基于正交試驗的10CrNiCu低合金鑄鋼熱處理工藝優化

黃 冬, 楊超飛, 張寶偉, 周曉峰

(中國船舶集團有限公司 第七二五研究所, 河南 洛陽 471023)

對于形狀、尺寸復雜和具有中空結構的復雜零件,鑄件具有設計靈活、成形方便、材料利用率高等特點。因此在船舶、車輛、工程機械、礦山設備及航空、航天設備等領域,大型鑄件的應用極為廣泛[1-2]。由于結構和壁厚差異,大型鑄件常產生嚴重的偏析和組織不均勻,導致其性能尤其是低溫韌性的改變[3-6]。研究表明,細化晶粒能夠改善組織偏析、提升鑄鍛件的低溫韌性,生產上常通過多次正火來細化晶粒[7-9];通過控制回火溫度和回火時間也能夠消除正火產生的粒狀貝氏體中的M/A島等對韌性不利的組織,達到調控強韌性的目的[10-12]。

正交試驗能夠做到均衡抽樣,從而大幅減少試驗總量,同時其試驗結果具有均衡分散、整齊可比的特點,常被用來研究多因素、多水平的復雜變量試驗。目前,已有眾多學者通過正交設計或類似的響應面設計來研究和優化金屬材料的熱處理工藝,且取得了良好效果[13-19]。本文通過正交試驗及方差分析,研究了熱處理工藝對一種船舶及海洋工程用10CrNiCu低合金鑄鋼力學性能和組織的影響,并優化熱處理方案以提升鑄鋼的綜合性能。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料為10CrNiCu低合金鑄鋼,鑄鋼試塊尺寸為120 mm×50 mm×40 mm,化學成分見表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。由于偏析帶內的合金元素含量較高,提高了組織的淬透性,導致粒狀貝氏體組織主要出現在偏析帶中,其余組織為鐵素體+珠光體,晶粒度評級約為7.5級。鑄鋼的力學性能見表2,屈服強度Rp0.2達到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鑄鋼的化學成分(質量分數,%)

表2 10CrNiCu鑄鋼的力學性能

1.2 試驗方法

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

表3 正交試驗的因素與水平

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 第1部分:室溫試驗方法》進行室溫拉伸試驗,每種工藝測試2個平行試樣;按照GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》進行-40 ℃和-80 ℃夏比V型缺口沖擊試驗,每種工藝測試3個平行試樣。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%(體積分數)硝酸酒精溶液腐蝕,之后采用OLYMPUS GX71光學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組織。

2 試驗結果與分析

2.1 力學性能

表4為對應的正交試驗結果,對表4中不同工藝的Rp0.2、-40 ℃和-80 ℃KV2分別取平均值進行各因素對相應指標的影響分析,結果如圖2所示。由圖2可見,Rp0.2隨正火次數增加而有所上升,但隨回火溫度提高和回火時間延長而大幅降低。-40 ℃KV2隨正火次數增加先增加后降低,在正火次數為2次時最高;隨回火溫度升高和回火時間延長,-40 ℃KV2整體上升,但在回火溫度由600 ℃上升至630 ℃時提升有限。-80 ℃KV2的變化同-40 ℃KV2類似,在正火2次時達到最高;回火溫度提高能夠大幅提升-80 ℃沖擊吸收能量;而回火時間延長時,-80 ℃KV2呈先降后升趨勢。

表4 正交試驗結果

上述各因素對評價指標的影響的有效性需要通過方差分析進行檢驗。為了在方差分析階段減少計算量,分別計算Rp0.2、-40 ℃和-80 ℃KV2所有數據的平均值,分別為471 MPa、157 J和65 J,方差分析結果見表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、回火時間對Rp0.2的影響非常顯著,正火次數對Rp0.2具有一定的影響;正火次數、回火溫度對-40 ℃KV2有一定影響,回火時間對-40 ℃KV2基本沒有影響;由于-80 ℃KV2波動較大,導致余差項Se較大,進而導致3個因素中只有回火溫度對-80 ℃KV2有影響,正火次數和回火時間對-80 ℃KV2的影響都不顯著。

表5 屈服強度和低溫沖擊吸收能量的方差分析表

2.2 顯微組織

圖3為鑄鋼不同次數正火處理后的顯微組織。可以看出,與原始態組織相比(見圖1(c)),鑄鋼經過一次正火后的組織細化明顯(見圖3(a)),晶粒度評級達到11級,而2次、3次正火后的組織有一定的細化(見圖3(b, c)),晶粒度等級達到11.5～12級之間,但進一步細化的效果不如1次正火明顯。

圖3 10CrNiCu鑄鋼經不同次數正火后的顯微組織(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、1次正火+570 ℃×2 h回火和1次正火+630 ℃×8 h回火后偏析帶內的顯微組織形貌如圖4所示。可以看出,正火態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回火后偏析帶內的貝氏體未發生明顯的回復,特征明顯(見圖4(b)),正火形成的貝氏體中的M/A島未發生完全回復,依然保留著板條形態(見圖4(e)),鐵素體基體上分布著一定量的納米級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生回復,特征不明顯,同時碳化物以球狀碳化物形式析出(見圖4(c)),M/A島中的板條形態發生回復,板條轉變為細小的多邊形鐵素體,同時位錯密度大幅降低(見圖4(f)),鐵素體基體上的Cu析出顆粒數量明顯變多,尺寸有所增大(見圖4(i))。

3 討論

與原始態相比,隨著正火次數的增加,鑄鋼晶粒細化明顯,但2次以上正火后,晶粒進一步細化效果減弱。根據Hall-Petch關系,細化晶粒能夠以細晶強化的方式提升低合金鋼的屈服強度,降低其韌脆轉變溫度,從而提升其低溫沖擊性能。因此,隨著正火次數增加,鑄鋼強度有所上升,-40 ℃和-80 ℃KV2有所提升,但2次以上正火,晶粒細化不明顯,因此進一步增加正火次數對提升-40 ℃和-80 ℃KV2的作用不顯著。

隨著回火溫度的上升,鑄鋼組織中的位錯密度大幅降低,導致屈服強度隨著回火溫度提高而大幅降低。回火溫度的提高能夠軟化鑄鋼組織,消除鑄鋼偏析帶內貝氏體組織中的M/A島,而粗大的M/A島通常認為對韌性不利[10-12, 20]。

在同一回火溫度下,隨著回火時間的延長,鐵素體組織和偏析帶內的貝氏體中的M/A島回復程度增加,導致鑄鋼屈服強度下降和韌性提高,但相比回火溫度的提升,回火時間的延長對對韌性的提升作用不夠顯著;這是由于回火一定時間后,偏析帶內的貝氏體中的M/A島已經回復完成,碳化物和納米級Cu顆粒也已經析出充分,進一步延長回火時間并不能進一步提升其回復程度,還有可能造成碳化物和納米級Cu析出顆粒數量變多、尺寸增大,從而造成低溫沖擊性能的降低。同時,過長時間的回火會大幅軟化組織,導致屈服強度的大幅降低。

4 熱處理方案優化及驗證

通過正交試驗結果分析,為了提高鑄鋼的-40 ℃和-80 ℃KV2,正火次數2次足夠,回火溫度需要達到630 ℃;為了避免屈服強度的大幅降低,回火時間選擇4 h。可采用式(1)估算該熱處理方案下鑄鋼的各項性能:

(1)

為了驗證優化后熱處理方案的有效性,采用900 ℃正火2次+630 ℃回火4 h的方案進行熱處理,試驗后的實測值和通過式(1)計算得到的估計值如表6所示。可見,屈服強度的實測值和估計值幾乎完全吻合,-40 ℃和-80 ℃KV2的實測值較預測值有較大幅度的偏離,這是由于相同條件下屈服強度的波動性很小,而沖擊吸收能量的波動性較大;同時,正火次數和回火溫度、回火時間對低溫沖擊性能可能存在交互協同作用[21],但本試驗方案由于試驗總數的限制,未能進一步分析。該熱處理方案下,-40 ℃和-80 ℃KV2均高于表4中的9組結果,更大幅高于原始試塊,同時,屈服強度沒有過多的降低,保持在440 MPa以上,證明了優化后的熱處理方案的有效性。

表6 優化熱處理工藝條件下指標估計值及實測值

5 結論

1) 2次正火能夠顯著細化10CrNiCu低合金鑄鋼組織,從而提升屈服強度及低溫沖擊性能;但進一步增加正火次數,組織細化效果提升有限,低溫沖擊性能提升效果不顯著。回火溫度提升及回火時間的延長可使鑄鋼鐵素體組織和偏析帶內貝氏體中的M/A島發生回復,從而大幅降低屈服強度,提高低溫沖擊性能;但過長的回火時間會導致碳化物及納米Cu析出顆粒數量變多,尺寸增大,導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,10CrNiCu低合金鑄鋼的屈服強度保持在440 MPa,-40 ℃和-80 ℃KV2分別達到246 J和137 J的較高水平。