Ce對30MnNbRE鋼淬火回火微觀組織和力學性能的影響

宋 操, 王曉東, 包喜榮, 陳 林, 湯雪嬌

(內蒙古科技大學 材料與冶金學院, 內蒙古 包頭 014010)

為提高材料的性能,拓寬材料的服役條件,油井用無縫鋼管的設計思路主要是增加合金含量進行強化,如通過C、Si、Mn進行固溶強化或通過Nb、V、Ti進行細晶強化和析出強化[1-5]。然而過多地添加合金元素會增加生產成本,在實際工程生產中并未得到廣泛應用。因此,實際生產設計中常采用添加某種主要的元素以增加材料在某些方面的性能。Nb作為微合金化添加元素,被廣泛應用于管道、采礦、汽車等領域,尤其在天然氣與石油管道的勘測中,添加Nb與其他微合金元素以提高管材強度與低溫韌性是現代無縫鋼管設計與開發的必然趨勢[6-7]。

由于稀土元素有獨特的外部電子結構、較強化學活性、可變的價態和更大的原子尺寸,稀土已成為應用于高附加值鋼材料的重要微合金元素[8]。目前,我國許多學者對稀土在鋼中的作用有成熟的理論體系,尤其通過第一性原理假設對稀土控制Nb在鋼中固溶析出行為做出了解釋,這些理論為稀土取代部分合金元素提供了有力的證據[9-10]。但這些研究大多只停留在理論方面,對實際生產中遇到的一些問題并沒有深入的探究。隨著純凈鋼冶煉和微合金化等冶金技術的發展,鋼中較低的RE固溶量即可實現其微合金化作用,RE在鋼中可起到變質夾雜、細化組織、凈化強化晶界等作用,可提高鋼的強韌性能,RE已成為高附加值金屬材料中的重要微合金元素,其應用也由單一微合金化發展到了復合微合金化[11-12]。其中30MnNbRE鋼便是RE微合金復合強化的典型鋼種。

目前有關30MnNbRE鋼的研究主要集中在其熱處理工藝優化方面[13],對30MnNbRE鋼淬、回火過程中稀土元素對微觀組織和力學性能的影響還缺乏深入研究?；诖?本試驗在模擬實際生產的前提下,對添加稀土元素Ce的30MnNbRE鋼淬、回火后微觀組織和力學性能變化開展一系列探究,為30MnNbRE無縫鋼管的成分設計與力學性能提升提供了試驗與理論依據。

1 試驗材料與方法

1.1 材料制備

以30MnNbRE油井管用鋼為基礎,通過改變Ce含量,設計了3種成分的試驗鋼,分別為0Ce、0.01Ce和0.03Ce鋼,使用真空感應爐冶煉澆鑄,澆鑄成形后加熱至1250 ℃保溫1 h后鍛造空冷待用。試驗鋼經Labspark 750T精密直讀火花光譜儀檢測后,實際成分見表1。

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表1 試驗鋼30MnNbRE的化學成分(質量分數,%)

1.2 試驗方法

圖5為3種成分試驗鋼經900 ℃淬火+ 450 ℃回火后的X射線衍射圖譜,從圖5可以看出,3種試驗鋼回火后的基體均以體心立方結構的回火馬氏體為主,并沒有出現殘留奧氏體的特征峰,3種試驗鋼中均出現了微弱的碳化物衍射峰,且碳化物主要以M3C的形式存在。此外,從3種材料的主衍射峰可以看出,添加Ce使得衍射峰向左發生了少量偏移,這可能是Ce的原子半徑略大于Fe的原子半徑,當Ce原子溶于鐵的晶體結構中會導致原始晶格畸變,體現為低角度衍射峰向左偏移。

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圖6是經淬火和回火后對試樣表層硬度測量的結果統計。由圖6可見,淬火后,當Ce含量從0增加到0.03%時,30MnNbRE鋼的硬度從51.8 HRC增加到56.9 HRC,可見隨著Ce含量的增加,淬火后的硬度逐漸升高。這是因為Ce可以促進C、Nb等元素在γ-Fe的溶解,而形成過飽和固溶體,淬火使這些元素來不及從基體中析出,而被保存在馬氏體中,從而增加了硬度。而回火后試樣含Ce量越高,硬度降低越明顯,如0.03Ce鋼的硬度從56.9 HRC降低到41.8 HRC,一方面,Ce促進了馬氏體在回火時的分解轉變,降低了淬火馬氏體在組織中的比例,使硬度下降;另一方面,回火過程中原子活性增加,使淬火后固溶的C、Nb等元素易于從過飽和固溶體中析出,加之Ce又促進Nb在α-Fe中進一步析出,從而使硬度下降。由此可見,0.01Ce鋼在淬火+回火后可獲得最高硬度,為42.6 HRC。

圖1 拉伸試樣尺寸Fig.1 Dimensions of tensile specimen

圖2 沖擊試樣尺寸Fig.2 Dimensions of impact specimen

1.2.2 斷口形貌及組織分析

在“常規施肥”區處理：常規施肥（N1P1K1）、常規施肥無氮（N0P1K1）、常規施肥無磷（N1P0K1）、常規施肥無鉀（N1P1K0）。

2 結果與討論

2.1 Ce對微觀組織的影響

圖9為0.03Ce試驗鋼沖擊斷口中某夾雜物的EDS面掃分析。由圖9(a)夾雜物形貌可見其為球狀夾雜,尺寸較粗大,約為5 μm,主要成分為Ce、O元素,并存在S的偏聚?？芍狢e可有效吸附鋼中的O、S等有害元素球狀夾雜,起到凈化鋼液作用。但0.03Ce試驗鋼夾雜物尺寸偏大,其尺寸分布如圖10(b)所示,

圖3 不同Ce含量的30MnNbRE鋼淬火(a～c)、回火(d～f)后的SEM圖Fig.3 SEM images of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after quenching(a-c) and tempering(d-f)(a,d) 0Ce; (b,e) 0.01Ce; (c,f) 0.03Ce

圖4為不同Ce含量試驗鋼的析出物形貌和EDS能譜,結合析出物的能譜信息與樣品的X射線衍射圖譜(見圖5)可以判斷,含Nb析出物主要為(FeMnNb)3C。使用場發射掃描電鏡對0Ce試樣進行檢測時,發現樣品中的含Nb析出物尺寸主要集中在60～180 nm,主要分布于晶界,這是由于30MnNbRE鋼奧氏體化前,(FeMnNb)3C因保溫時間過短或加熱溫度不足而以較大的尺寸保留在基體中,這些(FeMnNb)3C析出物雖然可以阻礙奧氏體的長大,但因數量過少,實際生產中不能起到細化晶粒的作用。在0.01Ce和0.03Ce試樣中發現納米級析出物,均在40 nm以下,這些析出物是隨著馬氏體的分解而析出的,這是由于馬氏體在回火時,晶格從四方向立方回復的過程中,Ce在一定程度上抑制了Nb在α-Fe中的固溶,從而降低了Nb在基體中的溶解度;在450 ℃回火過程中,C更易發生擴散,而Nb是一種強碳化物,易與C結合形成化合物析出,促進了(FeMnNb)3C的形成。因此,這些納米級彌散分布的(FeMnNb)3C在材料中起到了顯著的細晶強化作用。因板條界是位錯運動的主要障礙,(FeMnNb)3C在馬氏體板條之間析出也能夠很好地釘扎位錯阻礙其運動,有利于進一步提高30MnNbRE鋼的強度。

圖5 回火后不同Ce含量30MnNbRE鋼的XRD圖譜Fig.5 XRD patterns of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after tempering

1.2.1 力學性能測試

2016年10月18日，江西日報社推出江西融媒體“中央廚房”智慧云平臺——贛鄱云，這是江西報刊媒體首個融媒體云平臺。隨后，江西日報社又推出了“江西頭條”移動云平臺。

2.2 Ce對力學性能的影響

將3種試驗鋼分別切下14 mm×14 mm×90 mm(拉伸試樣毛坯)和10 mm×10 mm×60 mm(沖擊試樣毛坯)的塊狀試樣,加熱到900 ℃,保溫50 min,水淬,然后在450 ℃回火70 min,空冷至室溫。用邁格Touch-Rock觸摸屏數顯硬度計測量淬火和回火后的表面硬度。將回火后的材料分別切成棒狀拉伸試樣和V型缺口沖擊試樣,尺寸如圖1及圖2所示。拉伸試驗在GNT200萬能試驗機上完成,拉伸速率0.6 mm/min。沖擊性能測試在帶斷裂曲線沖擊試驗機上進行,試驗溫度為室溫。

圖6 不同Ce含量30MnNbRE鋼淬、回火后的硬度Fig.6 Hardness of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after quenching and tempering

經Nano measurer軟件測量稀土夾雜物平均粒徑達到了2.3 μm,體積過大反而使周圍易形成孔隙,降低30MnNbRE鋼的韌性。添加0.01%Ce含量的0.01Ce試驗鋼中夾雜物尺寸分布如圖10(a)所示,平均粒徑約1 μm,韌性下降不明顯。因此,為提升材料的沖擊性能必須在煉鋼時注意夾雜物尺寸的控制。

圖7 不同Ce含量30MnNbRE鋼回火后的應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curves of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after tempering

圖8 回火后不同Ce含量30MnNbRE鋼的拉伸斷口(a～c)與沖擊斷口(d～f)形貌Fig.8 Tensile fracture(a-c) and impact fracture(d-f) morphologies of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after tempering(a,d) 0Ce; (b,e) 0.01Ce; (c,f) 0.03Ce

表2 不同Ce含量30MnNbRE鋼回火后的力學性能

圖8為3種試驗鋼淬火、回火后的拉伸斷口及沖擊斷口形貌。圖8(a～c)拉伸斷口相貌中均出現深淺不一的韌窩,是典型的韌性斷裂的特征。圖8(a)中韌窩尺寸較大,其周圍出現了撕裂特征,并一直延續到下一個韌窩周圍;而在加入0.01%Ce時韌窩數量增多且最為細小,如圖8(b)所示,同時在大韌窩的周圍存在較小的等軸狀韌窩,并未出現向外擴展的趨勢,表明此時發生了較大的塑性變形,與表2中0.01Ce鋼斷后伸長率最高可達13.8%相符,此時強度也達到最大值1135 MPa,表明加入0.01%的Ce使30MnNbRE鋼具有最佳力學性能;而圖8(c)中0.03Ce鋼又出現了撕裂特征,表明加入0.03%Ce使30MnNbRE鋼的塑性反而降低,如表2所示其斷后伸長率降至最低12.3%,此時強度也降低至1074 MPa。此外,由圖8(d～f)中3種試驗鋼淬火、回火后的沖擊斷口形貌可知,圖8(d)所示0Ce鋼中韌窩分布均勻細小,基本呈等軸狀,表明在其沖擊過程中吸收了較多的能量而發生斷裂,韌性最好,由表2可知其韌性最高,可達109.8 J;而從圖8(e,f)所示的0.01Ce、0.03Ce鋼斷口形貌中可見不均勻分布的大尺寸韌窩,并在韌窩中可見粗大塊狀稀土夾雜物,這類夾雜可導致應力集中而演變為新的裂紋源,并在沖擊斷裂時易使裂紋急劇擴張,大大降低沖擊性能,由表2可見其韌性分別下降至84.5、78.7 J。因此,Ce加入30MnNbRE鋼中會使韌性下降,存在夾雜缺陷的位置更容易發生裂紋的急劇擴張。

拉伸斷口經超聲波清洗10 min后立即用保鮮膜封存,金相試樣經機械拋光后用體積分數為4%的硝酸酒精溶解侵蝕。采用蔡司光學顯微鏡對組織初步分析,使用ZEISS Sigma300場發射掃描電鏡對斷口形貌和微觀組織進行精細觀察,同時對材料中出現的析出物進行EDS分析。將材料切成10 mm×10 mm×10 mm的塊狀,將一面拋光,在Smartlab-9kw型X射線衍射儀上測定物相組成,采用Cu靶,掃描角度為30°～130°, 掃描速率為5°/min。

3種成分的試驗鋼在淬、回火后的顯微組織如圖3所示,由圖3(a)可知,組織主要由馬氏體基體和大量彌散分布的析出物組成,此外,發現析出物主要分布于回火馬氏體周圍,顯然是在馬氏體回火轉變時伴生析出[14]。隨著Ce含量的增加,回火板條馬氏體變細,經Nano measurer軟件測量,在未添加Ce時板條平均厚度為2.7 μm,在0.01Ce試樣中板條厚度下降到了1.6 μm,而在0.03Ce試樣中板條平均厚度降低到了1 μm以下。這是因為Ce的添加,促進了Nb在?-Fe中的溶解,生成過飽和固溶體,在回火過程中,析出物的釘扎作用使淬火馬氏體分解時形成更短更細的板條狀回火馬氏體,這些均勻細小的回火馬氏體是材料強度升高的主要原因[15-16]。

圖9 回火后0.03Ce試樣中夾雜物EDS分析Fig.9 EDS analysis of inclusions in the 0.03Ce specimen after tempering

圖10 回火后不同Ce含量30MnNbRE鋼中夾雜物尺寸分布Fig.10 Inclusion size distributions of the 30MnNbRE steel with different Ce contents after tempering(a) 0.01Ce; (b) 0.03Ce

表2是Ce含量對30MnNbRE鋼拉伸及沖擊性能的影響,由表2知,Ce可以顯著提高30MnNbRE鋼的強度,但其影響并非簡單的線性關系。在添加0.01%的Ce時,試驗鋼的屈服強度提升了10.4%,抗拉強度提升了10.9%。而在添加0.03%的Ce時,強度雖較未添加Ce時略有提升,但提升幅度僅為5%左右,其強度比添加0.01%的Ce時的強度低,3種試驗鋼的應力-應變曲線如圖7所示。3種試驗鋼強度出現差異的原因可能與其各自的基體組織有關,在前面對試驗鋼組織的分析中可知,在回火后隨Ce含量的增加,鋼中合金元素固溶比例上升,相變體積協調困難,使位錯密度升高,而(FeMnNb)3C的析出強化,使回火馬氏體板條維持在一個穩定的厚度,且隨馬氏體分解一同析出的碳化物會進一步對位錯運動產生釘扎效應,而使得材料整體強度大幅提高。在圖8中也可以看出,在加入稀土后,拉伸斷口的韌窩明顯縮小。

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3 結論

1) Ce可以細化回火馬氏體板條厚度,促進(FeMnNb)3C在回火后的析出。

2) Ce對馬氏體板條的細化作用與促進(FeMnNb)3C析出而產生的析出強化作用能有效地提升材料強度,然而其材料強度的影響不是簡單的線性關系,在添加0.01%Ce時強度可提升10%左右,而添加0.03%Ce時強度僅能提升5%左右。

3) 添加Ce后會引入稀土夾雜,這些夾雜對強度的影響不顯著,對韌性有顯著的影響,當Ce的添加量從0.01%增加到0.03%時,稀土夾雜物的平均粒徑從1 μm提升到了2.3 μm,而隨著夾雜物體積的增大,材料韌性會大幅度降低。

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