熱處理工藝對馬氏體不銹鋼X39CrMo17-1組織和性能影響的研究

黃維浩,　任　曉，　何　龍

(1. 上海發電設備成套設計研究院， 上海 200240; 2. 上海新閔重型鍛造有限公司， 上海 201109)

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熱處理工藝對馬氏體不銹鋼X39CrMo17-1組織和性能影響的研究

黃維浩1,任曉1，何龍2

(1. 上海發電設備成套設計研究院， 上海 200240; 2. 上海新閔重型鍛造有限公司， 上海 201109)

摘要：針對閥門構件用馬氏體不銹鋼X39CrMo17-1國產化過程中出現的力學性能不合格問題，采用金相顯微鏡、掃描電鏡及室溫力學性能試驗方法，對國產化X39CrMo17-1鋼進行了不同調質工藝熱處理的對比研究.結果表明：在淬火溫度1 060 ℃下延長保溫時間或提高淬火溫度，再進行750 ℃/3 h的回火處理，組織與性能無明顯改善;該鋼具有共析點附近過共析鋼的特征，不宜采用過高的淬火及回火溫度;采用優化調質工藝1 040 ℃/1 h+650 ℃/4.5 h熱處理后，材料組織中碳化物呈細小顆粒狀彌散分布，其力學性能顯著提高，塑性、強度和韌性指標達到了最佳的性能配合.

關鍵詞：馬氏體不銹鋼； X39CrMo17-1； 淬火； 回火； 回火索氏體

X39CrMo17-1不銹鋼屬于德國DIN標準不銹鋼，材料號為1.4122，該鋼抗腐蝕性能好、耐磨性能好，可用于高壓主汽門驅動軸、閥桿、閥片、軸承、醫療器械、彈簧和螺栓等零件，也是一種重要的耐腐蝕塑料模具鋼[1-3].目前，該鋼在我國尚無對應牌號，與之較接近的是3Cr17Mo鋼，主要用于模具鋼生產PVC等.

由于X39CrMo17-1不銹鋼含Cr量較高，故具有高Cr鋼的某些缺點，如對熱脆性和回火脆性敏感、熱加工工藝比較復雜、鋼的化學成分波動對其性能影響較大等.近期，在國產化過程中，一批工業汽輪機高壓主汽門驅動軸用X39CrMo17-1鋼的力學性能達不到DIN EN10088-3—2005標準的要求.針對該問題，筆者開展了熱處理工藝、組織和性能的試驗研究.

1試驗材料的性能和顯微組織分析

試驗材料由某鍛造公司提供，其生產工藝為：非真空感應熔煉→電渣重熔→鍛造→退火處理，并按原引進材料的熱處理規范(1 040 ℃/0.5 h/油冷+740 ℃/2 h/空冷+680 ℃/2 h/空冷)進行調質處理.目前尚未查知原工藝進行二次回火的原因，推測其第一次采用較高的回火溫度以提高鋼的塑性和韌性，但由于該鋼合金元素多，淬火后殘留奧氏體較穩定，一次回火未完全被消除，需要二次回火，同時降低熱應力及組織應力.X39CrMo17-1鋼的熔煉分析和產品分析結果見表1，力學性能分析結果見表2.雖然其化學成分、屈服強度、抗拉強度和延伸率均符合標準要求，但沖擊韌性偏低、硬度偏高，導致產品性能不合格[4].

表1　X39CrMo17-1鋼的化學成分

表2　X39CrMo17-1鋼經原調質工藝熱處理后的力學性能

原始試樣顯微組織如圖1所示.從圖1可以看出，材料基體為回火索氏體+碳化物，部分碳化物顆粒粗大.初步推測碳化物顆粒粗大是導致原調質工藝熱處理后材料沖擊韌性不達標的原因，顯然進行二次回火也未能改善其綜合性能.為了使其滿足標準要求，需制定新的熱處理工藝，通過改善材料的顯微組織來改善其力學性能.

圖1　原調質工藝熱處理后材料的顯微組織

Fig.1Microstructure of X39CrMo17-1 steel subjected to the original quenching and tempering process

2第一階段試驗結果及分析

2.1淬火保溫時間對材料組織和性能的影響

試驗用鋼X39CrMo17-1為中碳馬氏體不銹鋼，含Cr量高達17%，并復合加入Mo、Ni等合金元素.該鋼經原調質工藝1 040 ℃淬火后的組織中沒有出現大塊鐵素體，相反存在大量的碳化物.X39CrMo17-1鋼與3Cr17Mo鋼化學成分相近，根據文獻[2]，3Cr17Mo鋼經1 020～1 140 ℃淬火后的組織中存在15%～25%的鐵素體，所以常會認為該2種鋼都屬于亞共析鋼.因此，在制訂試驗方案時首先考慮是否可用延長淬火保溫時間或提高淬火溫度來溶解和減少鋼中的碳化物，同時不出現大量的鐵素體，以期改善該鋼的綜合性能，據此制訂了不同的淬火及回火試驗方案(見表3)，進行組合試驗.

圖2為材料經調質工藝A、B和C熱處理后的力學性能.對比分析圖2中的沖擊韌性和硬度值可以看出，經上述調質工藝熱處理后，沖擊韌性和硬度值變化幅度都很小，這表明在淬火溫度為1 060 ℃下進行保溫時，保溫時間對該材料力學性能的影響非常有限.

表3　X39CrMo17-1鋼的調質處理試驗方案

圖2　不同調質工藝熱處理后材料的力學性能

Fig.2Mechanical properties of X39CrMo17-1 steel subjected to different quenching and tempering processes

圖3(a)～圖3(c)分別為經調質工藝A、B和C熱處理后試樣的顯微組織照片.對比可以看出，3種熱處理工藝下顯微組織基本相同，基體均為回火索氏體，另有大量的顆粒狀碳化物.從高倍金相照片可以看出，碳化物呈大、小2種顆粒狀，且大顆粒碳化物有沿晶界分布特征.經調質工藝B熱處理后材料的掃描電鏡(SEM)照片見圖4(a).根據SEM能譜分析測定可知大顆粒碳化物含Fe、Cr和Mo 3種合金元素，其原子個數比為57.18∶40.47∶2.35，如圖4(b)所示.這與含Cr鋼中形成的M23C6內Fe元素含量高達50%(原子個數比)左右相一致[5]，證明該碳化物為(Cr,Fe)23C6.

淬火鋼在回火時，馬氏體析出碳化物，晶格畸變程度減弱，殘留的一些碳原子受合金元素擴散的限制，析出含Cr的細小彌散分布的滲碳體型M3C碳化物.隨著回火溫度的升高，Cr逐漸置換M3C中的鐵原子而濃度增加，并由M3C變為M7C3型碳化物[5].在更高回火溫度時，這些碳化物最終轉變為M23C6.當回火溫度高于400 ℃時，碳化物開始聚集長大.當回火溫度高于600 ℃時，碳化物將按照溶解、長大的機制迅速粗化.如果已經析出的碳化物粒子大小不一，則由于其溶解度不同，將在α基體內形成濃度梯度，基體中的合金化元素原子和碳原子均由小顆粒碳化物向大顆粒碳化物處擴散，結果導致小顆粒碳化物溶解，大顆粒碳化物不斷長大[6-7]，而且往往是晶粒內的碳化物優先溶解，并在晶界上碳化物處析出、聚集和長大，形成大顆粒的次生碳化物.調質工藝A、B和C中回火溫度很高，原子擴散快，因此碳化物的聚集和長大也會更快，這很可能是組織中形成大尺寸顆粒狀碳化物的重要原因.

此外，在400 ℃以上回火時，α相已經開始明顯回復，即鐵素體中的位錯密度降低，剩下的位錯通過重排、多邊化形成位錯網絡，將鐵素體晶粒分割成許多亞晶粒，但仍保持馬氏體的形貌.在回火溫度高于600 ℃時，α相開始再結晶，馬氏體的針狀形態通過界面移動逐漸長大成等軸狀晶粒[8]，因此在經過3種調質工藝A、B和C熱處理后，馬氏體位向特征已消失.

綜合以上分析可知，經3種調質工藝A、B和C熱處理后材料的顯微組織十分接近，這與試樣經上述3種調質工藝熱處理后沖擊韌性和硬度值變化很小的試驗結果相一致.

(a) 工藝A

(b) 工藝B

(c) 工藝C

為了確定在該研究中經淬火處理后碳化物是否已全部溶入基體中，進行了表3中工藝D的1 100 ℃/1 h淬火試驗，淬火后材料的顯微組織見圖5.從圖5可以看出，其淬火組織為馬氏體+碳化物，這表明即使經1 100 ℃/1 h的高溫淬火處理，碳化物仍未全部溶入基體中.此外，已有的對3Cr17Mo鋼的研究表明，在淬火溫度為1 060 ℃時，其組織為馬氏體+鐵素體+碳化物，經電子衍射花樣證實[2]其中大量未溶解的碳化物是 (Cr,Fe)23C6.因此，可以確定經調質工藝A、B和C熱處理后顯微組織中存在較穩定的初生(Cr,Fe)23C6型碳化物.這些初生碳化物在高溫回火時比較穩定.

(a) SEM 照片

(b) 大顆粒碳化物的能譜分析結果

圖5　經1 100 ℃/1 h淬火工藝D熱處理后X39CrMo17-1鋼的顯微組織

2.2淬火溫度對材料組織和性能的影響

為了研究淬火溫度對材料力學性能的影響，將試樣分別按表3中調質工藝A、E和F進行熱處理，熱處理后各試樣的力學性能見圖6和表4.從圖6可以看出，在淬火保溫時間、回火溫度及時間相同的條件下，隨著淬火溫度的提高，試樣的硬度值先增大后減小，在1 100 ℃淬火(工藝E)時硬度值最高.與之相對應的是，此時沖擊韌性出現最低值，遠低于標準要求值14 J.而經工藝E熱處理后試樣的延伸率為12%，剛好與標準要求值相同，但其屈服強度和抗拉強度分別為729 MPa和1 118 MPa，遠高于標準規定的屈服強度和抗拉強度[4].這種力學性能指標間的配合顯然不是最佳性能配合，無法發揮該鋼的優異性能.

根據趙亮等[2]對馬氏體不銹鋼3Cr17Mo淬火、回火工藝的研究，在400～500 ℃回火時，該鋼會產生二次硬化現象，強度提高，塑性、韌性明顯下降，并且在450 ℃左右韌性降至最小值，出現“中溫回火脆性”現象；當回火溫度超過500 ℃時，其強度、硬度急劇下降，而此時的塑性和韌性指標迅速上升.在本研究的工藝E條件下，回火溫度達到750 ℃，遠高于該材料產生“中溫回火脆性” 的溫度，因此推測在調質工藝E熱處理時產生的韌性下降現象不能歸因于“中溫回火脆性”.

圖6　不同調質工藝熱處理后材料的力學性能

Fig.6Mechanical properties of X39CrMo17-1 steel subjected to different quenching and tempering processes

表4X39CrMo17-1鋼經不同調質工藝熱處理后的力學性能

Tab.4Mechanical properties of X39CrMo17-1 steel subjected to different quenching and tempering processes

工藝編號屈服強度/MPa抗拉強度/MPa延伸率/%收縮率/%沖擊功/J布氏硬度(HBW)DINEN10088-3—2005≥550750～950≥12-≥14-E729111812215、7、6298G651821205124、24、25256

分析圖7中經調質工藝A、E和F熱處理后材料的顯微組織可以看出，3種調質工藝下顯微組織基體均為回火索氏體，并伴隨有大量的大小不一的顆粒狀碳化物.將圖5淬火后的組織與圖3經高溫回火后的組織相比，發現經高溫回火后碳化物特別是大顆粒碳化物有所增加，這些從原馬氏體中析出的碳化物在過高的回火溫度下聚集長大，并沿晶界分布，對材料的性能影響很大，加上淬火溫度提高，基體中合金元素溶解更多，造成強度提高，塑性和韌性下降.

(a) 工藝A

(b) 工藝E

(c) 工藝F

3優化調質工藝后材料的組織與性能

在上述第一階段試驗中，由于將X39CrMo17-1鋼與3Cr17Mo鋼相對應，因此會采取提高淬火溫度或延長保溫時間的措施來溶解和減少組織中的碳化物.但試驗顯示即使在很高的1 120 ℃淬火也并未出現鐵素體，這說明X39CrMo17-1鋼具有共析點附近過共析鋼的特征.因為一般含C量低于0.8%的碳鋼屬于亞共析鋼，在Fe-C-Cr三元狀態圖[9]中隨著含Cr量的增加，共析點向左移動，即共析鋼含C 量減少，合金元素Mo和Ni也起著相同的作用.當含Cr量為17%時，含C量為0.3%的鋼的化學成分仍在亞共析鋼區域，而當含C量為0.35%時，鋼的化學成分可能已在共析點附近.因此，選擇熱處理工藝時應考慮淬火和回火溫度不宜過高，并適當延長回火時間.新制訂的調質工藝G為：1 040 ℃/1 h+650 ℃/4.5 h.

圖8(a)和圖8(b)分別為X39CrMo17-1鋼經調質工藝G熱處理后的低倍金相和高倍SEM照片.從圖8(a)可以看出，基體組織為回火索氏體，其上彌散分布著M7C3型細小顆粒狀碳化物，部分顆粒狀碳化物呈沿晶界分布[2,5]，其中僅存在少量較大尺寸的碳化物顆粒，且其尺寸相比調質工藝A、B和C熱處理后材料中的大尺寸碳化物更小.較大尺寸的碳化物數量少的原因是該工藝的回火溫度相對較低，細小顆粒狀碳化物聚集、長大較為緩慢.從圖8(b)的SEM照片可以看出，在更高的放大倍率下，細小顆粒狀碳化物呈球狀或短棒狀彌散分布在基體上.

經調質工藝G熱處理后X39CrMo17-1鋼的力

(a) 金相照片

(b) SEM照片

學性能測試結果見表4和圖6.從表4可以看出，與工藝F相比，材料的硬度值有所降低，但沖擊韌性、延伸率和斷面收縮率指標顯著提高.同時，屈服強度和抗拉強度指標明顯降低.與標準要求值[4]相比，所有力學性能指標都很好地滿足要求，且達到了塑性、強度、沖擊韌性和硬度指標的最佳性能配合.結合該工藝條件下材料的顯微組織可知，采用此工藝形成了彌散分布的細小顆粒狀碳化物，這對改善材料的力學性能起關鍵作用.

通過以上試驗分析，解決了原材料中存在的碳化物顆粒尺寸粗大的問題，改善了材料的力學性能，獲得了馬氏體不銹鋼X39CrMo17-1滿足標準EN 10088-3—2005的最佳性能配合.

4結論

(1) 馬氏體不銹鋼X39CrMo17-1具有共析點附近的過共析鋼的特征，不宜采用過高的淬火和回火溫度.

(2) 采用調質工藝1 040 ℃/1 h+650 ℃/4.5 h熱處理后，材料的基體組織為回火索氏體，碳化物顆粒較小，并呈彌散分布，材料的綜合力學性能達到最佳配合，各項性能指標滿足標準要求.

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Effect of Heat Treatment Process on Microstructure and Properties of Martensite Stainless Steel X39CrMo17-1

HUANGWeihao1,RENXiao1,HELong2

(1. Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China;2. Shanghai Xinmin Heavy Forging Co., Ltd., Shanghai 201109, China)

Abstract：In the localization of martensitic stainless steel X39CrMo17-1 for valve internal parts, it was found that the mechanical properties were not up to standard. Comparative studies on X39CrMo17-1 steel were conducted in terms of different quenching and tempering processes by OM, SEM and room-temperature mechanical property tests. Results show that the microstructure and mechanical properties of X39CrMo17-1 steel can not be improved obviously when it is previously quenched at 1 060 ℃ for different holding time or at higher quenching temperatures, and is then tempered at 750 ℃ for 3 hrs. A further microstructure analysis suggests that the steel is with the characteristics of hypereutectoid steel closed to eutectoid point. Consequently, it should be quenched and tempered at relatively low temperatures accordingly. The mechanical properties of martensitic stainless steel X39CrMo17-1 can be remarkably improved after being subjected to the optimized quenching and tempering process 1 040 ℃/1 h + 650 ℃/4.5 h, when an optimum coupling of plastic, strength and impact toughness can be reached, due to uniform distribution and dispersion of carbides in the form of tiny particles in X39CrMo17-1 steel.

Key words：martensite stainless steel; X39CrMo17-1; quenching; tempering; tempered sorbite

收稿日期：2015-05-21

修訂日期：2015-09-28

作者簡介：黃維浩(1963-)，男，江蘇靖江人，高級工程師，工學學士，主要從事發電設備材料應用與失效分析等方面的試驗研究及技術工作. 電話(Tel.)：021-64358710-499； E-mail: huangweihao@speri.com.cn.

文章編號：1674-7607(2016)07-0583-06中圖分類號：TG161

文獻標志碼：A學科分類號：430.10