黃 冬, 楊超飛, 張寶偉, 周曉峰

(中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司 第七二五研究所, 河南 洛陽 471023)

對(duì)于形狀、尺寸復(fù)雜和具有中空結(jié)構(gòu)的復(fù)雜零件,鑄件具有設(shè)計(jì)靈活、成形方便、材料利用率高等特點(diǎn)。因此在船舶、車輛、工程機(jī)械、礦山設(shè)備及航空、航天設(shè)備等領(lǐng)域,大型鑄件的應(yīng)用極為廣泛[1-2]。由于結(jié)構(gòu)和壁厚差異,大型鑄件常產(chǎn)生嚴(yán)重的偏析和組織不均勻,導(dǎo)致其性能尤其是低溫韌性的改變[3-6]。研究表明,細(xì)化晶粒能夠改善組織偏析、提升鑄鍛件的低溫韌性,生產(chǎn)上常通過多次正火來細(xì)化晶粒[7-9];通過控制回火溫度和回火時(shí)間也能夠消除正火產(chǎn)生的粒狀貝氏體中的M/A島等對(duì)韌性不利的組織,達(dá)到調(diào)控強(qiáng)韌性的目的[10-12]。

正交試驗(yàn)?zāi)軌蜃龅骄獬闃?從而大幅減少試驗(yàn)總量,同時(shí)其試驗(yàn)結(jié)果具有均衡分散、整齊可比的特點(diǎn),常被用來研究多因素、多水平的復(fù)雜變量試驗(yàn)。目前,已有眾多學(xué)者通過正交設(shè)計(jì)或類似的響應(yīng)面設(shè)計(jì)來研究和優(yōu)化金屬材料的熱處理工藝,且取得了良好效果[13-19]。本文通過正交試驗(yàn)及方差分析,研究了熱處理工藝對(duì)一種船舶及海洋工程用10CrNiCu低合金鑄鋼力學(xué)性能和組織的影響,并優(yōu)化熱處理方案以提升鑄鋼的綜合性能。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為10CrNiCu低合金鑄鋼,鑄鋼試塊尺寸為120 mm×50 mm×40 mm,化學(xué)成分見表1,顯微組織為鐵素體+珠光體+貝氏體,組織中存在明顯的偏析帶,如圖1所示。由于偏析帶內(nèi)的合金元素含量較高,提高了組織的淬透性,導(dǎo)致粒狀貝氏體組織主要出現(xiàn)在偏析帶中,其余組織為鐵素體+珠光體,晶粒度評(píng)級(jí)約為7.5級(jí)。鑄鋼的力學(xué)性能見表2,屈服強(qiáng)度Rp0.2達(dá)到434 MPa,-40 ℃和-80 ℃沖擊吸收能量KV2的平均值分別為64 J和9 J。

表1 10CrNiCu鑄鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

表2 10CrNiCu鑄鋼的力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)方法

10CrNiCu低合金鑄鋼的最終熱處理采用正火+回火工藝。研究表明,多次正火能夠細(xì)化和均勻化組織,提升材料的力學(xué)性能。因此,本文在正火溫度900 ℃下,選擇正火次數(shù)、回火溫度和回火時(shí)間作為影響因素,每個(gè)因素設(shè)置3個(gè)水平(如表3所示),不考慮任何交互作用,以鑄鋼的屈服強(qiáng)度、-40 ℃和-80 ℃KV2作為評(píng)價(jià)指標(biāo),采用L9(33)的正交試驗(yàn)表安排試驗(yàn)。

表3 正交試驗(yàn)的因素與水平

從熱處理完成后的試塊取樣,按照GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn),每種工藝測(cè)試2個(gè)平行試樣;按照GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行-40 ℃和-80 ℃夏比V型缺口沖擊試驗(yàn),每種工藝測(cè)試3個(gè)平行試樣。另從熱處理完成后的試塊上切取金相試樣,表面研磨、拋光后用4%(體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液腐蝕,之后采用OLYMPUS GX71光學(xué)顯微鏡觀察組織及晶粒度,采用JEM-2000型透射電鏡觀察其精細(xì)組織。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 力學(xué)性能

表4為對(duì)應(yīng)的正交試驗(yàn)結(jié)果,對(duì)表4中不同工藝的Rp0.2、-40 ℃和-80 ℃KV2分別取平均值進(jìn)行各因素對(duì)相應(yīng)指標(biāo)的影響分析,結(jié)果如圖2所示。由圖2可見,Rp0.2隨正火次數(shù)增加而有所上升,但隨回火溫度提高和回火時(shí)間延長(zhǎng)而大幅降低。-40 ℃KV2隨正火次數(shù)增加先增加后降低,在正火次數(shù)為2次時(shí)最高;隨回火溫度升高和回火時(shí)間延長(zhǎng),-40 ℃KV2整體上升,但在回火溫度由600 ℃上升至630 ℃時(shí)提升有限。-80 ℃KV2的變化同-40 ℃KV2類似,在正火2次時(shí)達(dá)到最高;回火溫度提高能夠大幅提升-80 ℃沖擊吸收能量;而回火時(shí)間延長(zhǎng)時(shí),-80 ℃KV2呈先降后升趨勢(shì)。

表4 正交試驗(yàn)結(jié)果

上述各因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響的有效性需要通過方差分析進(jìn)行檢驗(yàn)。為了在方差分析階段減少計(jì)算量,分別計(jì)算Rp0.2、-40 ℃和-80 ℃KV2所有數(shù)據(jù)的平均值,分別為471 MPa、157 J和65 J,方差分析結(jié)果見表5,其中***、**、*代表顯著程度依次降低,o代表不顯著。由表5可以看出,回火溫度、回火時(shí)間對(duì)Rp0.2的影響非常顯著,正火次數(shù)對(duì)Rp0.2具有一定的影響;正火次數(shù)、回火溫度對(duì)-40 ℃KV2有一定影響,回火時(shí)間對(duì)-40 ℃KV2基本沒有影響;由于-80 ℃KV2波動(dòng)較大,導(dǎo)致余差項(xiàng)Se較大,進(jìn)而導(dǎo)致3個(gè)因素中只有回火溫度對(duì)-80 ℃KV2有影響,正火次數(shù)和回火時(shí)間對(duì)-80 ℃KV2的影響都不顯著。

表5 屈服強(qiáng)度和低溫沖擊吸收能量的方差分析表

2.2 顯微組織

圖3為鑄鋼不同次數(shù)正火處理后的顯微組織。可以看出,與原始態(tài)組織相比(見圖1(c)),鑄鋼經(jīng)過一次正火后的組織細(xì)化明顯(見圖3(a)),晶粒度評(píng)級(jí)達(dá)到11級(jí),而2次、3次正火后的組織有一定的細(xì)化(見圖3(b, c)),晶粒度等級(jí)達(dá)到11.5～12級(jí)之間,但進(jìn)一步細(xì)化的效果不如1次正火明顯。

圖3 10CrNiCu鑄鋼經(jīng)不同次數(shù)正火后的顯微組織(a)1次;(b)2次;(c)3次Fig.3 Microstructure of the 10CrNiCu cast steel after normalizing for different times(a) once; (b) twice; (c) 3 times

鑄鋼1次正火態(tài)、1次正火+570 ℃×2 h回火和1次正火+630 ℃×8 h回火后偏析帶內(nèi)的顯微組織形貌如圖4所示?？梢钥闯?正火態(tài)鑄鋼偏析帶中存在貝氏體(見圖4(a)),透射電鏡下貝氏體中的M/A島清晰可見(見圖4(d)),鐵素體基體上存在少量的納米Cu析出顆粒(見圖4(g));1次正火+570 ℃×2 h回火后偏析帶內(nèi)的貝氏體未發(fā)生明顯的回復(fù),特征明顯(見圖4(b)),正火形成的貝氏體中的M/A島未發(fā)生完全回復(fù),依然保留著板條形態(tài)(見圖4(e)),鐵素體基體上分布著一定量的納米級(jí)Cu析出顆粒(見圖4(h))。1次正火+630 ℃×8 h回火后,偏析帶中的貝氏體發(fā)生回復(fù),特征不明顯,同時(shí)碳化物以球狀碳化物形式析出(見圖4(c)),M/A島中的板條形態(tài)發(fā)生回復(fù),板條轉(zhuǎn)變?yōu)榧?xì)小的多邊形鐵素體,同時(shí)位錯(cuò)密度大幅降低(見圖4(f)),鐵素體基體上的Cu析出顆粒數(shù)量明顯變多,尺寸有所增大(見圖4(i))。

3 討論

與原始態(tài)相比,隨著正火次數(shù)的增加,鑄鋼晶粒細(xì)化明顯,但2次以上正火后,晶粒進(jìn)一步細(xì)化效果減弱。根據(jù)Hall-Petch關(guān)系,細(xì)化晶粒能夠以細(xì)晶強(qiáng)化的方式提升低合金鋼的屈服強(qiáng)度,降低其韌脆轉(zhuǎn)變溫度,從而提升其低溫沖擊性能。因此,隨著正火次數(shù)增加,鑄鋼強(qiáng)度有所上升,-40 ℃和-80 ℃KV2有所提升,但2次以上正火,晶粒細(xì)化不明顯,因此進(jìn)一步增加正火次數(shù)對(duì)提升-40 ℃和-80 ℃KV2的作用不顯著。

隨著回火溫度的上升,鑄鋼組織中的位錯(cuò)密度大幅降低,導(dǎo)致屈服強(qiáng)度隨著回火溫度提高而大幅降低?；鼗饻囟鹊奶岣吣軌蜍浕T鋼組織,消除鑄鋼偏析帶內(nèi)貝氏體組織中的M/A島,而粗大的M/A島通常認(rèn)為對(duì)韌性不利[10-12, 20]。

在同一回火溫度下,隨著回火時(shí)間的延長(zhǎng),鐵素體組織和偏析帶內(nèi)的貝氏體中的M/A島回復(fù)程度增加,導(dǎo)致鑄鋼屈服強(qiáng)度下降和韌性提高,但相比回火溫度的提升,回火時(shí)間的延長(zhǎng)對(duì)對(duì)韌性的提升作用不夠顯著;這是由于回火一定時(shí)間后,偏析帶內(nèi)的貝氏體中的M/A島已經(jīng)回復(fù)完成,碳化物和納米級(jí)Cu顆粒也已經(jīng)析出充分,進(jìn)一步延長(zhǎng)回火時(shí)間并不能進(jìn)一步提升其回復(fù)程度,還有可能造成碳化物和納米級(jí)Cu析出顆粒數(shù)量變多、尺寸增大,從而造成低溫沖擊性能的降低。同時(shí),過長(zhǎng)時(shí)間的回火會(huì)大幅軟化組織,導(dǎo)致屈服強(qiáng)度的大幅降低。

4 熱處理方案優(yōu)化及驗(yàn)證

通過正交試驗(yàn)結(jié)果分析,為了提高鑄鋼的-40 ℃和-80 ℃KV2,正火次數(shù)2次足夠,回火溫度需要達(dá)到630 ℃;為了避免屈服強(qiáng)度的大幅降低,回火時(shí)間選擇4 h?？刹捎檬?1)估算該熱處理方案下鑄鋼的各項(xiàng)性能:

(1)

為了驗(yàn)證優(yōu)化后熱處理方案的有效性,采用900 ℃正火2次+630 ℃回火4 h的方案進(jìn)行熱處理,試驗(yàn)后的實(shí)測(cè)值和通過式(1)計(jì)算得到的估計(jì)值如表6所示?？梢?屈服強(qiáng)度的實(shí)測(cè)值和估計(jì)值幾乎完全吻合,-40 ℃和-80 ℃KV2的實(shí)測(cè)值較預(yù)測(cè)值有較大幅度的偏離,這是由于相同條件下屈服強(qiáng)度的波動(dòng)性很小,而沖擊吸收能量的波動(dòng)性較大;同時(shí),正火次數(shù)和回火溫度、回火時(shí)間對(duì)低溫沖擊性能可能存在交互協(xié)同作用[21],但本試驗(yàn)方案由于試驗(yàn)總數(shù)的限制,未能進(jìn)一步分析。該熱處理方案下,-40 ℃和-80 ℃KV2均高于表4中的9組結(jié)果,更大幅高于原始試塊,同時(shí),屈服強(qiáng)度沒有過多的降低,保持在440 MPa以上,證明了優(yōu)化后的熱處理方案的有效性。

表6 優(yōu)化熱處理工藝條件下指標(biāo)估計(jì)值及實(shí)測(cè)值

5 結(jié)論

1) 2次正火能夠顯著細(xì)化10CrNiCu低合金鑄鋼組織,從而提升屈服強(qiáng)度及低溫沖擊性能;但進(jìn)一步增加正火次數(shù),組織細(xì)化效果提升有限,低溫沖擊性能提升效果不顯著?；鼗饻囟忍嵘盎鼗饡r(shí)間的延長(zhǎng)可使鑄鋼鐵素體組織和偏析帶內(nèi)貝氏體中的M/A島發(fā)生回復(fù),從而大幅降低屈服強(qiáng)度,提高低溫沖擊性能;但過長(zhǎng)的回火時(shí)間會(huì)導(dǎo)致碳化物及納米Cu析出顆粒數(shù)量變多,尺寸增大,導(dǎo)致低溫沖擊性能的提升作用不顯著。

2) 采用900 ℃正火2次+630 ℃回火4 h的熱處理工藝方案時(shí),10CrNiCu低合金鑄鋼的屈服強(qiáng)度保持在440 MPa,-40 ℃和-80 ℃KV2分別達(dá)到246 J和137 J的較高水平。