改进型T23钢冲击韧度的改善

2022-08-03柯志刚朱丽慧周任远

上海金属 2022年4期

柯志刚朱丽慧周任远蓝凯

（上海大学材料科学与工程学院，上海 200444）

T23（2.25Cr1.6W）钢是日本住友金属和三菱重工基于T22（2.25Cr1Mo）钢于20世纪90年代联合开发的一种新型低合金耐热钢。与T22钢相比，T23钢具有更高的蠕变断裂强度和更好的焊接性能，被广泛应用于超临界火电机组的过热器、再热器和超（超）临界火电机组的水冷壁[1]。然而，由于T23钢较高的再热裂纹敏感性[2]，水冷壁在实际服役过程中易开裂、泄漏和爆管等，严重影响火电机组的运行安全。前期研究表明，将T23钢中C和W的质量分数分别降低至0.045% 和0.450% 左右，可大大改善T23钢的再热裂纹敏感性[3-4]。为保证服役安全及焊接性能，GB/T 5310—2017《高压锅炉用无缝钢管》规定T23钢冲击韧度应大于40 J/cm2，硬度应为150 ～230 HV[5]。然而，改进型T23钢沿用原T23钢的传统热处理工艺（1 060℃空冷正火＋770℃回火）后的冲击韧度较低，仅为7.4 J/cm2，不能满足国标要求。因此有必要研究如何提高改进型T23钢的冲击韧度。

T23钢是一种粒状贝氏体钢，其冲击韧度与M-A岛、碳化物等密切相关。杨升山等[6]和Jiang等[7-8]的研究指出，正火冷却方式和回火温度会对粒状贝氏体钢中M-A岛和碳化物等产生显著影响，调整正火冷却方式和回火温度可以优化M-A岛和碳化物的尺寸及分布，进而提高冲击韧度。

本文研究了正火冷却方式和回火温度对改进型T23钢的硬度、冲击韧度及组织的影响及其机制，为改善T23钢的性能提供参考和理论依据。

1 试验材料与方法

根据前期研究结果[3-4]，本文试验所用的改进型T23钢中C和W的质量分数分别设计为0.045% 和0.450% ，实测化学成分如表1所示。试样取自16 mm厚试制热轧钢板，经1 060℃保温60 min后分别空冷或油冷，并于770℃回火90 min，以研究正火冷却方式对改进型T23钢组织和性能的影响；试样还分别在750、770和790℃回火90 min，以研究回火温度对组织和性能的影响。

表1 改进型T23钢的化学成分（质量分数）Table 1 Chemical composition of the modified T23 steel（mass fraction） %

采用MH-3L型显微硬度计测试硬度，试验力为9.8 N，加载时间为5 s。冲击试验根据GB/T《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》在SCL112型冲击试验机上进行，采用尺寸为10 mm×10 mm×55 mm夏比V型缺口试样。

采用Nikon EPIPHOT-300型金相显微镜、Hitachi Su-1510和Carl Zeiss Supra-40型扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）及JEM-2100F型透射电子显微镜（transmission electron microscope，TEM）对试样的显微组织进行观察。金相试样经打磨、抛光后，采用4% （体积分数，下同）硝酸酒精溶液腐蚀10～15 s。采用LePera试剂（1% 的偏重亚硫酸钠水溶液和4% 的苦味酸酒精溶液等体积混合）对试样进行腐蚀（60 s），染色后的M-A岛呈白亮色、贝氏体铁素体基体呈灰色。另用线切割切取薄片经机械减薄至50 μm后，采用10% 高氯酸酒精溶液进行双喷电解减薄，制备TEM试样。

2 试验结果与分析

2.1 硬度及冲击韧度

以不同方式正火冷却的改进型T23钢的显微硬度及冲击韧度如图1所示。可以看出，正火空冷的改进型T23钢的硬度和冲击韧度分别为167.3 HV1和7.4 J/cm2；正火油冷的硬度和冲击韧度分别提高到了196.7 HV1和99.8 J/cm2，特别是冲击韧度大幅度提高。考虑到正火油冷的改进型T23钢的综合性能明显改善，本文后续采用的正火冷却方式均为油冷。

图1 正火冷却方式对改进型T23钢硬度及冲击韧度的影响Fig.1 Effect of cooling manners of normalizing on hardness and impact toughness of the modified T23 steel

图2为改进型T23钢经不同温度回火后的硬度及冲击韧度。可见随着回火温度的提高，改进型T23钢的硬度逐渐下降，冲击韧度明显提高。与750℃回火相比，790℃回火后的冲击韧度大幅度提高，从34.3 J/cm2提高到了276.6 J/cm2。经1 060℃保温60 min油冷＋790℃回火90 min后的硬度和冲击韧度分别为189 HV1和276.6 J/cm2，为传统工艺热处理的钢的1.13倍和37.4倍，均满足国标要求。

图2 不同温度回火的改进型T23钢的硬度及冲击韧度Fig.2 Hardness and impact toughness of the modified T23 steel tempered at different temperatures

改进型T23钢经750～790℃回火后的冲击断口宏观和微观形貌如图3所示。可以看出，随着回火温度的提高，试样断口纤维区和剪切唇的占比增大，放射区的占比减小。纤维区和剪切唇的占比越大，塑性变形和裂纹形核、扩展消耗的能量越多，材料的韧性越好[9]。750℃回火的钢断口呈现准解理断裂特征，并可观察到明显的河流花样及少量撕裂棱。770℃回火的钢断口上撕裂棱数量增多并有一定数量的韧窝。790℃回火的钢断口形貌以韧窝为主，呈现韧性断裂特征。冲击断口形貌的观察进一步表明，改进型T23钢的冲击韧度随回火温度升高而提高，790℃回火的钢冲击韧度最高。

图3 不同温度回火的改进型T23钢的断口形貌Fig.3 Fracture morphologies of the modified T23 steel tempered at different temperatures

2.2 显微组织

经1 060℃正火空冷和油冷的改进型T23钢的显微组织如图4所示。正火空冷的改进型T23钢组织为块形粒状贝氏体和少量铁素体，粒状贝氏体中M-A岛多呈尺寸较大的块状，如图4（a，c）所示；正火油冷的改进型T23钢组织以块形粒状贝氏体和条形粒状贝氏体为主，M-A岛的尺寸较小且多为椭球形，如图4（b，d）所示。

图4 正火加热后空冷（a，c）和油冷（b，d）的改进型T23钢的显微组织Fig.4 Microstructures of the modified T23 steel heated for normalizing and then cooled in air（a，c）and oil（b，d）

不同温度回火的改进型T23钢经LePera试剂腐蚀后的显微组织如图5所示。可见不同温度回火后，M-A岛发生分解，数量较正火态的明显减少、尺寸减小，且分解程度随回火温度提高而增大。750和770℃回火后，晶界还存在未完全分解的大尺寸M-A岛。790℃回火后，晶内和晶界M-A岛均大量分解，晶界未完全分解的M-A岛数量大幅度减少、尺寸减小。

图5 不同温度回火的改进型T23钢经LePera试剂腐蚀后的显微组织Fig.5 Microstructures of the modified T23 steel tempered at different temperatures after being etched with LePera reagent

图6为不同温度回火的改进型T23钢的SEM形貌。可见不同温度回火后，试样晶内和晶界均出现了大量析出相，贝氏体铁素体板条宽度增大。随着回火温度的升高，晶界析出相数量增多、尺寸增大，且贝氏体铁素体板条宽度逐渐增大。图7为790℃回火的改进型T23钢的TEM形貌、选区电子衍射花样（selected area diffraction pattern，SADP）及X射线能谱分析（energy dispersion spectrum，EDS）。结果表明：晶界尺寸约300～500 nm的块形析出相为富Cr的M23C6相，如图7（a，c，d）所示；晶内尺寸约30 ～80 nm 的球形碳化物为富Nb 的MX 相，如图7（b，e，f）所示。

图6 不同温度回火的改进型T23钢的SEM形貌Fig.6 SEM micrographs of the modified T23 steel tempered at different temperatures

图7 790℃回火的改进型T23钢的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 讨论

正火空冷的改进型T23钢基体组织为粒状贝氏体＋少量铁素体，粒状贝氏体中M-A岛多呈尺寸较大的块状；正火油冷的钢基体组织为块形粒状贝氏体＋条形粒状贝氏体，M-A岛尺寸较小且多为椭球形。回火后，M-A岛分解，贝氏体铁素体板条变宽，碳化物析出。随着回火温度的升高，碳化物数量增多、尺寸增大，贝氏体铁素体板条宽度增大，M-A岛分解程度增大。

两种方式正火冷却的改进型T23钢中M-A岛尺寸及形貌差异较大，这主要是冷速不同导致的。空冷时冷速较慢，C原子有足够时间进行长程扩散，使奥氏体富集更多固溶态的C原子，形成尺寸较大的富碳奥氏体区，冷却后得到的M-A岛尺寸较大。油冷时冷速较快，C原子来不及充分扩散，形成的富碳奥氏体区尺寸较小且分布更为弥散，冷却后得到的M-A岛尺寸较小。改进型T23钢油冷正火后的硬度较空冷正火后的更高，这主要是空冷和油冷正火得到的组织存在较大的差异所致。油冷正火得到的块形粒状贝氏体＋条形粒状贝氏体的硬度高于空冷正火得到的块形粒状贝氏体＋少量铁素体。此外，正火冷速越大，回火析出的碳化物尺寸越小、分布越弥散，强化效果越好[10]。因此改进型T23钢油冷正火后的硬度高于空冷正火后的硬度。由于条形粒状贝氏体阻碍裂纹扩展的能力强于铁素体[11]，加之油冷后形成的小尺寸M-A岛能明显增大裂纹形核功并有效阻碍裂纹扩展[11-13]，故改进型T23钢油冷正火后的冲击韧度较空冷正火后的大幅度提高。

回火后，M-A岛发生分解，数量减少、尺寸减小，贝氏体铁素体板条变宽，碳化物析出。由于M-A岛分解有利于碳化物的析出和贝氏体铁素体板条的变宽，回火温度升高后，改进型T23钢中碳化物析出量增多且尺寸增大，贝氏体铁素体板条逐渐变宽。回火温度升高，晶内M-A岛数量逐渐减少，M-A岛的强化效果也随之减弱。此外，回火过程中基体位错密度降低和贝氏体铁素体板条的变宽也导致硬度降低。虽然碳化物析出可以提高硬度，但硬度提高量小于基体软化、M-A岛分解及贝氏体铁素体板条变宽造成的硬度下降量。因此，改进型T23钢的硬度随回火温度升高而降低。同时，M-A岛数量减少会减少裂纹形核点；且尺寸较小的M-A岛能有效阻碍裂纹扩展，从而有利于改进型T23钢750～790℃回火后冲击韧度的提高。特别是790℃回火后，钢中M-A岛大量分解且晶界存在一定数量不连续分布的M23C6相，能有效阻碍裂纹扩展[10，14]，因此790 ℃回火的改进型T23钢的冲击韧度较高。相比较，750和770℃回火后改进型T23钢的M-A岛分解程度较小，冲击韧度改善幅度较小。