柯志剛 朱麗慧 周任遠 藍 凱

（上海大學材料科學與工程學院，上海 200444）

T23（2.25Cr1.6W）鋼是日本住友金屬和三菱重工基于T22（2.25Cr1Mo）鋼于20世紀90年代聯(lián)合開發(fā)的一種新型低合金耐熱鋼。與T22鋼相比，T23鋼具有更高的蠕變斷裂強度和更好的焊接性能，被廣泛應(yīng)用于超臨界火電機組的過熱器、再熱器和超（超）臨界火電機組的水冷壁[1]。然而，由于T23鋼較高的再熱裂紋敏感性[2]，水冷壁在實際服役過程中易開裂、泄漏和爆管等，嚴重影響火電機組的運行安全。前期研究表明，將T23鋼中C和W的質(zhì)量分數(shù)分別降低至0.045% 和0.450% 左右，可大大改善T23鋼的再熱裂紋敏感性[3-4]。為保證服役安全及焊接性能，GB/T 5310—2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》規(guī)定T23鋼沖擊韌度應(yīng)大于40 J/cm2，硬度應(yīng)為150 ～230 HV[5]。然而，改進型T23鋼沿用原T23鋼的傳統(tǒng)熱處理工藝（1 060℃空冷正火＋770℃回火）后的沖擊韌度較低，僅為7.4 J/cm2，不能滿足國標要求。因此有必要研究如何提高改進型T23鋼的沖擊韌度。

T23鋼是一種粒狀貝氏體鋼，其沖擊韌度與M-A島、碳化物等密切相關(guān)。楊升山等[6]和Jiang等[7-8]的研究指出，正火冷卻方式和回火溫度會對粒狀貝氏體鋼中M-A島和碳化物等產(chǎn)生顯著影響，調(diào)整正火冷卻方式和回火溫度可以優(yōu)化M-A島和碳化物的尺寸及分布，進而提高沖擊韌度。

本文研究了正火冷卻方式和回火溫度對改進型T23鋼的硬度、沖擊韌度及組織的影響及其機制，為改善T23鋼的性能提供參考和理論依據(jù)。

1 試驗材料與方法

根據(jù)前期研究結(jié)果[3-4]，本文試驗所用的改進型T23鋼中C和W的質(zhì)量分數(shù)分別設(shè)計為0.045% 和0.450% ，實測化學成分如表1所示。試樣取自16 mm厚試制熱軋鋼板，經(jīng)1 060℃保溫60 min后分別空冷或油冷，并于770℃回火90 min，以研究正火冷卻方式對改進型T23鋼組織和性能的影響；試樣還分別在750、770和790℃回火90 min，以研究回火溫度對組織和性能的影響。

表1 改進型T23鋼的化學成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 1 Chemical composition of the modified T23 steel（mass fraction） %

采用MH-3L型顯微硬度計測試硬度，試驗力為9.8 N，加載時間為5 s。沖擊試驗根據(jù)GB/T《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》在SCL112型沖擊試驗機上進行，采用尺寸為10 mm×10 mm×55 mm夏比V型缺口試樣。

采用Nikon EPIPHOT-300型金相顯微鏡、Hitachi Su-1510和Carl Zeiss Supra-40型掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope，SEM）及JEM-2100F型透射電子顯微鏡（transmission electron microscope，TEM）對試樣的顯微組織進行觀察。金相試樣經(jīng)打磨、拋光后，采用4% （體積分數(shù)，下同）硝酸酒精溶液腐蝕10～15 s。采用LePera試劑（1% 的偏重亞硫酸鈉水溶液和4% 的苦味酸酒精溶液等體積混合）對試樣進行腐蝕（60 s），染色后的M-A島呈白亮色、貝氏體鐵素體基體呈灰色。另用線切割切取薄片經(jīng)機械減薄至50 μm后，采用10% 高氯酸酒精溶液進行雙噴電解減薄，制備TEM試樣。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 硬度及沖擊韌度

以不同方式正火冷卻的改進型T23鋼的顯微硬度及沖擊韌度如圖1所示?？梢钥闯觯鹂绽涞母倪M型T23鋼的硬度和沖擊韌度分別為167.3 HV1和7.4 J/cm2；正火油冷的硬度和沖擊韌度分別提高到了196.7 HV1和99.8 J/cm2，特別是沖擊韌度大幅度提高?？紤]到正火油冷的改進型T23鋼的綜合性能明顯改善，本文后續(xù)采用的正火冷卻方式均為油冷。

圖1 正火冷卻方式對改進型T23鋼硬度及沖擊韌度的影響Fig.1 Effect of cooling manners of normalizing on hardness and impact toughness of the modified T23 steel

圖2為改進型T23鋼經(jīng)不同溫度回火后的硬度及沖擊韌度?？梢婋S著回火溫度的提高，改進型T23鋼的硬度逐漸下降，沖擊韌度明顯提高。與750℃回火相比，790℃回火后的沖擊韌度大幅度提高，從34.3 J/cm2提高到了276.6 J/cm2。經(jīng)1 060℃保溫60 min油冷＋790℃回火90 min后的硬度和沖擊韌度分別為189 HV1和276.6 J/cm2，為傳統(tǒng)工藝熱處理的鋼的1.13倍和37.4倍，均滿足國標要求。

圖2 不同溫度回火的改進型T23鋼的硬度及沖擊韌度Fig.2 Hardness and impact toughness of the modified T23 steel tempered at different temperatures

改進型T23鋼經(jīng)750～790℃回火后的沖擊斷口宏觀和微觀形貌如圖3所示?？梢钥闯?，隨著回火溫度的提高，試樣斷口纖維區(qū)和剪切唇的占比增大，放射區(qū)的占比減小。纖維區(qū)和剪切唇的占比越大，塑性變形和裂紋形核、擴展消耗的能量越多，材料的韌性越好[9]。750℃回火的鋼斷口呈現(xiàn)準解理斷裂特征，并可觀察到明顯的河流花樣及少量撕裂棱。770℃回火的鋼斷口上撕裂棱數(shù)量增多并有一定數(shù)量的韌窩。790℃回火的鋼斷口形貌以韌窩為主，呈現(xiàn)韌性斷裂特征。沖擊斷口形貌的觀察進一步表明，改進型T23鋼的沖擊韌度隨回火溫度升高而提高，790℃回火的鋼沖擊韌度最高。

圖3 不同溫度回火的改進型T23鋼的斷口形貌Fig.3 Fracture morphologies of the modified T23 steel tempered at different temperatures

2.2 顯微組織

經(jīng)1 060℃正火空冷和油冷的改進型T23鋼的顯微組織如圖4所示。正火空冷的改進型T23鋼組織為塊形粒狀貝氏體和少量鐵素體，粒狀貝氏體中M-A島多呈尺寸較大的塊狀，如圖4（a，c）所示；正火油冷的改進型T23鋼組織以塊形粒狀貝氏體和條形粒狀貝氏體為主，M-A島的尺寸較小且多為橢球形，如圖4（b，d）所示。

圖4 正火加熱后空冷（a，c）和油冷（b，d）的改進型T23鋼的顯微組織Fig.4 Microstructures of the modified T23 steel heated for normalizing and then cooled in air（a，c）and oil（b，d）

不同溫度回火的改進型T23鋼經(jīng)LePera試劑腐蝕后的顯微組織如圖5所示?？梢姴煌瑴囟然鼗鸷螅琈-A島發(fā)生分解，數(shù)量較正火態(tài)的明顯減少、尺寸減小，且分解程度隨回火溫度提高而增大。750和770℃回火后，晶界還存在未完全分解的大尺寸M-A島。790℃回火后，晶內(nèi)和晶界M-A島均大量分解，晶界未完全分解的M-A島數(shù)量大幅度減少、尺寸減小。

圖5 不同溫度回火的改進型T23鋼經(jīng)LePera試劑腐蝕后的顯微組織Fig.5 Microstructures of the modified T23 steel tempered at different temperatures after being etched with LePera reagent

圖6為不同溫度回火的改進型T23鋼的SEM形貌?？梢姴煌瑴囟然鼗鸷螅嚇泳?nèi)和晶界均出現(xiàn)了大量析出相，貝氏體鐵素體板條寬度增大。隨著回火溫度的升高，晶界析出相數(shù)量增多、尺寸增大，且貝氏體鐵素體板條寬度逐漸增大。圖7為790℃回火的改進型T23鋼的TEM形貌、選區(qū)電子衍射花樣（selected area diffraction pattern，SADP）及X射線能譜分析（energy dispersion spectrum，EDS）。結(jié)果表明：晶界尺寸約300～500 nm的塊形析出相為富Cr的M23C6相，如圖7（a，c，d）所示；晶內(nèi)尺寸約30 ～80 nm 的球形碳化物為富Nb 的MX 相，如圖7（b，e，f）所示。

圖6 不同溫度回火的改進型T23鋼的SEM形貌Fig.6 SEM micrographs of the modified T23 steel tempered at different temperatures

圖7 790℃回火的改進型T23鋼的TEM形貌、SADP及EDS分析Fig.7 TEM micrographs，SADP and EDS analysis of the modified T23 steel tempered at 790 ℃

3 討論

正火空冷的改進型T23鋼基體組織為粒狀貝氏體＋少量鐵素體，粒狀貝氏體中M-A島多呈尺寸較大的塊狀；正火油冷的鋼基體組織為塊形粒狀貝氏體＋條形粒狀貝氏體，M-A島尺寸較小且多為橢球形。回火后，M-A島分解，貝氏體鐵素體板條變寬，碳化物析出。隨著回火溫度的升高，碳化物數(shù)量增多、尺寸增大，貝氏體鐵素體板條寬度增大，M-A島分解程度增大。

兩種方式正火冷卻的改進型T23鋼中M-A島尺寸及形貌差異較大，這主要是冷速不同導致的?？绽鋾r冷速較慢，C原子有足夠時間進行長程擴散，使奧氏體富集更多固溶態(tài)的C原子，形成尺寸較大的富碳奧氏體區(qū)，冷卻后得到的M-A島尺寸較大。油冷時冷速較快，C原子來不及充分擴散，形成的富碳奧氏體區(qū)尺寸較小且分布更為彌散，冷卻后得到的M-A島尺寸較小。改進型T23鋼油冷正火后的硬度較空冷正火后的更高，這主要是空冷和油冷正火得到的組織存在較大的差異所致。油冷正火得到的塊形粒狀貝氏體＋條形粒狀貝氏體的硬度高于空冷正火得到的塊形粒狀貝氏體＋少量鐵素體。此外，正火冷速越大，回火析出的碳化物尺寸越小、分布越彌散，強化效果越好[10]。因此改進型T23鋼油冷正火后的硬度高于空冷正火后的硬度。由于條形粒狀貝氏體阻礙裂紋擴展的能力強于鐵素體[11]，加之油冷后形成的小尺寸M-A島能明顯增大裂紋形核功并有效阻礙裂紋擴展[11-13]，故改進型T23鋼油冷正火后的沖擊韌度較空冷正火后的大幅度提高。

回火后，M-A島發(fā)生分解，數(shù)量減少、尺寸減小，貝氏體鐵素體板條變寬，碳化物析出。由于M-A島分解有利于碳化物的析出和貝氏體鐵素體板條的變寬，回火溫度升高后，改進型T23鋼中碳化物析出量增多且尺寸增大，貝氏體鐵素體板條逐漸變寬?；鼗饻囟壬撸?nèi)M-A島數(shù)量逐漸減少，M-A島的強化效果也隨之減弱。此外，回火過程中基體位錯密度降低和貝氏體鐵素體板條的變寬也導致硬度降低。雖然碳化物析出可以提高硬度，但硬度提高量小于基體軟化、M-A島分解及貝氏體鐵素體板條變寬造成的硬度下降量。因此，改進型T23鋼的硬度隨回火溫度升高而降低。同時，M-A島數(shù)量減少會減少裂紋形核點；且尺寸較小的M-A島能有效阻礙裂紋擴展，從而有利于改進型T23鋼750～790℃回火后沖擊韌度的提高。特別是790℃回火后，鋼中M-A島大量分解且晶界存在一定數(shù)量不連續(xù)分布的M23C6相，能有效阻礙裂紋擴展[10，14]，因此790 ℃回火的改進型T23鋼的沖擊韌度較高。相比較，750和770℃回火后改進型T23鋼的M-A島分解程度較小，沖擊韌度改善幅度較小。

4 結(jié)論

（1）相較于傳統(tǒng)工藝熱處理的T23鋼，經(jīng)1 060℃保溫60 min油冷＋790℃回火90 min的改進型T23鋼的沖擊韌度和硬度提高，特別是沖擊韌度從7.4 J/cm2提高到了276.6 J/cm2，為傳統(tǒng)工藝熱處理的鋼的37.4倍。

（2）改進型T23鋼空冷正火后為塊形粒狀貝氏體＋少量鐵素體組織，油冷正火后為塊形粒狀貝氏體＋條形粒狀貝氏體組織，同時，油冷正火＋回火后碳化物的強化效果較好，故油冷正火后鋼的硬度較高。此外，油冷正火后形成的條形粒狀貝氏體和小尺寸M-A島能有效阻礙裂紋擴展，有利于沖擊韌度的提高。

（3）隨著回火溫度的升高，基體軟化、M-A島分解和貝氏體鐵素體板條變寬的程度增大，導致改進型T23鋼的硬度下降，沖擊韌度上升。790℃回火的鋼中M-A島大量分解，且晶界不連續(xù)分布的M23C6相能有效阻礙裂紋擴展，沖擊韌度提高更為顯著。

致謝：感謝寶鋼股份中央研究院鋼管技術(shù)中心為本文提供試樣制備和試驗方面的支持。