回火時間對高強抗震耐火鋼板組織與力學性能的影響

陸春祥， 林田子， 曹建春， 高 鵬， 詹 放， 劉 星

(1. 昆明理工大學 材料科學與工程學院, 云南 昆明 650093；2. 攀鋼集團研究院有限公司 釩鈦資源綜合利用國家重點實驗室, 四川 攀枝花 617000;3. 鞍鋼集團鋼鐵研究院, 遼寧 鞍山 114009； 4. 南京鋼鐵有限公司, 江蘇 南京 210035)

耐火鋼是在普通C-Mn鋼中加入Mo、Nb、Ti、V等微合金元素，在生產過程中采用控軋控冷技術，使其在600 ℃保溫1～3 h后的屈服強度保持不低于室溫屈服強度的2/3水平，從而增強建筑物抵抗火災能力，提高安全性，為人員逃生和財產轉移提供充足的時間[1-4]。同時耐火鋼還要滿足建筑物其他性能的要求，比如良好的抗震性、延展性、焊接性、耐腐蝕性等。隨著建筑物不斷向高層化、復雜化發展，對建筑用耐火鋼板的耐火性、抗震性等提出越來越高的要求。耐火鋼的性能主要受微觀結構和析出相的影響，發生火災時隨著溫度升高，鋼中的析出相形核長大、固溶體中合金元素濃度降低，使鋼的強度隨著微觀結構的改變而降低[5-6]。

熱處理對鋼的組織演變、析出相析出規律和力學性能影響的研究一直以來受到國內外研究者的廣泛關注。姜金星等[7]研究了NM450耐磨鋼在不同回火工藝下組織和硬度的變化規律。結果表明回火溫度對NM450鋼的硬度產生了非常顯著的影響，回火后NM450鋼的硬度出現了下降。薛維華等[8]研究發現縮短回火時間有利于提高中碳鈮微合金鋼的強度，延長回火時間有利于提高中碳鈮微合金鋼的塑性與韌性。馬龍騰等[9]對Q460FRW耐火鋼在600 ℃保溫前后的組織與析出相進行了研究，表明熱軋組織為粒狀貝氏體和針狀鐵素體，600 ℃保溫后，粒狀貝氏體中的M/A逐漸分解，針狀鐵素體逐漸寬化，平衡態析出相中有MX(M=Nb, Ti; X=C, N)。郭艷坤等[10]研究了不同溫度熱處理工藝對590 MPa無Mo耐火鋼的組織、微結構及性能的影響，表明770 ℃為最佳正火溫度，經高溫回火后，試驗鋼中仍含有大量針狀鐵素體，保證了耐火性。相關研究[11-14]表明，耐火鋼板經過不同工藝熱處理會直接影響其顯微組織與力學性能，合理的熱處理工藝可以降低生產成本的同時顯著提升耐火鋼的綜合力學性能。當前鮮見關于不同熱處理工藝對690 MPa級耐火鋼板影響的研究，因此本文針對一種新開發的690 MPa級復合微合金化高強抗震耐火鋼板，研究了不同保溫時間回火對其力學性能和微觀組織的影響，旨在探究該級別高強抗震耐火鋼板在回火過程中的組織演變規律，探索出節能高效的熱處理工藝，并為實際生產提供參考依據。

1 試驗材料與方法

采用100 kg真空感應爐冶煉出150 mm厚的鋼錠，再將鋼錠軋制成28 mm厚的板材。軋制時，先將板坯進行奧氏體化，再進行兩道軋制工藝。一次開軋溫度范圍為1080～1100 ℃，終軋溫度≥1000 ℃。在850 ℃左右進行二次開軋，二次終軋溫度為800 ℃，水冷。經檢測試驗用耐火鋼的化學成分(質量分數，%)為0.07～0.09C、0.20～0.4Si、1.5～1.8Mn、≤0.15Ti+Nb+V、≤0.005S、0.3～0.6Mo、≤1.5Ni+Cu。將熱軋水冷態耐火鋼板在600 ℃下分別回火保溫15、30、60、120 min，出爐后空冷至室溫，并進行力學性能測試和顯微組織的表征分析。

將耐火鋼板加工成棒狀拉伸試樣，用Z600電子拉伸材料試驗機進行室溫拉伸試驗；采用ZBC2602全自動沖擊試驗機測試-40 ℃的沖擊吸收能量，沖擊試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm，V型缺口角度為45°，深度為2 mm，底部曲率半徑為0.25 mm；用DHV-1000型數顯顯微維氏硬度計測試表面硬度，加載載荷取9.8 N，加載15 s，每個狀態耐火鋼板測試10個點，求平均值。制備尺寸為10 mm×10 mm×10 mm金相試樣并打磨拋光，用4%(體積分數，下同)的硝酸酒精溶液腐蝕，通過AXIOVERT40 MAX型光學顯微鏡(OM)和TESCAN VEGA3型鎢燈絲掃描電鏡(SEM)觀察顯微組織；切取500 μm薄片樣，經機械減薄至60 μm左右，并制成φ3 mm的薄片樣，在6%高氯酸酒精溶液中(恒壓30 V、-15 ℃)用電解雙噴減薄儀進行減薄，采用Tecnai G3 TF30 S-Twin透射電鏡(TEM)觀察分析微觀組織及析出相成分、形貌、尺寸和分布情況。

2 試驗結果與分析

2.1 力學性能

表1為690 MPa高強抗震耐火鋼板在熱軋態及600 ℃回火不同時間的拉伸性能和-40 ℃低溫沖擊吸收能量。熱軋水冷態耐火鋼板具有較高的抗拉強度、屈服強度和-40 ℃沖擊吸收能量，分別為958 MPa、776 MPa和156 J，而屈強比為0.81，伸長率為16%，此時塑韌性較差。對比發現，經600 ℃回火不同時間后，耐火鋼板的屈服強度基本上逐漸降低，當保溫時間為60 min時又突然提高到762 MPa，抗拉強度則隨著保溫時間的延長逐漸降低。回火后屈強比相對于熱軋水冷態有所降低，而伸長率則提高，有利于耐火鋼板的抗震性且獲得了較優異的塑韌性；而沖擊吸收能量隨著回火時間的延長逐漸降低，這是由于回火保溫時間決定滲碳體的長大程度，隨回火時間的延長，滲碳體的聚集長大導致沖擊吸收能量降低[15]。當回火時間為120 min時，沖擊吸收能量為102 J，低溫沖擊吸收能量均符合該級別耐火鋼的低溫沖擊吸收能量大于69 J要求。綜合來看，690 MPa級高強抗震耐火鋼板在600 ℃ 回火不同時間后的室溫力學性能均滿足要求(屈強比≤0.85、斷后伸長率≥18%)，當回火保溫時間為15 min 時，該耐火鋼具有最優異的綜合力學性能。

表1 試驗鋼板經600 ℃回火不同時間后的力學性能

圖1為熱軋水冷態及600 ℃回火不同時間耐火鋼板的表面硬度。回火后耐火鋼表面硬度均比熱軋水冷態低，隨著回火時間的延長而降低，但下降的幅度逐漸減小，回火對耐火鋼板表面硬度的影響隨著時間的延長逐漸減弱。熱軋水冷態耐火鋼中微合金元素的固溶強化作用使其具有較高的硬度，在回火過程中一部分碳原子發生偏聚，馬氏體基體中碳原子的含量下降而使硬度下降。

圖1 600 ℃回火不同時間后試驗鋼板的表面硬度

2.2 斷口形貌

圖2為耐火鋼板低溫沖擊斷口的宏觀及微觀形貌，耐火鋼板斷口中均存在不同程度的斷口分離現象(圖2(a1～e1))。熱軋水冷態及回火保溫時間為15、30 min時，斷口表面有明顯的起伏，纖維區和剪切唇面積大，斷口上布滿了清晰的撕裂棱(圖2(b1～c1))；斷口形貌中存在尺寸較大的等軸韌窩和拋物線韌窩，周圍還圍繞著尺寸較小的等軸韌窩，韌窩的深度較大(圖2(b2～c2))，屬于典型的韌性斷裂。當回火時間為15 min時，個別韌窩中含有第二相粒子，塑性變形顯著，具有較高的沖擊性能。

圖2 600 ℃回火不同時間后試驗鋼板-40 ℃沖擊斷口宏觀(a1～e1)及微觀形貌(a2～e2)

隨著回火時間的延長，斷口中纖維區和剪切唇所占面積減少，韌窩所占區域、韌窩尺寸和深度逐漸減小，存在明顯的放射區特征且放射區面積增大，斷口整體較平整，塑性變形程度有所下降。回火時間達到60 min 時，韌性區已經出現了微裂紋擴展的趨勢，斷口中出現解理臺階，部分區域存在少量小而淺的韌窩；回火時間為120 min時，低溫沖擊斷口形貌為扇形解理花樣，斷口中基本沒有韌窩的存在。這種形貌為準解理斷裂[16]。回火保溫時間為60、120 min時的沖擊吸收能量降低。通常情況下可以根據斷口中剪切唇、纖維區和放射區所占比例，及微觀結構判斷材料的韌性，當試樣條件一樣時，纖維區和剪切唇越大說明材料的塑韌性越好，而放射區在斷裂過程中所消耗的能量小，裂紋擴展及斷裂過程中能量主要消耗在塑性變形而形成的纖維斷口上[14]。沖擊斷口形貌與性能結果一致，回火時間為15 min和30 min時斷裂方式為韌性斷裂，具有較高的低溫沖擊性能。

2.3 顯微組織

圖3是熱軋水冷態及600 ℃回火不同時間后高強抗震耐火鋼板的顯微組織。熱軋水冷態耐火鋼板的組織為板條馬氏體、少量針狀鐵素體和粒狀貝氏體，其粒狀貝氏體由M/A島和貝氏體鐵素體組成。在軋制冷卻過程中采用水冷，冷速較大，大量微合金元素來不及析出而固溶在基體中，強化了基體從而有較高的強度和硬度。經過不同時間回火后，熱軋水冷態耐火鋼板組織中的殘留奧氏體被大量細化分解，生成貝氏體組織，其板條形貌特征弱化，晶粒間出現融合長大現象。回火時間小于等于30 min時，耐火鋼板顯微組織中還能觀察到板條馬氏體形態(圖3(b，c))，其板條狀晶界變得模糊，表明此時馬氏體已經被分解，但由于保溫時間較短而使部分馬氏體保留下來，同時生成大量貝氏體。貝氏體+鐵素體+馬氏體的復相組織可使耐火鋼具有優異的綜合力學性能，這種貝氏體含量較高的復相組織有利于強度和韌性，且在高溫時具有較好的穩定性，有利于耐火鋼的高溫性能[17]。板條馬氏體隨著回火時間的延長逐漸被分解，板條晶界變得模糊，當保溫時間延長到120 min時基本不存在馬氏體特征，獲得回火索氏體，使伸長率提高，回火過程中這種組織轉變是抗拉強度降低的重要原因。

圖3 600 ℃回火不同時間后試驗鋼板的顯微組織

確定微合金元素在耐火鋼組織中的分布與析出情況有助于更深入地研究其強化機理。圖4和圖5分別為600 ℃回火15、120 min后耐火鋼中微合金元素分布情況，對比發現隨著回火保溫時間的延長，粒狀組織減少且被細化。在軋后冷卻過程中，Mo原子運動能力較小，Mo原子不會在馬氏體和奧氏體之間再分配，溫度進一步降低，部分殘留奧氏體轉變為貝氏體，在這階段會形成Mo的碳化物，而C原子具有較大的擴散能力，C大量富集于馬氏體和針狀鐵素體中，多余的C則保留在殘留奧氏體中。保溫時間為15 min時，在粒狀貝氏體中均有少量Mo和Ti存在，而Nb主要分布在鐵素體基體上和粒狀組織邊界處，該耐火鋼板中V含量低，幾乎沒有觀察到V的偏聚。回火時間為120 min時，Nb和Ti主要分布在亮白色的細小顆粒中，Mo沒有明顯的分布規律，熱軋態耐火鋼中富C的馬氏體及奧氏體經過回火后被分解，C較為均勻地分布于基體及粒狀組織中。

圖4 600 ℃回火15 min后試驗鋼板的微觀形貌(a)及微合金元素分布(b～f)

圖5 600 ℃回火120 min后試驗鋼板的微觀形貌及微合金元素分布

2.4 復合析出行為

圖6為在600 ℃回火保溫不同時間后試驗鋼板的TEM圖像。經過600 ℃回火15、30 min后耐火鋼中還存在板條狀馬氏體，此時的馬氏體中碳含量有所降低，鐵素體和馬氏體中均能觀察到有位錯和細小碳化物顆粒，有利于提高耐火鋼板的強度和延展性，而納米級析出物能夠在600 ℃的高溫拉伸時釘扎位錯，有利于在高溫下仍能保持較高的強度。隨著回火時間的延長，位錯密度逐漸降低，只有部分被析出相釘扎的穩定位錯被保留下來，位錯的回復和消耗造成了強度的下降。然而，由于位錯密度的降低并逐漸趨于穩定，加上M/A島的分解和大面積軟相的形成，減緩了滲碳體顆粒造成的塑性損失，材料的塑性得到改善，伸長率得到提高。馬氏體板條狀特征逐漸弱化，保溫時間為120 min時基本觀察不到馬氏體位向，形成回火索氏體。

圖6 600 ℃回火不同時間后試驗鋼板的TEM圖像

回火不同時間后耐火鋼板中的析出相形貌、分布及其元素組成如圖7所示，在TEM圖像中白色顆粒為耐火鋼板中的析出相，黑色小孔洞為在電解雙噴的過程中，試樣中的析出相被噴掉而留下的孔洞，觀察發現耐火鋼板中合金碳化物主要有方形和球形兩種形貌，尺寸分布不均一。當回火保溫時間較短時，析出相主要為富Nb的Nb、Ti碳化物，尺寸較小，主要分布于晶界處，此時碳化物中基本沒有Mo，這是由于Mo在鐵素體中有較高的固溶度積所致，需要較高的能量才能析出。而當回火保溫時間延長到60 min和120 min后，碳化物顆粒顯著增加，有大量碳化物彌散分布于基體中，可以發揮沉淀強化作用，在一定程度上減緩了由于生成鐵素體造成的強度損失，其中，部分碳化物有明顯的粗化現象，從能譜中可知此時主要為Mo、Nb和Ti的復合碳化物。

圖7 600 ℃回火不同時間后試驗鋼板中析出相的形貌及EDS分析

在回火過程中有大量的碳化物析出，能夠給基體帶來一定的強化作用，但它的作用不能彌補鐵素體造成的強度損失，所以在600 ℃回火保溫過程中，隨著回火時間的延長，抗拉強度和硬度下降。隨著回火時間繼續延長，碳化物析出使馬氏體基體含碳量下降，碳化物不斷球化和長大，鐵素體發生回復和再結晶，因此硬度進一步降低。

3 結論

1) 熱軋水冷態耐火鋼板經過600 ℃回火后強度稍有降低，但伸長率增大，屈強比降低，提升了綜合力學性能，表面硬度和-40 ℃沖擊吸收能量隨著回火保溫時間的延長逐漸降低。最優回火保溫時間為15 min，此時的屈服強度為976 MPa、硬度為396 HV，-40 ℃沖擊吸收能量為164 J，沖擊斷口中存在大量等軸韌窩和拋物線韌窩，個別韌窩中含有第二相粒子，塑性變形顯著。

2) 熱軋水冷態耐火鋼板的組織由板條馬氏體、少量針狀鐵素體、粒狀貝氏體和M/A島組成。經過600 ℃回火后，熱軋水冷態耐火鋼板組織中的板條馬氏體被分解，其板條形貌特征弱化，晶粒間出現融合長大現象。回火保溫時間小于30 min時，耐火鋼板顯微組織中還保留有部分板條馬氏體，獲得由貝氏體+鐵素體+少量回火馬氏體的復相組織，使耐火鋼板具有優異的綜合力學性能。當回火保溫時間延長到120 min時，基本不存在馬氏體特征，其顯微組織主要為回火索氏體。

3) 當回火保溫時間較短時，析出相主要為富Nb的Nb、Ti碳化物，基本沒有含Mo析出相的析出，保持細小尺寸分布于晶界處。隨著回火保溫時間的延長，碳化物顆粒顯著增加，主要為Mo、Nb和Ti的復合碳化物，部分碳化物有明顯的粗化現象，彌散分布于基體中，在一定程度上減緩了鐵素體造成的強度損失。