CA15 不锈钢铸件叶轮热处理工艺改进的研究与应用

CA15 不锈钢铸件叶轮热处理工艺改进的研究与应用

CA15不锈钢铸造叶轮热处理

工艺改进

范英锋、许新成

（山东省东营市）

摘要：结合铸造叶轮生产工艺，研究了CA15马氏体不锈钢铸件在铸造、退火、淬火及淬火+回火条件下的性能，结果表明：铸造和1020℃淬火条件下材料硬度分布在39.5~41.5HRC范围内，断后伸长率仅为3%，材料硬而脆，不适宜整形加工；在780℃退火+650℃高温回火条件下，硬度低至217~，室温冲击值为25.7J，韧性良好，适用于变形较大的毛坯整形加工。 在1020℃淬火+600℃回火的热处理条件下，硬度为275~288HB，室温冲击值为23J，韧性适中，适用于变形较小的精细成形。根据材料试验结果进行工艺改进，不仅解决了CA15马氏体不锈钢铸造叶轮成形开裂问题，而且缩短了工艺周期，提高了生产效率。

关键词：CA15不锈钢铸件热处理成形

马氏体不锈钢由于具有优良的力学性能和耐腐蚀性能，被广泛应用于水电、火电、核电等工业领域[1]。许多同事对不锈钢的耐腐蚀性能及生产过程中的缺陷及防止措施进行了研究[2,3]，但对不锈钢铸件铸造后变形矫正及裂纹防治研究较少。本文通过试验，研究不同热处理工艺对CA15低碳马氏体不锈钢铸件性能的影响，为优化工艺、防止马氏体不锈钢产品铸造时产生塑性开裂提供参考经验。如图1所示，CA15马氏体不锈钢叶轮铸造后，其上下盖均出现了不同程度的翘曲变形，一般变形量在1~3mm之间，很难保证尺寸符合产品要求。生产中，叶轮经常在热处理后进行整形，在表面质量检验时发现产品有裂纹而报废。 不同型号叶轮的报废率在10%~30%之间，研究其材料性能，提高韧性，对防止CA15材料叶轮的塑性开裂有积极的意义。

图1 CA15不锈钢铸造叶轮

1 实验材料与方法

选取在大气条件下中频炉熔炼铸造的ø25mm×220mm圆柱形试棒进行热处理试验。首先，试棒铸造完成后，从试棒一端切取ø25mm×20mm试块，采用OBLF-II型光谱仪检测其化学成分。其次，对试棒进行4mm字母编号，然后按照每组试验分别在RHW-40KW箱式电阻炉中进行热处理。然后，按照ASTM A370/A370M标准将热处理后的试棒加工成ø12.5mm和10mm×10mm标准试样。采用微机控制电液伺服万能试验机对拉伸试样进行力学性能测试；采用JBD-300C超低温冲击试验机对冲击试样进行冲击试验； 将热处理后的试棒切割成圆柱形试块，用洛氏硬度计测量芯部洛氏硬度；将冲击试验后的长条形试块打磨平整，不变形。试片切割完成后，用HB-3000布氏硬度计测量布氏硬度。最后将冲击试片切割成小块并镶嵌在一起，与已测好洛氏硬度的小圆柱形试片一起用砂轮、砂纸打磨抛光。用盐酸+三氯化铁溶液腐蚀金相试块，然后用XJL-02A金相显微镜观察组织。

2 实验结果与分析

CA15材料铸造叶轮经过一次改进，采用铸造—退火—粗整形—性能热处理（淬火+回火）—精整形的工艺流程，本次试验从成分控制、铸造、退火、淬火、淬火+回火等方面进行，研究了材料的组织与性能。

2.1 成分控制

如图2合金状态图[4]所示，Cr12不锈钢碳含量过低时，奥氏体化加热时易生成高温δ铁素体，此组织性脆，不利于材料塑性变形，生产中应尽量避免。为扩大奥氏体区，减少奥氏体及高温δ铁素体双相区，促使奥氏体化时获得尽可能多的奥氏体组织。本试验适当控制C元素含量范围，降低Cr含量，提高Ni含量。相关文献表明，C与Mo配伍对提高低碳马氏体钢强度和韧性有显著作用[5]。本试验通过内控适当提高Mo含量，同时为了便于铸造，适当控制Si、Mn元素含量范围。最终的内控成分及试验棒实测成分如表1所示。

表1 CA15不锈钢化学成分比较w/%

图2：含12%Cr、0-1%C合金状态图

2.2 铸造、淬火、淬火+回火后性能和组织的差异

相关文献研究指出，对于低碳马氏体钢，当奥氏体化温度超过1050 ℃时，空冷后获得的马氏体开始粗化，韧性明显下降[6,7]。奥氏体化温度定为1020 ℃。相关文献研究了低碳马氏体钢在奥氏体化后水冷、油冷、空冷、炉冷4种冷却条件下的力学性能。结果表明，空冷条件下低碳马氏体钢的力学性能优于低碳马氏体钢，淬火奥氏体化条件下的伸长率最高[8]。可见CA15铸件淬火奥氏体化后空冷更有利于后续的整形。结合CA15铸造叶轮原热处理工艺，对铸件、1020℃加热淬火及淬火+回火状态下的性能进行研究。

从表2、试验1、试验2可以看出CA15材料铸造后与淬火后的硬度基本一致，约为39.5~41.5HRC，为典型的空冷马氏体钢，试验数据显示，铸造试棒强度在以上，而断后伸长率仅为3%，断面收缩率仅为1%，说明此材料在铸造状态下的强度、硬度都很高，但塑性却很低。 从表2、试验3可以看出，经1020℃淬火+600℃回火后，试样硬度明显下降，塑性试验数据显示，硬度由原始铸造或淬火状态下的40HRC左右降低到28HRC左右，伸长率由原来的3%提高到20%，断面收缩率由原来的1%提高到60%左右。可以看出，铸造空冷后的金相组织以粗大板条马氏体为主，在原始奥氏体晶界附近出现少量铁素体，组织粗大且不均匀。如图3b所示，淬火后的金相组织为粗大板条马氏体，未发现铁素体，晶粒细化效果不明显。由于铸造组织中铁素体含量很少，对硬度的减弱作用非常有限。 因此宏观硬度检测结果表明二者基本一致，如图3c所示，淬火+回火后金相组织主要为具有马氏体取向的回火屈氏体，由于组织遗传的影响，回火后组织依然不均匀，粗大马氏体的痕迹和方向依然明显，回火马氏体的出现是硬度降低、性能提高的主要原因。从以上材料性能对比可以看出，CA15材料铸造时硬而脆，适宜整形，淬火+高温回火后硬度下降，韧性增加，铸造叶轮可考虑淬火+回火后进行适当的整形，保证尺寸满足图样要求。

表2 CA15材料在不同条件下的性能

图3 不同条件下CA15材料金相组织

2.3 不同退火条件下的组织与性能

结合CA15铸造叶轮原退火工艺进行了3个试验。表3试验1可知，试样在780℃退火后硬度为263～，平均冲击值为20.3J，图4a金相检验可知，780℃退火后的金相组织以粒状珠光体为主，同时在原奥氏体晶界处出现网状、半网状碳化物。试验2可知，退火后再补充650℃高温回火，试样硬度明显降低，最低为，平均冲击值为25.7J，比单独退火略有提高。图4b可知，退火+高温回火后的金相组织仍以粒状珠光体为主，仍有半网状碳化物存在。 网状碳化物冲击值与退火后相比有所降低和略有升高。如试验3所示，提高退火温度，先在880℃退火，再在780℃退火，发现试样的硬度为260～，与试验1的硬度范围基本一致，但其平均冲击值明显降低，仅为6J，为三次退火试验中最低。图4c金相检测结果显示，两次退火后均出现较多粗大的网状碳化物，分析高温退火缓冷过程中析出的粗大、硬脆的碳化物应是冲击值降低的主要原因。从以上材料性能对比可以看出，CA15材料在试验2退火+高温回火后硬度最低，冲击韧性最高，铸造叶轮经此工艺退火后进行毛坯整形较为合理。

表3 不同退火工艺后CA15不锈钢的硬度和冲击强度

图4 不同退火条件下CA15材料金相组织

2.4 不同淬火+回火工艺条件下的组织与性能

相关文献研究表明，低碳马氏体不锈钢回火过程中易产生二次回火脆性，导致冲击韧性下降[9,10]。为此，回火后设计了空冷和炉冷对比试验，对CA15铸件的回火性能进行验证。由表4试验1、2可以看出，在相同的淬火及回火条件下，炉冷与空冷试棒的硬度基本相同，都在2.3°左右。图5中a、b金相检测结果也表明，空冷与炉冷试样淬火后的金相组织无明显差异，均为具有马氏体取向的回火屈氏体。冲击试验结果表明，空冷试样的冲击值略高于炉冷试样，但平均值有所不同。 CA15中Mo的含量并不大，说明CA15材料不具有明显的二次回火脆性。相关文献表明，在Ni-Cr钢中添加少量的Mo可以改善二次回火脆性[11]，分析表明，CA15材料中0.254%的Mo元素应该是其在回火炉冷却过程中没有出现明显II型回火脆性的主要原因。试验3表明，淬火后将回火温度提高到650℃并进行附加回火，淬火+双重回火后，试样的硬度略有降低约38J，平均冲击值为38J，与前面两次试验相比，冲击值有明显的提高。从图5c中可以看出，经过淬火和两次高温回火处理后，组织转变更加完全，长而粗大的回火马氏体明显减少，回火马氏体板条区缩短。 由于铸造组织偏析的影响，第一次回火过程中过饱和的合金元素从残余奥氏体中缓慢析出，造成Ms点升高，部分残余奥氏体转变为马氏体，使其硬度达不到最低；二次回火使一次回火产生的马氏体转变为回火屈氏体，组织更加均匀稳定，这是淬火+两次回火冲击值最高的主要原因。性能对比可知，CA15材料回火后无明显的第二型回火脆性，且两次高温回火后组织转变更加完全，韧性更好，更有利于铸造叶轮的精细整形。对于性能要求不高，变形量较大的产品，可以考虑采用整形前两次高温回火工序。

表4 不同淬火+回火工艺下CA15不锈钢的硬度和冲击强度

图5 CA15材料在不同淬火+回火工艺下的金相组织

2.5 工艺改进及效果

根据CA15材料性能检测结果，对材料成分与CA15相近、因塑性成型易产生裂纹的铸造叶轮进行热处理工艺适当改进（详见表5），经统计，近三个月共生产9种型号的铸造叶轮，共计851件，总重量11.5t，其中因塑性裂纹而报废的仅有6件，占总产量的0.7%，相较于初次塑性裂纹报废率10%~30%，可见采用二次改进工艺后，塑性裂纹情况得到了有效改善。

表5 CA15铸造叶轮热处理工艺对比

3 结论

（1）CA15马氏体不锈钢在铸造淬火状态下硬度约为40HRC，断裂伸长率仅为3%，断面收缩率仅为1%，材料硬而脆，用此材料铸造的叶轮不宜整形。

（2）通过淬火+回火处理，CA15材料硬度可明显降低，韧性可大幅提高，热处理后断后伸长率可提高至20%，断面收缩率可提高至60%。

（3）采取退火后毛坯整形+高温回火、性能热处理后精整形等措施，有效改善了CA15材料铸造叶轮整形开裂问题，同时缩短了工艺周期，提高了生产效率。

参考：

[1] 孙霞, 刘春明. 铸造低碳马氏体不锈钢的现状及发展趋势[J]. 铸造, 2007, 56(1): 1-5.

[2]寇胜忠,周波,魏代刚,张亚南.新型耐海水腐蚀不锈钢的研究[J].中国铸造设备与技术,2008,43(6):19-21.

[3] 邹杰, 孙岚, 王伟, 曲志. 消失模铸造不锈钢碳缺陷及预防措施[J]. 中国铸造装备与技术, 2019, 54(3): 47-50.

[4] 季贤斌, 李巨仓, 王建泽, 钱章新. Cr13马氏体不锈钢热处理后的组织与硬度[J]. 金属热处理, 2016, 41(6): 93-96.

[5] 孙国强, 易建红, 梁建雄, 刘振宝, 杨志勇, 甘国友. 固溶处理对马氏体/铁素体双相不锈钢组织与性能的影响[J]. 金属热处理, 2014, 39(8): 31-34.

[6] 尚彦涛, 李开驰, 徐小虎, 邹阳, 刘奋成, 王晓光. 冷却方式对马氏体不锈钢组织与性能的影响[J]. 热加工工艺, 2019, 48(8): 232-235.

[7]刘珊,张莉,丁志敏,谢成.热处理对马氏体不锈钢组织与性能的影响[J].金属加工(热加工),2015(19):36-38.

[8] 孙国强, 梁建雄, 刘振宝, 杨志勇, 易建红, 甘国友, 王长军. 回火温度对铁素体/马氏体双相不锈钢组织和性能的影响[J]. 金属热处理, 2015, 40( 1 ): 86-90.

论文发表于：中国铸造设备与技术。2022.3.65-70。