度回火。淬火溫度875 ℃，保溫時(shí)間60 min，水冷；回火溫度為400～650 ℃(溫度間隔為50 ℃)，保溫40 min，空冷。在DDL- 100型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，在JB- 300B沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行沖擊試驗(yàn)(KU2)；采用HR- 150A型洛氏硬度計(jì)測定硬度。

金相試樣尺寸為10 mm×10 mm，打磨、拋光后用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕，在Axiover- 200MAT光學(xué)顯微鏡下觀察組織；采用S- 3400N型掃描電鏡及EBSD裝置檢測鋼的Packet、Block結(jié)構(gòu)[3]，并分析沖擊試樣的斷口形貌；用線切割加工出厚約300 μm的薄片，用砂紙打磨減薄到30 μm以下，而后沖成φ3 mm的試片，再采用雙噴電解法制成薄膜試樣，在JOEL- 2010型透射電鏡下觀察。

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 回火溫度對力學(xué)性能的影響

由表2可知，隨著回火溫度的升高，鋼的強(qiáng)度、硬度降低，沖擊性能提高。與400 ℃回火的鋼相比，450 ℃回火的鋼的強(qiáng)度和硬度下降幅度不大，在550 ℃回火的鋼的強(qiáng)度和硬度下降最明顯，550 ℃以上回火的鋼，強(qiáng)度和硬度下降幅度較小。通過與GB/T 1231—2006《鋼結(jié)構(gòu)用高強(qiáng)度大六角頭螺栓、大六角螺母、墊圈技術(shù)條件》比較得出，鋼的最佳回火溫度為500 ℃。

表2 不同溫度回火后試驗(yàn)鋼的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of the tested steel after tempering at different temperatures

2.2 回火溫度對顯微組織的影響

試驗(yàn)鋼經(jīng)875 ℃淬火和不同溫度回火后的顯微組織如圖2所示，主要是回火托氏體和回火索氏體。在回火過程中，馬氏體分解，過飽和α固溶體中的碳原子析出，在較低溫度回火時(shí)，組織仍有板條特征，基體上分布著細(xì)小的顆粒狀滲碳體；隨著回火溫度的升高，碳原子活性增大，釩、鈦等微量合金元素與碳原子結(jié)合形成碳化物，同時(shí)α固溶體發(fā)生回復(fù)和再結(jié)晶，針狀鐵素體長/寬比縮小粗化，向多邊形鐵素體轉(zhuǎn)變，顆粒狀滲碳體聚集長大成球狀滲碳體分布在鐵素體中，組織轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗鹚魇象w。

試驗(yàn)鋼經(jīng)875 ℃淬火和不同溫度回火后的掃描電鏡組織如圖3所示?？梢姡M織的原始奧氏體晶界、馬氏體Packet界以及內(nèi)部Packet結(jié)構(gòu)清晰可見。隨著回火溫度的提高，Packet結(jié)構(gòu)的平均尺寸逐漸增大，在400、450 ℃回火時(shí)，Packet尺寸增長較慢，在500 ℃以上回火時(shí)，Packet尺寸增長較快，如表3所示。

圖2 試驗(yàn)鋼經(jīng)(a)400、(b)450、(c) 550和(d)650 ℃回火后的顯微組織Fig.2 Microstructures of the tested steel tempered at (a) 400 ℃, (b) 450 ℃,(c) 500 ℃, and(d) 650 ℃

圖3 試驗(yàn)鋼經(jīng)(a)400、(b)450、(c)500和(d)650 ℃回火后的掃描電鏡組織Fig.3 SEM micrographs of the tested steel tempered at (a) 400 ℃, (b) 450 ℃,(c) 500 ℃, and (d) 650 ℃

表3 試驗(yàn)鋼經(jīng)不同溫度回火后的Packet尺寸Table 3 Packet sizes of the tested steel tempered at different temperatures

采用背散射電子衍射(EBSD)對回火馬氏體亞結(jié)構(gòu)進(jìn)行晶粒取向分析，圖4為晶粒取向圖，表4為鋼經(jīng)不同溫度回火后的Block結(jié)構(gòu)尺寸?；鼗瘃R氏體的Block平均尺寸從1.07 μm增大到1.44 μm，回火馬氏體Block的平均尺寸隨著回火溫度的升高而略有增加。表5為不同溫度回火的鋼的大角度晶界比例，可以看出，隨著回火溫度的升高，大角度晶界的比例從51.7%增加到了60.0%。

圖4 試驗(yàn)鋼經(jīng)(a)400、(b)450、(c)500和(d)650 ℃回火后馬氏體的取向圖Fig.4 Orientation maps of martensite in the tested steel tempered at (a) 400 ℃, (b) 450 ℃, (c) 500 ℃, and (d) 650 ℃

表4 試驗(yàn)鋼經(jīng)不同溫度回火后的馬氏體Block平均尺寸Table 4 Average size of Block in the tested steel tempered at different temperatures

為進(jìn)一步分析回火過程中的組織變化規(guī)律，對不同溫度回火的鋼進(jìn)行透射電鏡觀察。圖5表明，在較低溫度(400 ℃)回火的鋼馬氏體板條邊界清晰，板條緊密平行排列，隨著回火溫度的升高，析出相和碳化物增多并逐漸長大，板條邊界出現(xiàn)析出相并逐漸模糊。回火溫度繼續(xù)升高，鋼中析出相增多，由點(diǎn)狀逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榍驙?，尺寸增大?；鼗疬^程中，鋼中原過飽和固溶碳原子脫溶，并在馬氏體板條內(nèi)、邊界處析出，并與釩、鈦、鉻等強(qiáng)碳化物形成元素形成碳化物。隨著回火溫度的升高，碳化物等析出相數(shù)量增多，碳原子向馬氏體板條邊界聚集，使板條邊界的碳化物數(shù)量增多，并聚集球化[4- 5]。

表5 不同溫度回火的試驗(yàn)鋼的大角度晶界比例Table 5 Percentages of large angle grain boundaries in the tested steel tempered at different temperatures

圖5 經(jīng)(a) 400、(b)450、(c) 500和(d) 650 ℃回火的試驗(yàn)鋼的TEM形貌Fig.5 TEM micrographs of the tested steel tempered at (a) 400 ℃, (b) 450 ℃, (c) 500 ℃, and (d) 650 ℃

2.3 顯微組織對力學(xué)性能的影響

淬火后鋼的強(qiáng)度、硬度最高，但淬火應(yīng)力較大。400和450 ℃回火的鋼，馬氏體剛開始分解，內(nèi)應(yīng)力部分消除，強(qiáng)度、硬度下降幅度不大；500和550 ℃回火的鋼，馬氏體和殘留奧氏體逐漸分解為回火托氏體，大部分內(nèi)應(yīng)力得以消除；600和650 ℃回火的鋼，內(nèi)應(yīng)力已基本消除，強(qiáng)度和硬度趨于穩(wěn)定，沖擊吸收能量增大。

不同溫度回火的鋼的沖擊試樣斷口形貌如圖6所示。400 ℃回火的鋼主要為解理斷口，有極少量韌窩和撕裂棱；隨著回火溫度的升高，斷口解理面減少，韌窩增多；400、450 ℃回火的鋼，沖擊試樣的斷裂為準(zhǔn)解理斷裂。500 ℃以上回火的鋼，韌窩逐漸增多，解理面基本消失，且隨著回火溫度的升高，韌窩縮小，部分韌窩拉長，主要為韌性斷裂。大角度晶界可有效阻止裂紋的擴(kuò)展，在晶粒取向差≥15 °的大角度晶界處，解理裂紋會發(fā)生顯著的轉(zhuǎn)折，從而消耗更多的能量，大角度晶界越多，對裂紋擴(kuò)展的阻礙作用越大[6]。隨著回火溫度的升高，大角度晶界數(shù)量增多，有利于提高鋼的沖擊韌性，斷裂機(jī)制從準(zhǔn)解理斷裂向韌性斷裂轉(zhuǎn)變。

圖6 經(jīng)(a) 400、(b)450、(c) 500和(d) 650 ℃回火的試驗(yàn)鋼沖擊試樣的斷口形貌Fig.6 Fracture patterns of impact sample of the tested steel tempered at (a) 400 ℃, (b) 450 ℃, (c) 500 ℃, and (d) 650 ℃

由于晶界阻礙位錯的運(yùn)動，而且晶粒之間存在位向差，為了協(xié)調(diào)變形，晶粒要進(jìn)行多次滑移從而發(fā)生位錯的相互交割，導(dǎo)致金屬的強(qiáng)度提高。根據(jù)Hall- Petch公式[3]，對試驗(yàn)鋼的屈服強(qiáng)度與Packet、Block結(jié)構(gòu)尺寸D-1/2進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖7所示。可見試驗(yàn)鋼的屈服強(qiáng)度與Packet、Block結(jié)構(gòu)尺寸D-1/2之間呈線性關(guān)系，式(1)、式(2)為擬合公式。因此，細(xì)化Packet、Block結(jié)構(gòu)均可提高試驗(yàn)鋼的屈服強(qiáng)度，其中Block結(jié)構(gòu)的擬合結(jié)果更好，對提高屈服強(qiáng)度更有效，是控制屈服強(qiáng)度的有效單元。

Rp=-583.96+4 611.7Dp-1/2

(1)

Rb=-1 503.49+2 853.1Db-1/2

(2)

式中：Dp為Packet結(jié)構(gòu)的平均尺寸，Db為馬氏體Block結(jié)構(gòu)的平均尺寸。

圖7 試驗(yàn)鋼的屈服強(qiáng)度與Packet、Block結(jié)構(gòu)尺寸D-1/2的線性擬合Fig.7 Linear fitting of yield strength into size D-1/2 of Packet and Block for the tested steel

3 結(jié)論

(1)875 ℃水淬的NHL10耐候高強(qiáng)度螺栓鋼，隨著回火溫度的升高，馬氏體板條形態(tài)逐漸消失，過飽和α相中析出碳化物，并在馬氏體邊界聚集球化，尺寸增大，組織逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗鹜惺象w和回火索氏體。

(2)淬火后隨著回火溫度的升高，鋼的強(qiáng)度和硬度逐漸降低，斷后伸長率和沖擊韌性逐漸升高，屈服強(qiáng)度與Packet、Block結(jié)構(gòu)尺寸的-1/2次方呈線性關(guān)系，沖擊斷裂機(jī)制由準(zhǔn)解理斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性斷裂。

(3)NHL10耐候高強(qiáng)度螺栓鋼的最佳熱處理工藝為875 ℃水淬隨后500 ℃回火。