工程科学学报，第37卷，第2期：190-195,2015年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.2:190-195,February 2015 D0I:10.13374/j.issn2095-9389.2015.02.009:htp:/journals..ustb.edu.cn 热处理对奥氏体不锈钢00Cr24Ni13铸坯高温热塑性 的影响 舒 玮区，李俊”，廉晓洁”，王学敏) 1)太原钢铁（集团）有限公司先进不锈钢材料国家重点实验室，太原0300032)北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:shuwei(@tisco..com.cm 摘要采用热处理实验方法，同时结合热模拟压缩和热模拟拉伸试验，研究了热处理对奥氏体不锈钢00C24N13铸坯高 温热塑性的影响.实验结果表明：热处理能够明显改变实验钢铸坯中8铁素体的形貌：经1200℃保温3h空冷后，原始铸坯中 存在的大面积连续网状δ铁素体完全转变为弥散分布的细小颗粒状组织.具有颗粒状8铁素体的热处理试样与热处理前相 比，不同温度压缩时的变形抗力略有增加，但并没有急剧恶化：热模拟抗拉强度基本保持不变：相同温度下的断面收缩率(Z) 显著提高，其中Z≥60%的温度区间由1150~1280℃扩展为1050~1300℃，高塑性(Z≥80%)温度范围在150℃左右(1150~ 1300℃). 关键词奥氏体不锈钢：热处理；热模拟：高温；塑性 分类号TG142.71:TG156.1 Effect of heat treatment on the high temperature ductility of 00Cr24Nil3 austenitic stainless steel casting billets SHU Wei),LI Jun,LIAN Xiao-jie,WANG Xue-min2) 1)State Key Laboratory of Advanced Stainless Steels,Taiyuan Iron Steel (Group)Co.,Ld.,Taiyuan 030003,China 2)School of Materials Science and Engineering,University of Seience and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:shuwei@tisco.com.cn ABSTRACT The effect of heat treatment on the high temperature ductility of 00Cr24Nil3 austenitic stainless steel casting billets was investigated by heat treatment experiment,thermo-compression test and thermal tensile test.The result showed that 8 ferrite morpholo- gy in the casting billet could be significantly changed through the heat treatment process.After air cooling from 1200C for 3h,large area of continuous reticular 8 ferrite in the casting billet completely changed into dispersed granular phases.Compared with the casting billet before heat treatment,heat-treated samples which are composed of granular ferrite had a higher value of deformation resistance at different compression temperatures,but there was no sharp deterioration in deformation resistance,the thermal simulation tensile strength remained almost the same and the reduction of area (Z)at the same temperature increased obviously.The temperature region ofZ≥60%extended from1150-1280℃to1050-1300℃，and the high plasticity(Z≥80%)range is about150℃(1150-1300 ℃). KEY WORDS austenitic stainless steel:heat treatment;thermal simulation:high temperature:ductility 作为一种奥氏体不锈钢，00C24N13的成分特点素体能够有效避免不锈钢铸坯在凝固过程中产生热脆 w(Cr)=24%、1w(Ni)=13%)导致其含有12%~16% 现象，此外还能降低焊接时的热裂纹倾向，提高焊缝的 的8铁素体-习.多年研究表明，奥氏体不锈钢中8铁 强度和耐蚀性B.但是，δ铁素体的存在也会恶化奥 收稿日期：2013-1008
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期: 190--195，2015 年 2 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 2: 190--195，February 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 02． 009; http: / /journals． ustb． edu． cn 热处理对奥氏体不锈钢 00Cr24Ni13 铸坯高温热塑性 的影响 舒 玮1) ，李 俊1) ，廉晓洁1) ，王学敏2) 1) 太原钢铁( 集团) 有限公司先进不锈钢材料国家重点实验室，太原 030003 2) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: shuwei@ tisco． com． cn 摘 要 采用热处理实验方法，同时结合热模拟压缩和热模拟拉伸试验，研究了热处理对奥氏体不锈钢 00Cr24Ni13 铸坯高 温热塑性的影响． 实验结果表明: 热处理能够明显改变实验钢铸坯中 δ 铁素体的形貌; 经 1200 ℃保温 3 h 空冷后，原始铸坯中 存在的大面积连续网状 δ 铁素体完全转变为弥散分布的细小颗粒状组织． 具有颗粒状 δ 铁素体的热处理试样与热处理前相 比，不同温度压缩时的变形抗力略有增加，但并没有急剧恶化; 热模拟抗拉强度基本保持不变; 相同温度下的断面收缩率( Z) 显著提高，其中 Z≥60% 的温度区间由 1150 ～ 1280 ℃扩展为 1050 ～ 1300 ℃，高塑性( Z≥80% ) 温度范围在 150 ℃左右( 1150 ～ 1300 ℃ ) ． 关键词 奥氏体不锈钢; 热处理; 热模拟; 高温; 塑性 分类号 TG142. 71; TG156. 1 Effect of heat treatment on the high temperature ductility of 00Cr24Ni13 austenitic stainless steel casting billets SHU Wei1) ，LI Jun1) ，LIAN Xiao-jie1) ，WANG Xue-min2) 1) State Key Laboratory of Advanced Stainless Steels，Taiyuan Iron ＆ Steel ( Group) Co． ，Ltd． ，Taiyuan 030003，China 2) School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: shuwei@ tisco． com． cn ABSTＲACT The effect of heat treatment on the high temperature ductility of 00Cr24Ni13 austenitic stainless steel casting billets was investigated by heat treatment experiment，thermo-compression test and thermal tensile test． The result showed that δ ferrite morphology in the casting billet could be significantly changed through the heat treatment process． After air cooling from 1200 ℃ for 3 h，large area of continuous reticular δ ferrite in the casting billet completely changed into dispersed granular phases． Compared with the casting billet before heat treatment，heat-treated samples which are composed of granular δ ferrite had a higher value of deformation resistance at different compression temperatures，but there was no sharp deterioration in deformation resistance，the thermal simulation tensile strength remained almost the same and the reduction of area ( Z) at the same temperature increased obviously． The temperature region of Z≥60% extended from 1150--1280 ℃ to 1050--1300 ℃，and the high plasticity ( Z≥80% ) range is about 150 ℃ ( 1150--1300 ℃ ) ． KEY WOＲDS austenitic stainless steel; heat treatment; thermal simulation; high temperature; ductility 收稿日期: 2013--10--08 作为一种奥氏体不锈钢，00Cr24Ni13 的成分特点 w( Cr) = 24% 、w( Ni) = 13% ) 导致其含有 12% ～ 16% 的 δ 铁素体［1 － 2］． 多年研究表明，奥氏体不锈钢中 δ 铁 素体能够有效避免不锈钢铸坯在凝固过程中产生热脆 现象，此外还能降低焊接时的热裂纹倾向，提高焊缝的 强度和耐蚀性［3 － 5］． 但是，δ 铁素体的存在也会恶化奥
舒玮等：热处理对奥氏体不锈钢00C24N13铸坯高温热塑性的影响 191 氏体不锈钢的高温延塑性，增大产生热加工裂纹的倾 空冷的试样和未热处理试样进行对比实验.将b8m 向性，降低耐点蚀性能以及诱发σ相脆化5刀 ×12mm试样以10℃·s加热至预设温度并保温5 一般认为，00C24Ni13热加工性较差的原因与其 min,按5s的应变速率进行热模拟压缩试验，压下量 铸坯组织中存在大面积的连续网状δ铁素体具有密切 为60%，压缩完毕立即水冷至室温以保留高温组织： 联系川.因此，深入研究8铁素体对热加工性的影 绘制真应力一应变曲线，并对压缩试样组织进行观察. 响对00C24N13奥氏体不锈钢的生产应用具有非常 8mm×120mm试样以10℃·sˉ的升温速度加热至实 重要的意义.本文即从热处理的角度出发，运用 验温度，保温5min后以ls的应变速率将试样拉断； Gleeble-3800热模拟试验机对热处理前后的铸坯试样 利用扫描电镜观察断口形貌，并绘制出相应的热塑性 进行热模拟压缩和拉伸试验，结合δ铁素体组织转变 曲线.运用Thermo-Calc软件对材料的热力学平衡相 及高温热塑性的变化情况，对如何改善00C24Ni13不 图进行计算 锈钢的高温热塑性进行了研究。 表1实验钢主要化学成分（质量分数） 1 实验材料及方法 Table 1 Chemical composition of the tested steel C Cr Ni N Fe 实验材料为00Cr24Ni13连铸坯，经转炉→VOD ≤0.02 2325 1314 ≤0.05 余量 (真空氧气脱碳)→LF炉治炼后空冷而成，其主要化学 成分如表1所示.在室式电阻炉中进行热处理实验， 加热温度为1000、1100和1200℃，保温3h后空冷至 实验结果与分析 室温.利用草酸溶液对热处理前后的金相试样进行电 2.1 热处理前后的铸坯微观组织 解侵蚀，在Leica DMR型正置式光学显微镜和Nova 实验钢热处理前后微观组织金相照片如图1所 Nano SEM430型扫描电镜下观察试样微观组织.在 示.可以看到，原始铸坯组织中（图1(a)存在大面积 Gleeble-3800热模拟试验机上对经过1200℃保温3h 的网状6铁素体.利用Image-Pro Plus软件统计出8 -100um 图1热处理前后铸坯组织金相照片.(a)热处理前：(b)1000℃保温3h空冷：(c)1100℃保温3h空冷：(d)1200℃保温3h空冷 Fig.1 OM images of the microstructures of the casting billet before and after heat treatment:(a)before heat treatment:(b)air cooling at 1000C for 3h:(c)air cooling at 1100 C for 3h;(d)air cooling at 1200 C for 3h
舒 玮等: 热处理对奥氏体不锈钢 00Cr24Ni13 铸坯高温热塑性的影响 氏体不锈钢的高温延塑性，增大产生热加工裂纹的倾 向性，降低耐点蚀性能以及诱发 σ 相脆化［5 － 7］． 一般认为，00Cr24Ni13 热加工性较差的原因与其 铸坯组织中存在大面积的连续网状 δ 铁素体具有密切 联系［8 － 11］． 因此，深入研究 δ 铁素体对热加工性的影 响对 00Cr24Ni13 奥氏体不锈钢的生产应用具有非常 重要 的 意 义． 本 文 即 从 热 处 理 的 角 度 出 发，运 用 Gleeble--3800 热模拟试验机对热处理前后的铸坯试样 进行热模拟压缩和拉伸试验，结合 δ 铁素体组织转变 及高温热塑性的变化情况，对如何改善 00Cr24Ni13 不 锈钢的高温热塑性进行了研究． 图 1 热处理前后铸坯组织金相照片． ( a) 热处理前; ( b) 1000 ℃保温 3 h 空冷; ( c) 1100 ℃保温 3 h 空冷; ( d) 1200 ℃保温 3 h 空冷 Fig． 1 OM images of the microstructures of the casting billet before and after heat treatment: ( a) before heat treatment; ( b) air cooling at 1000 ℃ for 3 h; ( c) air cooling at 1100 ℃ for 3 h; ( d) air cooling at 1200 ℃ for 3 h 1 实验材料及方法 实验材 料 为 00Cr24Ni13 连 铸 坯，经 转 炉→VOD ( 真空氧气脱碳) →LF 炉冶炼后空冷而成，其主要化学 成分如表 1 所示． 在室式电阻炉中进行热处理实验， 加热温度为 1000、1100 和 1200 ℃，保温 3 h 后空冷至 室温． 利用草酸溶液对热处理前后的金相试样进行电 解侵蚀，在 Leica DMＲ 型正置式光学显微镜和 Nova Nano SEM430 型扫描电镜下观察试样微观组织． 在 Gleeble--3800 热模拟试验机上对经过 1200 ℃ 保温 3 h 空冷的试样和未热处理试样进行对比实验． 将 8 mm × 12 mm 试样以 10 ℃·s － 1 加热至预设温度并保温 5 min，按 5 s － 1的应变速率进行热模拟压缩试验，压下量 为 60% ，压缩完毕立即水冷至室温以保留高温组织; 绘制真应力--应变曲线，并对压缩试样组织进行观察． 8 mm × 120 mm 试样以 10 ℃·s － 1的升温速度加热至实 验温度，保温 5 min 后以 1 s － 1的应变速率将试样拉断; 利用扫描电镜观察断口形貌，并绘制出相应的热塑性 曲线． 运用 Thermo--Calc 软件对材料的热力学平衡相 图进行计算． 表 1 实验钢主要化学成分 ( 质量分数) Table 1 Chemical composition of the tested steel % C Cr Ni N Fe ≤0. 02 23 ～ 25 13 ～ 14 ≤0. 05 余量 2 实验结果与分析 2. 1 热处理前后的铸坯微观组织 实验钢热处理前后微观组织金相照片如图 1 所 示． 可以看到，原始铸坯组织中( 图 1( a) ) 存在大面积 的网状 δ 铁素体． 利用 Image--Pro Plus 软件统计出 δ · 191 ·
·192· 工程科学学报，第37卷，第2期 铁素体的面积分数在15%左右，高于一般奥氏体不锈 和椭球状，尺寸一般在10m以下.统计结果显示，此时8 钢的8铁素体含量. 铁素体面积分数已由热处理前的15%降至7%左右 铸坯试样经过1000℃保温3h空冷后，组织中仍 原始铸坯和1200℃保温3h空冷的试样组织扫描 然存在大量的网状8铁素体（图1(b),随着加热温度 电镜照片如图2所示.箭头所指的A、B区域的能谱分 升高，网状8铁素体逐渐转变为不连续组织（图1 析显示，δ铁素体的主要元素成分（质量分数）分别为： (c)),当试样在1200℃保温3h空冷后，原始铸坯中的 Cr28.08%,Ni5.53%:Cr24.24%,Ni6.53%.由此可 网状组织完全消失，取而代之的是大量弥散分布的颗 见，热处理前后的δ铁素体中，后者的C含量明显 粒状8铁素体（图1(）)，其形貌大多为不规则的球状 降低. 20 um 20m 图2热处理前后铸坯组织扫描电镜照片.(a)热处理前：(b)1200℃保温3h空冷 Fig.2 SEM images of the microstructures of the casting billet before and after heat treatment.(a)before heat treatment:(b)air cooling at 1200 C for3h 根据Cr当量(Crm）和Ni当量(Ni)的计算公式 来的非平衡8铁素体成为室温网状组织中连接节点的 可计算出实验钢的Crm=24.4%,Nim=15.8%,Crm/ 条带部分.由此可见，如对实验钢铸坯进行适当的热 Ni=1.54,由此可知实验钢在平衡凝固时为FA模 处理，则可以使残余的非平衡δ铁素体在一定的加热 式，即首先在液相中析出δ铁素体，然后在凝固末期进 温度和保温时间下发生充分的元素扩散，继续向奥氏 入三相区(L+δ+Y),随后发生铁素体向奥氏体的转 体转变，从而使网状组织转变为以平衡δ铁素体为主 变.这一凝固模式在Thermo-Calc热力学平衡相图 的小尺寸颗粒状组织. (如图3所示)中可以非常清晰地表现出来：δ铁素体 为了研究δ铁素体对实验钢高温热塑性的影响， 在高于液相线以上的温度就已经析出，这部分先析出 选取与原始铸坯组织存在明显差异的热处理试样 的8铁素体成为枝晶核心，即室温网状组织中的节点 (1200℃保温3h空冷)进行了如下的热模拟对比 部分，为平衡态组织：而凝固末期围绕枝晶核心形成的 实验. 非平衡δ铁素体在冷却过程中受到固态下元素扩散均 2.2热处理前后的铸坯热模拟压缩试验 匀化程度较低的影响，不能完全转变为奥氏体，残留下 铸坯试样在1200℃保温3h空冷后，进行热模拟 压缩对比实验.不同变形温度下的应力一应变曲线如 1.0 图4所示.可以看到在相同变形条件下，热处理后试 0.9 样的变形抗力相对较高（变形温度为1100℃时，变形 0.8 抗力明显高于热处理前试样).这一差异可以通过热 0.7 1一CC(而心立方) 处理对铸坯中δ铁素体转变的影响来解释.如图5所 0.6 2一HCN排六方) 3一C(碳化物) 示，铸坯试样经1200℃保温3h空冷后，8铁素体含量 0.5 4一S1CGMA析出相 明显降低，压缩变形后铁素体形貌由热处理前的连续 5一BC体心立方) 6一液相 网状（图5(a))转变为条带状（图5(b)).由此可见， 0.3 热处理会导致作为软相的铁素体含量减少，但并不会 0.2 4 使铸坯的高温变形抗力急刷增大 0.1- 2.3热处理前后的铸坯高温热塑性特征 2522 为了进一步研究热处理引起的8铁素体变化对铸 0 600 8001000120014001600 温度℃ 坯高温热塑性的影响，对热处理前后(1200℃保温3h 图3实验钢热力学平衡相图 空冷)的热模拟拉伸试验进行了对比.图6所示为热 Fig.3 Thermody namies equilibrium phase diagram of the test steel 模拟拉伸试样抗拉强度随温度变化的曲线，除900℃
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 铁素体的面积分数在 15% 左右，高于一般奥氏体不锈 钢的 δ 铁素体含量． 铸坯试样经过 1000 ℃ 保温 3 h 空冷后，组织中仍 然存在大量的网状 δ 铁素体( 图1( b) ) ，随着加热温度 升高，网 状 δ 铁 素 体 逐 渐 转 变 为 不 连 续 组 织 ( 图 1 ( c) ) ，当试样在1200 ℃保温3 h 空冷后，原始铸坯中的 网状组织完全消失，取而代之的是大量弥散分布的颗 粒状 δ 铁素体( 图1( d) ) ，其形貌大多为不规则的球状 和椭球状，尺寸一般在10μm 以下． 统计结果显示，此时 δ 铁素体面积分数已由热处理前的15%降至7%左右． 原始铸坯和 1200 ℃保温 3 h 空冷的试样组织扫描 电镜照片如图 2 所示． 箭头所指的 A、B 区域的能谱分 析显示，δ 铁素体的主要元素成分( 质量分数) 分别为: Cr 28. 08% ，Ni 5. 53% ; Cr 24. 24% ，Ni 6. 53% ． 由此可 见，热处理前后的 δ 铁 素 体 中，后 者 的 Cr 含 量 明 显 降低． 图 2 热处理前后铸坯组织扫描电镜照片 . ( a) 热处理前; ( b) 1200 ℃保温 3 h 空冷 Fig． 2 SEM images of the microstructures of the casting billet before and after heat treatment． ( a) before heat treatment; ( b) air cooling at 1200 ℃ for 3 h 图 3 实验钢热力学平衡相图 Fig． 3 Thermodynamics equilibrium phase diagram of the test steel 根据 Cr 当量( Creq ) 和 Ni 当量( Nieq ) 的计算公式 可计算出实验钢的 Creq = 24. 4% ，Nieq = 15. 8% ，Creq / Nieq = 1. 54，由此可知实验钢在平衡凝固时为 FA 模 式，即首先在液相中析出 δ 铁素体，然后在凝固末期进 入三相区( L + δ + γ) ，随后发生铁素体向奥氏体的转 变． 这一凝固模式在 Thermo--Calc 热 力 学 平 衡 相 图 ( 如图 3 所示) 中可以非常清晰地表现出来: δ 铁素体 在高于液相线以上的温度就已经析出，这部分先析出 的 δ 铁素体成为枝晶核心，即室温网状组织中的节点 部分，为平衡态组织; 而凝固末期围绕枝晶核心形成的 非平衡 δ 铁素体在冷却过程中受到固态下元素扩散均 匀化程度较低的影响，不能完全转变为奥氏体，残留下 来的非平衡 δ 铁素体成为室温网状组织中连接节点的 条带部分． 由此可见，如对实验钢铸坯进行适当的热 处理，则可以使残余的非平衡 δ 铁素体在一定的加热 温度和保温时间下发生充分的元素扩散，继续向奥氏 体转变，从而使网状组织转变为以平衡 δ 铁素体为主 的小尺寸颗粒状组织． 为了研究 δ 铁素体对实验钢高温热塑性的影响， 选取与原始铸坯组织存在明显差异的热处理试样 ( 1200 ℃ 保 温 3 h 空 冷) 进 行 了 如 下 的 热 模 拟 对 比 实验． 2. 2 热处理前后的铸坯热模拟压缩试验 铸坯试样在 1200 ℃ 保温 3 h 空冷后，进行热模拟 压缩对比实验． 不同变形温度下的应力--应变曲线如 图 4 所示． 可以看到在相同变形条件下，热处理后试 样的变形抗力相对较高( 变形温度为 1100 ℃ 时，变形 抗力明显高于热处理前试样) ． 这一差异可以通过热 处理对铸坯中 δ 铁素体转变的影响来解释． 如图 5 所 示，铸坯试样经 1200 ℃保温 3 h 空冷后，δ 铁素体含量 明显降低，压缩变形后铁素体形貌由热处理前的连续 网状( 图 5( a) ) 转变为条带状( 图 5( b) ) ． 由此可见， 热处理会导致作为软相的铁素体含量减少，但并不会 使铸坯的高温变形抗力急剧增大． 2. 3 热处理前后的铸坯高温热塑性特征 为了进一步研究热处理引起的 δ 铁素体变化对铸 坯高温热塑性的影响，对热处理前后( 1200 ℃ 保温 3 h 空冷) 的热模拟拉伸试验进行了对比． 图 6 所示为热 模拟拉伸试样抗拉强度随温度变化的曲线，除 900 ℃ · 291 ·
舒玮等：热处理对奥氏体不锈钢00C24N13铸坯高温热塑性的影响 ·193 200(a 200Fb) 180 10009℃ 180 1000℃ 160 160 1100℃ 140 100℃ 140 120 1150℃ 120 50℃ 100 100 1200℃ 1200℃ 80 80 1250℃ 60 1250℃ 60 0 40 20 20 0 0 0 0.10.20.30.40.50.60.7 0 0.10.20.304050.60.7 应变量 应变量 图4铸坯试样在￡=5s1、不同变形温度下的压缩应力-应变曲线.(a)热处理前：(b)1200℃保温3h空冷 Fig.4 Thermo compression stress-strain curve of billet samples for g=5s-at different temperatures:(a)before heat treatment:(b)air cooling at 1200℃fr3h 50 图5铸坯试样在￡=5s-1、1100℃热模拟压缩后的金相照片.(a)热处理前：(b)1200℃保温3h空冷 Fig.5 OM images of billet samples after thermo compression ofs=5sat 1100C:(a)before heat treatment:(b)air cooling at 1200C for 3h 时热处理后的试样抗拉强度(260MPa)远高于热处理 100 前(155MP)以外，在其余实验温度范围内，热处理前 ▲一热处理前 后的抗拉强度基本没有太大变化.由此可见，热处理 ·一热处理后 80 后δ铁素体形貌和相比例的变化并没有恶化实验钢铸 坯的高温抗拉强度 280 50 240 ▲一热处理前 ·一热处理后 40 200 30 160 20 900 100 1100 12001300 120 温度℃ 图7热处理前后热模拟试样的断面收缩率曲线 80 Fig.7 Curves of the reduction of area of thermal simulated samples 40 before and after heat treatment 900 1000 1100 1200 1300 度区间为1150~1280℃，高塑性区间(Z≥80%)较窄 温度℃ (1200~1240℃)，1300℃时断面收缩率再次降至60% 图6热处理前后热模拟试样的抗拉强度曲线 以下.当试样经过1200℃保温3h空冷的热处理后， Fig.6 Tensile strength curves of thermal simulated samples before 断面收缩率随温度的升高逐渐增大，断面收缩率高于 and after heat treatment 60%的温度区间扩展为1050~1300℃，其中高塑性区 图7为热处理前后热模拟拉伸试样断面收缩率Z 间(Z≥80%)的温度范围明显增大，在1150~1300℃ 随温度的变化曲线.热处理前试样的断面收缩率随温 之间.图8所示为热处理前后试样在1150℃下的拉伸 度的变化为先升高后降低，断面收缩率高于60%的温 断口扫描照片.可以看到热处理前的试样韧性较差
舒 玮等: 热处理对奥氏体不锈钢 00Cr24Ni13 铸坯高温热塑性的影响 图 4 铸坯试样在 ε = 5 s － 1、不同变形温度下的压缩应力--应变曲线 . ( a) 热处理前; ( b) 1200 ℃保温 3 h 空冷 Fig． 4 Thermo compression stress--strain curve of billet samples for ε = 5 s － 1 at different temperatures: ( a) before heat treatment; ( b) air cooling at 1200 ℃ for 3 h 图 5 铸坯试样在 ε = 5 s － 1、1100 ℃热模拟压缩后的金相照片． ( a) 热处理前; ( b) 1200 ℃保温 3 h 空冷 Fig． 5 OM images of billet samples after thermo compression of ε = 5 s － 1 at 1100 ℃ : ( a) before heat treatment; ( b) air cooling at 1200 ℃ for 3 h 时热处理后的试样抗拉强度( 260 MPa) 远高于热处理 前( 155 MPa) 以外，在其余实验温度范围内，热处理前 后的抗拉强度基本没有太大变化． 由此可见，热处理 后 δ 铁素体形貌和相比例的变化并没有恶化实验钢铸 坯的高温抗拉强度． 图 6 热处理前后热模拟试样的抗拉强度曲线 Fig． 6 Tensile strength curves of thermal simulated samples before and after heat treatment 图 7 为热处理前后热模拟拉伸试样断面收缩率 Z 随温度的变化曲线． 热处理前试样的断面收缩率随温 度的变化为先升高后降低，断面收缩率高于 60% 的温 图 7 热处理前后热模拟试样的断面收缩率曲线 Fig． 7 Curves of the reduction of area of thermal simulated samples before and after heat treatment 度区间为 1150 ～ 1280 ℃，高塑性区间( Z≥80% ) 较窄 ( 1200 ～ 1240 ℃ ) ，1300 ℃时断面收缩率再次降至 60% 以下． 当试样经过 1200 ℃ 保温 3 h 空冷的热处理后， 断面收缩率随温度的升高逐渐增大，断面收缩率高于 60% 的温度区间扩展为 1050 ～ 1300 ℃，其中高塑性区 间( Z≥80% ) 的温度范围明显增大，在 1150 ～ 1300 ℃ 之间． 图 8 所示为热处理前后试样在 1150 ℃下的拉伸 断口扫描照片． 可以看到热处理前的试样韧性较差， · 391 ·
·194 工程科学学报，第37卷，第2期 断口呈现出典型的解理断裂和晶界断裂特征：而热处由此可见，经过适当的热处理工艺后，实验钢铸坯试样 理后的试样断口韧窝较多，具有明显的韧性断裂特征. 的高温热塑性得到明显改善 50 pm 50m 图8热模拟试样拉伸断口扫描照片(1150℃).()热处理前：(b)1200℃保温3h空冷 Fig.8 SEM images of the tensile fracture surfaces of thermal simulated samples (1150 C):(a)before heat treatment:(b)air cooling at 1200C for3h 2.4δ铁素体对高温热塑性的影响 (3)可以通过适当的铸坯热处理工艺，降低8铁 前人的研究表明，两相结构和性能的差异导致奥 素体含量的同时改变δ铁素体形貌，从而达到改善 氏体和铁素体在受力变形时，奥氏体晶粒产生拉应力， 00Cr24Ni13不锈钢的高温热塑性的目的. 而铁素体晶粒产生压应力，这样就在两相界面产生了 种附加应力，当这一附加应力超过了界面结合力时， 参考文献 就会在界面上产生裂纹.热处理前铸坯组织中存在的 Chang E,Ye X N.Microstructures and mechanical property anal- δ铁素体面积分数达15%左右，这就意味着两相界面 ysis of 309L austenitic stainless steel.Baosteel Technol,2011 (2):54 上产生附加应力的区域更多，裂纹起源的几率更大 (常锷，叶晓宁.奥氏体不锈钢309L的组织及力学性能分析 与此同时，面积分数高达15%的8铁素体大部分为连 宝钢技术，2011(2)：54) 续的网状形貌，这类组织结构在变形时的受力形式更 2] Meng F D,Yu S X,Ye G H.Study on hot ductility of 加复杂，附加应力在两相界面上产生以后不容易传播 HOCr21Nil0 and H1Cr24Nil3 stainless steel for welding.Spec 分散，极易形成应力集中区域从而导致开裂，以上也就 Seel,1993,14(5):10 是热处理前实验钢铸坯热塑性较差的主要原因.通过 (孟繁德，余思信，叶国华.焊接用不锈钢H0C21N10和 对铸坯试样进行1200℃保温3h空冷的热处理后，8 H1C24Ni13的热塑性.特殊钢，1993,14(5)：10) B] 铁素体面积分数降至7%，同时组织形貌由大面积连 Huang F X,Wang X H,Wang W J.Effect of cooling rate on the solidification process of austenitic stainless steel by in-situ observa- 续网状转变为弥散分布的小尺寸颗粒状，这种尺寸小 tion.J Univ Sci Technol Beijing,2012,34(5):530 于10um的颗粒状δ铁素体变形时受力状态简单，其 (黄福样，王新华，王万军.冷却速率对奥氏体不锈钢凝固过 在转变为条带状组织的过程中附加应力易于分散传 程影响的原位观察.北京科技大学学报，2012,34(5)：530) 播，避免了由于应力集中而产生的开裂现象，从而显著 ) Suutala N.Takalo T,Moisio T.The relationship between solidifi- 改善了材料的高温热塑性. cation and microstructure in austenitic and austenitic-ferritic stain- less steel welds.Metall Trans A,1979,10(4):512 3结论 5]Fukumoto S,Kurz W.Solidification phase and microstructure se- lection maps for Fe-Cr-Ni alloys.ISIJ Int,1999,39(12):1270 (1)将实验钢铸坯加热至1200℃保温3h空冷 [6 Czerwinski F,Cho J Y,Brodtka A,et al.The edge-cracking of 后，原始组织中δ铁素体形貌发生明显变化，由大面积 AISI 304 stainless steel during hot-rolling.J Mater Sci,1999,34 连续网状转变为弥散分布的尺寸小于10um的颗粒 (19):4727 状，同时8铁素体面积分数由15%降至7%左右. ] Shu W,Lian X J,Zhang S L,et al.Effect of solid solution treat- (2)与热处理前的铸坯相比，热处理后含有颗粒 ment on 8-ferrite transformation in casting slab of ultra-ow carbon 状8铁素体的铸坯在变形抗力没有急剧恶化的同时， austenite stainless steel 00Cr24Nil3.Spec Steel,2013,34(2): 62 高温热塑性得到明显改善.断面收缩率高于60%的温 (舒玮，廉晓洁，张寿禄，等.固溶处理对超低碳奥氏体不锈 度区间由1150~1280℃扩展为1050~1300℃，高塑性区间 钢00C24Ni13铸坯8铁素体转变的影响.特殊钢，2013,34 (Z≥80%)由1200~1240℃扩展为1150~1300℃. (2):62)
工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 断口呈现出典型的解理断裂和晶界断裂特征; 而热处 理后的试样断口韧窝较多，具有明显的韧性断裂特征． 由此可见，经过适当的热处理工艺后，实验钢铸坯试样 的高温热塑性得到明显改善． 图 8 热模拟试样拉伸断口扫描照片( 1150 ℃ ) ． ( a) 热处理前; ( b) 1200 ℃保温 3 h 空冷 Fig． 8 SEM images of the tensile fracture surfaces of thermal simulated samples ( 1150 ℃ ) : ( a) before heat treatment; ( b) air cooling at 1200 ℃ for 3 h 2. 4 δ 铁素体对高温热塑性的影响 前人的研究表明，两相结构和性能的差异导致奥 氏体和铁素体在受力变形时，奥氏体晶粒产生拉应力， 而铁素体晶粒产生压应力，这样就在两相界面产生了 一种附加应力，当这一附加应力超过了界面结合力时， 就会在界面上产生裂纹． 热处理前铸坯组织中存在的 δ 铁素体面积分数达 15% 左右，这就意味着两相界面 上产生附加应力的区域更多，裂纹起源的几率更大． 与此同时，面积分数高达 15% 的 δ 铁素体大部分为连 续的网状形貌，这类组织结构在变形时的受力形式更 加复杂，附加应力在两相界面上产生以后不容易传播 分散，极易形成应力集中区域从而导致开裂，以上也就 是热处理前实验钢铸坯热塑性较差的主要原因． 通过 对铸坯试样进行 1200 ℃ 保温 3 h 空冷的热处理后，δ 铁素体面积分数降至 7% ，同时组织形貌由大面积连 续网状转变为弥散分布的小尺寸颗粒状，这种尺寸小 于 10 μm 的颗粒状 δ 铁素体变形时受力状态简单，其 在转变为条带状组织的过程中附加应力易于分散传 播，避免了由于应力集中而产生的开裂现象，从而显著 改善了材料的高温热塑性． 3 结论 ( 1) 将实验钢铸坯加热至 1200 ℃ 保温 3 h 空冷 后，原始组织中 δ 铁素体形貌发生明显变化，由大面积 连续网状转变为弥散分布的尺寸小于 10 μm 的颗粒 状，同时 δ 铁素体面积分数由 15% 降至 7% 左右． ( 2) 与热处理前的铸坯相比，热处理后含有颗粒 状 δ 铁素体的铸坯在变形抗力没有急剧恶化的同时， 高温热塑性得到明显改善． 断面收缩率高于 60% 的温 度区间由1150 ～ 1280℃扩展为1050 ～ 1300℃，高塑性区间 ( Z≥80%) 由1200 ～ 1240 ℃扩展为1150 ～ 1300 ℃． ( 3) 可以通过适当的铸坯热处理工艺，降低 δ 铁 素体含量的同时改变 δ 铁素体形貌，从而达到改善 00Cr24Ni13 不锈钢的高温热塑性的目的． 参 考 文 献 ［1］ Chang E，Ye X N． Microstructures and mechanical property analysis of 309L austenitic stainless steel． Baosteel Technol，2011 ( 2) : 54 ( 常锷，叶晓宁． 奥氏体不锈钢 309L 的组织及力学性能分析． 宝钢技术，2011( 2) : 54) ［2］ Meng F D， Yu S X， Ye G H． Study on hot ductility of H0Cr21Ni10 and H1Cr24Ni13 stainless steel for welding． Spec Steel，1993，14( 5) : 10 ( 孟繁德，余 思 信，叶 国 华． 焊 接 用 不 锈 钢 H0Cr21Ni10 和 H1Cr24Ni13 的热塑性． 特殊钢，1993，14( 5) : 10) ［3］ Huang F X，Wang X H，Wang W J． Effect of cooling rate on the solidification process of austenitic stainless steel by in-situ observation． J Univ Sci Technol Beijing，2012，34( 5) : 530 ( 黄福祥，王新华，王万军． 冷却速率对奥氏体不锈钢凝固过 程影响的原位观察． 北京科技大学学报，2012，34( 5) : 530) ［4］ Suutala N，Takalo T，Moisio T． The relationship between solidification and microstructure in austenitic and austenitic-ferritic stainless steel welds． Metall Trans A，1979，10( 4) : 512 ［5］ Fukumoto S，Kurz W． Solidification phase and microstructure selection maps for Fe-Cr-Ni alloys． ISIJ Int，1999，39( 12) : 1270 ［6］ Czerwinski F，Cho J Y，Brodtka A，et al． The edge-cracking of AISI 304 stainless steel during hot-rolling． J Mater Sci，1999，34 ( 19) : 4727 ［7］ Shu W，Lian X J，Zhang S L，et al． Effect of solid solution treatment on δ-ferrite transformation in casting slab of ultra-low carbon austenite stainless steel 00Cr24Ni13． Spec Steel，2013，34 ( 2) : 62 ( 舒玮，廉晓洁，张寿禄，等． 固溶处理对超低碳奥氏体不锈 钢 00Cr24Ni13 铸坯 δ 铁素体转变的影响． 特殊钢，2013，34 ( 2) : 62) · 491 ·