熱處理對(duì)9Cr13Mo3Co3Nb2V組織與硬度的影響

霍登平，梁志凱

(1．西安飛行自動(dòng)控制研究所 檢測(cè)試驗(yàn)中心，西安 710065；2．北京航空材料研究院，北京 100095)

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熱處理對(duì)9Cr13Mo3Co3Nb2V組織與硬度的影響

霍登平1，梁志凱2

(1．西安飛行自動(dòng)控制研究所 檢測(cè)試驗(yàn)中心，西安 710065；2．北京航空材料研究院，北京 100095)

采用金相分析、硬度測(cè)試等技術(shù)手段，研究熱處理對(duì)馬氏體不銹鋼9Cr13Mo3Co3Nb2V組織和硬度的影響。結(jié)果表明：9Cr13Mo3Co3Nb2V經(jīng)淬火、冰冷處理及多次回火后，殘余奧氏體充分轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗瘃R氏體，并產(chǎn)生較強(qiáng)的二次硬化效果，進(jìn)而獲得穩(wěn)定的組織和高的硬度；在350 ℃以上回火時(shí)，由于組織中二次碳化物的析出，開始出現(xiàn)二次硬化傾向，至480～520 ℃時(shí)，回火硬度達(dá)到了最大值。

9Cr13Mo3Co3Nb2V鋼；二次硬化；熱處理；顯微組織；硬度

9Cr13Mo3Co3Nb2V是一種高碳高硬度彌散硬化型馬氏體不銹鋼，除具有較高的含碳量外，還含有大量的碳化物形成元素，如Cr，Mo，Nb，V等，這些元素在淬火過程中回溶進(jìn)入基體，回火中析出彌散強(qiáng)化相，促進(jìn)二次硬化[1-4]。淬火后，經(jīng)過多次冰冷和回火處理，使得殘余奧氏體充分轉(zhuǎn)變，并產(chǎn)生較強(qiáng)的二次硬化作用，進(jìn)而獲得穩(wěn)定的組織和很高的硬度，最終熱處理后其室溫硬度可達(dá)60HRC以上。因其具有高的抗咬性、耐磨性和尺寸穩(wěn)定性，廣泛用于制造在-70～450 ℃溫度范圍內(nèi)大氣、液壓流體中工作的鞍座、襯套、柱塞、滑閥偶等儀表用摩擦零件。本工作通過金相分析、硬度測(cè)試等技術(shù)手段，研究熱處理對(duì)9Cr13Mo3Co3Nb2V顯微組織和力學(xué)性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

實(shí)驗(yàn)用9Cr13Mo3Co3Nb2V的制備流程為：備料→真空感應(yīng)熔煉→鑄錠→退火→扒皮→鍛造開坯→棒材→退火→檢驗(yàn)→入庫(kù)。實(shí)驗(yàn)材料選用鍛造退火態(tài)(850 ℃×2 h，爐冷至300 ℃出爐)的φ24 mm棒材，其化學(xué)成分見表1，布氏硬度為244～249 HBW。

表1 實(shí)驗(yàn)用鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

對(duì)這種不銹鋼的主要性能要求是具有高的硬度和耐磨性，同時(shí)在使用過程中硬度及尺寸具有高的穩(wěn)定性，即要求在熱處理之后獲得穩(wěn)定的組織和最高的硬度，為此需在淬火之后進(jìn)行冰冷處理及多次回火，以使殘余奧氏體的轉(zhuǎn)變及二次碳化物的析出均勻充分；因此，回火溫度是9Cr13Mo3Co3Nb2V獲得穩(wěn)定組織和高硬度的關(guān)鍵因素。熱處理工藝步驟為：(1130±10) ℃真空淬火→(-70±5) ℃冰冷處理→第一次回火→(-70±5) ℃冰冷處理→第二次回火→第三次回火。3次回火的溫度保持一致，回火溫度范圍200～750 ℃。

對(duì)9Cr13Mo3Co3Nb2V棒材在淬火、冰冷處理及回火等工藝步驟后硬度的變化規(guī)律，以及不同溫度下回火對(duì)硬度的影響進(jìn)行初步研究，獲得實(shí)際零件回火處理的合理的溫度參數(shù)。采用φ24 mm×20 mm的試樣，硬度值為5個(gè)點(diǎn)的硬度平均值。淬火使用高溫真空爐，回火使用中溫電阻爐，組織分析使用Leica-DM6000M型金相顯微鏡，硬度檢測(cè)使用HBRV-187.5型硬度計(jì)。

2 結(jié)果與分析

2.1 熱處理對(duì)硬度的影響

試樣經(jīng)過淬火-冰冷處理-回火-冰冷處理-回火-回火，測(cè)試每一熱處理工步后的硬度，其結(jié)果揭示了不同回火溫度和工步對(duì)材料硬度的影響規(guī)律。圖1為9Cr13Mo3Co3Nb2V不同回火溫度下各熱處理工步后的硬度曲線。

由圖1可知，第一次冰冷處理后所有試樣硬度較之淬火后均有所增加，平均增幅約為1.3 HRC；而第二次冰冷處理后所有試樣硬度較之第一次回火后變化不大?？梢钥吹剑夯鼗饻囟仍?00～750 ℃區(qū)間時(shí)，3次回火之后的硬度明顯降低，750 ℃回火時(shí)最終硬度值已降至32.4 HRC；相比之下，回火溫度在200～550 ℃區(qū)間時(shí)，硬度曲線變化較平緩。從圖1中200～550 ℃回火的局部放大曲線可知，在480～520 ℃回火時(shí)，硬度達(dá)到了最大值，與淬火硬度基本一致，其中520 ℃回火時(shí)，最終硬度值達(dá)到60.9 HRC。

圖1 不同回火溫度下各熱處理工步后的硬度Fig.1 Hardness after each heat treatment step at different tempering temperatures

將9Cr13Mo3Co3Nb2V鋼最終熱處理硬度與回火溫度的關(guān)系描繪成曲線，見圖2。

圖2 最終熱處理硬度與回火溫度的關(guān)系Fig.2 Relationship of hardness and tempering temperature

由圖2可以看出，在200～300 ℃回火時(shí)，產(chǎn)生了明顯的回火軟化作用；300 ℃以后，于480～520 ℃顯示輕微的二次硬化峰；550 ℃之后，出現(xiàn)了“過時(shí)效”現(xiàn)象，硬度迅速下降，至750 ℃時(shí)，已接近退火硬度。

2.2 熱處理對(duì)組織的影響

圖3為9Cr13Mo3Co3Nb2V不同熱處理工步后的顯微組織。圖3(a)為退火狀態(tài)的組織，為珠光體+碳化物；圖3(b) 是經(jīng)1130 ℃淬火后的組織，為馬氏體+未溶碳化物，碳化物主要是M23C6，MC等[5]；圖3(c)為第一次冰冷處理后的組織，與淬火態(tài)無明顯區(qū)別；圖3(d)，(e)，(f)分別為500 ℃第一次回火處理、第二次冰冷處理及500 ℃第二次回火處理后的金相組織，為回火馬氏體+未溶碳化物+回火析出碳化物。

圖4為不同回火溫度下完成3次回火后的最終金相組織，均為回火馬氏體+未溶碳化物+回火析出碳化物。正是由于細(xì)小的二次碳化物的彌散析出所引起的硬化效應(yīng)抵消了回火軟化效應(yīng)，才使得480～520 ℃回火后硬度與淬火硬度基本一致。經(jīng)過多次冰冷和回火處理，鋼中殘余奧氏體絕大部分轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，并且伴隨著回火過程中大量二次碳化物的析出，使鋼的硬度達(dá)到最大。

2.3 分析討論

由于9Cr13Mo3Co3Nb2V中碳元素及合金元素含量均很高，其馬氏體轉(zhuǎn)變溫度Ms較低，尤其是在淬火溫度較高時(shí)，鋼中合金元素固溶度提高，Ms點(diǎn)更低；因此，9Cr13Mo3Co3Nb2V淬火至室溫時(shí)，組織中存在著相當(dāng)數(shù)量的殘余奧氏體，不僅降低硬度，而且在隨后使用過程中存在繼續(xù)轉(zhuǎn)變的可能，進(jìn)而影響到制件的尺寸穩(wěn)定性和使用性能。因此，高碳高合金馬氏體鋼在淬火后通常需要進(jìn)行一次或多次冰冷和回火處理，以使殘余奧氏體盡可能轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，從而在進(jìn)一步提高硬度的同時(shí)，獲得高的尺寸穩(wěn)定性[5-6]。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果來看，第一次冰冷處理后所有試樣硬度較之淬火后均有所增加，而第二次冰冷處理后所有試樣硬度較之第一次回火后變化已不大，說明1130 ℃淬火后一次冰冷處理已可使鋼中殘余奧氏體較為充分地轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。

圖3 各熱處理工步后顯微組織 (a)退火態(tài)；(b)淬火態(tài)；(c)第一次冰冷處理；(d)500 ℃第一次回火；(e)第二次冰冷處理；(f)500 ℃第二次回火Fig.3 Microstructure after each heat treatment step (a)annealed；(b)quenched；(c)the first cryogenic treatment；(d)the first tempering at 500 ℃；(e)the second cryogenic treatment；(f)the second tempering at 500 ℃

無論是淬火時(shí)形成的馬氏體，還是冰冷處理時(shí)形成的馬氏體，組織中均存在很大的內(nèi)應(yīng)力，且脆性很大，如不經(jīng)回火，馬氏體片中由于內(nèi)應(yīng)力的存在會(huì)產(chǎn)生微裂紋，尤其是高碳鋼開裂傾向更為明顯。對(duì)于9Cr13Mo3Co3Nb2V來說，回火處理除降低內(nèi)應(yīng)力，改善塑韌性外，還會(huì)在回火過程中彌散析出極細(xì)小的碳化物，提高鋼的硬度。

9Cr13Mo3Co3Nb2V鋼具有高達(dá)0.85%～1.05%的碳含量，一部分C存在于基體中產(chǎn)生相變強(qiáng)化，一部分C結(jié)合在碳化物中引起二次硬化，二者均可提高鋼的硬度。此外，鋼中還含有大量的強(qiáng)碳化物形成元素，如Cr，Mo，Nb，V等，四種元素的名義質(zhì)量分?jǐn)?shù)之和高達(dá)19%，其中Mo，Nb，V屬于易于形成二次硬化碳化物的元素。這些元素在淬火過程中回溶進(jìn)入基體之中，除產(chǎn)生固溶強(qiáng)化外，主要以回火過程中共格析出彌散分布的細(xì)小穩(wěn)定合金碳化物相的形式，提高鋼的回火抗力，促進(jìn)二次硬化[7-12]。

梁志凱等[2]認(rèn)為，9Cr13Mo3Co3Nb2V鋼經(jīng)淬火后，未溶碳化物包括M23C6，MC。與淬火態(tài)相比，經(jīng)過二次冰冷和3次回火處理后，合金碳化物相的種類和數(shù)量都發(fā)生了較大變化，出現(xiàn)了M3C型碳化物，數(shù)量約占2%；M23C6，MC數(shù)量均有所提高，分別增加4.5%和14%。因此，回火析出碳化物實(shí)際包括MC，M3C和M23C63類，正是由于回火時(shí)彌散析出的各類特殊細(xì)小碳化物所引起的二次硬化，使得鋼經(jīng)500 ℃回火后仍具有很高的硬度。在最終熱處理狀態(tài)下，Cr的碳化物型式為M3C，M23C6，Nb的碳化物型式以MC為主，Mo，V為MC，M3C和M23C6。

比較圖1中不同回火溫度下完成3次回火后的硬度，可以看出，在回火溫度為200～300 ℃時(shí)，3次回火后硬度依次降低，但300 ℃回火硬度明顯低于200 ℃回火硬度，說明低于300 ℃時(shí)，尚無明顯二次硬化效應(yīng)，以回火軟化為主，3次回火逐次產(chǎn)生累積軟化效應(yīng)；在回火溫度為350～500 ℃時(shí)，回火次數(shù)對(duì)硬度影響不大，但是回火溫度對(duì)硬度有較大影響，500 ℃回火時(shí)硬度明顯高于350 ℃回火時(shí)硬度，說明350 ℃以上回火，出現(xiàn)了明顯的二次硬化效應(yīng)，3次回火的二次硬化效應(yīng)已可抵消甚至大于回火軟化效應(yīng)，至480～520 ℃時(shí)出現(xiàn)輕微二次硬化峰值；在回火溫度為520～750 ℃時(shí)，3次回火后硬度依次降低，并且隨著回火溫度的升高，這種降低趨勢(shì)愈發(fā)明顯，說明高于520 ℃時(shí)，已出現(xiàn)“過時(shí)效”現(xiàn)象，碳化物析出相脫離基體，失去共格、半共格關(guān)系，并開始聚集長(zhǎng)大，回火軟化效應(yīng)逐漸占據(jù)主導(dǎo)作用[13-15]。

3 結(jié) 論

(1)9Cr13Mo3Co3Nb2V淬火后經(jīng)過二次冰冷和3次回火處理，殘余奧氏體充分轉(zhuǎn)變，并產(chǎn)生較強(qiáng)的二次硬化效果，進(jìn)而獲得穩(wěn)定的組織和高的硬度。

(2)在200～300 ℃回火時(shí)，9Cr13Mo3Co3Nb2V產(chǎn)生明顯的回火軟化作用；300 ℃以后，由于二次碳化物的析出，出現(xiàn)了較為明顯的二次硬化作用；550 ℃之后，出現(xiàn)了“過時(shí)效”現(xiàn)象，硬度迅速下降。

(3)9Cr13Mo3Co3Nb2V合適的回火溫度區(qū)間為480～520 ℃，在此區(qū)間回火時(shí)，最終回火硬度達(dá)到最大值，接近其淬火硬度，其中520 ℃回火時(shí)，最終硬度值可達(dá)到60.9 HRC。

[1] 趙振業(yè)．超高強(qiáng)度鋼中二次硬化現(xiàn)象研究[J]．航空材料學(xué)報(bào)，2002，22(43)：46-55．

(ZHAO Z Y．Studing status on the secondary hardening phenomenon in ultra-high strength steels[J]．Journal of Aeronautical Materials，2002，22(43)：46-55．)

[2] 梁志凱，馮慎田，李冬玲，等．9Cr13Mo3Co3Nb2V馬氏體不銹鋼微觀組織研究[J]．航空材料學(xué)報(bào)，2006，26(3)：60-65．

(LIANG Z K，F(xiàn)ENG S T，LI D L，etal．Study on the microstructure of 9Cr13Mo3Co3Nb2V Martensite stainless steel[J]．Journal of Aeronautical Materials，2006，26(3)：60-65．)

[3] 張永，馬黨參，劉建華，等．Nb含量對(duì)W3Mo2Cr4V(Nb)高速鋼組織和力學(xué)性能的影響[J]．特殊鋼，2007，28(3)：44-46．

(ZHANG Y，MA D S，LIU J H，etal．Effect of Nb content on structure and mechanical properties of high speed steel W3Mo2Cr4V(Nb)[J]．Special Steel，2007，28(3)：44-46．)

[4] 李阿妮，厲勇，王春旭，等.Mo含量對(duì)AF1410鋼二次硬化效果的影響[J]．鋼鐵，2007，42(9)：60-62．

(LI A N，LI Y，WANG C X，etal．Influence of Mo on secondary hardening behavior of ultra-high strength AF1410 steel[J]．Iron & Steel，2007，42(9)：60-62．)

[5] 王麗君，苗彬，孟先新．Cr12MoV鋼不同熱處理?xiàng)l件下的硬度和金相組織分析[J]．模具工業(yè)，2005(9)：52-56．

(WANG L J，MIAO B，MENG X X．Analysis on the hardness and metallographic structure of Cr12MoV steel under different heat treatment[J]．Die & Mould Industry，2005(9)：52-56．)

[6] 楊貴軍，王曉凱，呂鐘毓．Cr12MoV鋼制模具熱處理工藝的選擇[J]．哈爾濱軸承，2010，31(4)：65-67．

(YANG G J，WANG X K，Lü Z Y．Selection of heat treatment process for Cr12MoV steel mold[J]．Journal of Harbin Bearing，2010，31(4)：65-67．)

[7] 康福偉，孫汝葦，張啟鳳．熱處理工藝對(duì)35NCD16合金鋼組織和性能的影響[J]．哈爾濱理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，19(3)：10-14．

(KANG F W，SUN R W，ZHANG Q F．Effects of heat treatment on microstructures and mechanical properties of 35NCD16 alloy steel[J]．Journal of Harbin University of Science and Technology，2014，19(3)：10-14．)

[8] 李阿妮，王春旭，劉憲民．二次硬化型超高強(qiáng)度鋼的發(fā)展[J]．材料導(dǎo)報(bào)，2007，7(1)：13-16．

(LI A N，WANG C X，LIU X M．Development of secondary-hardening ultrahigh strength steel[J]．Materials Review，2007，7(1)：13-16．)

[9] 趙振業(yè)．合金鋼設(shè)計(jì)[M]．北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1999：157-164．

[10] 李志，賀自強(qiáng)，金建軍，等．航空超高強(qiáng)度鋼的發(fā)展[M]．北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2012：58-61．

[11] 鐘平，肖葵，董超芳，等．超高強(qiáng)度鋼組織、性能與腐蝕行為[M]．北京：科學(xué)出版社，2014：32-33．

[12] 高振桓，鞏秀芳，徐永鋒，等．12Cr-4Ni-3Mo-V-Nb-N葉片鋼高頻淬火后回火硬化現(xiàn)象[J]．東方汽輪機(jī)，2015(1)：65-67．

(GAO Z H，GONG X F，XU Y F，etal．Secondary hardening of 12Cr-4Ni-3Mo-V-Nb-N steel after high frequency quenching and tempering[J]．Dongfang Turbine，2015(1)：65-67．)

[13] 胡正飛，吳杏芳，王春旭．二次硬化合金鋼中多組元強(qiáng)化相M2C碳化物的粗化動(dòng)力學(xué)研究[J]．金屬學(xué)報(bào)，2003，39(6)：585-591．

(HU Z F，WU X F，WANG C X．Coarsening kinetics of multi-component M2C precipitates in secondary hardening alloy steels[J]．Acta Metallurgica Sinica，2003，39(6)：585-591．)

[14] 蓋全芳，王佳葵．不同淬硬鋼的回火特性[J]．魯東大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2007，23(2)：180-183．

(GAI Q F，WANG J K．Study on tempering effects of hardened steels[J]．Ludong University Journal：Natural Science Edition，2007，23(2)：180-183．)

[15] 胡正飛，吳杏芳，梨秀球，等．高CoNi合金鋼中二次碳化物的析出與轉(zhuǎn)化[J]．金屬學(xué)報(bào)，2001，37(4)：381-385．

(HU Z F，WU X F，LI X Q，etal．Precipitation and transformation of the second carbides in isothermal tempered high CoNi alloy steel[J]．Acta Metallurgica Sinica，2001，37(4)：381-385．)

(責(zé)任編輯：徐永祥)

Effect of Heat Treatment on Microstructure and Hardness of 9Cr13Mo3Co3Nb2V Steel

HUO Dengping1,LIANG Zhikai2

(1.Inspection & Test Centre, Xi’an Flight Automatic Control Research Institute, Xi’an 710065，China; 2.Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095，China)

Effect of heat treatment on the microstructure and hardness of 9Cr13Mo3Co3Nb2V steel was studied systematically by metallographic examination and hardness testing. The results show that after quenching, cryogenic treatment and multiple tempering, the retained austenite of 9Cr13Mo3Co3Nb2V steel is adequately transformed into tempered martensite, and the significant secondary hardening effect is brought. Consequently the steel gains stable microstructure and high hardness. Secondary carbide begins to precipitate and the secondary hardening effect emerges when the tempering temperature is above 350 ℃, and the tempering hardness reaches the maximum value when tempering temperature range is from 480 ℃ to 520 ℃.

9Cr13Mo3Co3Nb2V steel; secondary hardening; heat treatment; microstructure; hardness

2015-12-14；

2016-01-20

霍登平(1970—)，男，碩士，高級(jí)工程師，主要從事金屬材料應(yīng)用技術(shù)及產(chǎn)品失效分析等工作，(E-mail)hdp1713@sina.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.6.006

TG142.24

A

1005-5053(2016)06-0035-05