Физика металлов и металловедение, 2019, T. 120, № 10, стр. 1066-1071

ВВЕДЕНИЕ

Высокохромистые стали представляют перспективный материал для изготовления обсадных труб нефтепроводов, шиберных заслонок, вентилей и т.п. [1–3]. При содержании хрома более 12% такие стали устойчивы по отношению к питтинговой коррозии и растрескиванию. А наличие мартенситной структуры обеспечивают высокую прочность и износостойкость [4]. Однако при эксплуатации нефте- и газопроводов неизбежны моменты резкого увеличения или снижения внутреннего давления в трубе, что приводит к появлению быстродействующих окружных напряжений. При температурах эксплуатации арктических нефтепроводов это вызывает продольное хрупкое разрушение труб. Поэтому главную проблему при выборе состава стали и режима термообработки создает необходимость достижения согласно ТУ ЧТПЗ для труб высокого давления уровня антагонистичных друг по отношению к другу свойств прочности (σ_T = 552–655, σ_B ≥ 655 MПа) и ударной вязкости (KCV^–60 ≥ 50 Дж/см²). Весьма перспективной сталью в этом отношении является экономно легированная сталь 15Х13Н2 [4]. Необходимо отметить, что исследования механических свойств этой стали было проведено Лаевым [4], Пышминцевым [5] и Смирновым [6]. Авторы изучили возможности использования обычной полной закалки, закалки из межкритического интервала (МКИ) температур с последующим высоким отпуском ниже A_c1 и термомеханической обработки. Надежное достижение требуемого уровня свойств обеспечивала термомеханическая обработка. Закалка из МКИ давала требуемые свойства на пределе, но однократная закалка с высоким отпуском не позволяла достигнуть требуемого комплекса свойств. Последний результат был подтвержден также исследованиями, проведенными нами в ЮУРГУ и на ЧТПЗ. Поэтому авторы статьи обратили внимание на эффект стабилизации аустенита, который был установлен для хромоникелевых низкоуглеродистых сталей впервые в работах Малышева, с сотрудниками [7, 8] и позднее Блантером и Серебрянниковой [9, 10]. Они показали, что выдержка непревращенного аустенита над M_s приводит к значительному снижению этой точки и стабилизации аустенита. Однако изученные Малышевым стали имели содержание никеля примерно в 6 раз выше, чем у рассматриваемой стали. Явление стабилизации аустенита для сталей с более близкими к нашей составами впервые обнаружил и исследовал Беляков [11] после аустенитизации, закалки, прерванной между M_s и M_f, выдержки образцов, содержащих аустенит и мартенсит при различных температурах выше M_s и завершающего охлаждения. Он предположил, что стабилизация обусловлена диффузией углерода из решетки мартенсита в аустенит, что приводит к увеличению концентрации углерода в γ-фазе, и как следствие, повышению ее устойчивости. Через 30 лет этот эффект металловеды начали использовать для увеличения количества устойчивого при отрицательных температурах остаточного аустенита с целью повысить пластичность и ударную вязкость, например, трубных сталей при –60°С [12–15]. Соответствующую термообработку, при которой закалочное охлаждение стали прекращают при некоторой температуре Т₁, расположенной между M_s и M_f, а затем нагревают сталь и выдерживают при температуре выше M_s, вызывая стабилизацию аустенита, а далее охлаждают до Т₁ и ниже, называют “Quenching and Partitioning” или сокращенно “Q&P”. Перед проведением реальной обработки по дилатограмме конкретного режима термообработки определяют температуру $Т_{{\text{1}}}^{'}$ возобновления мартенситного превращения. Разность ΔТ = Т₁ – $Т_{{\text{1}}}^{'}$ характеризирует величину эффекта стабилизации. На основе таких экспериментов можно выбрать температуры Т₁ и Т₂ такими, чтобы ΔТ имела определенную величину, например, максимальную.

На основе этих соображений в нашей работе сделана попытка улучшить комплекс механических свойств стали 15Х13Н2 при использовании стабилизирующей аустенит обработки. Цель настоящего исследования – установить, какой комплекс механических свойств стали 15Х13Н2 может обеспечить использование полной закалки со стабилизирующей аустенит обработкой при варьировании температур остановки охлаждения и стабилизирующего отжига аустенита, а также длительности выдержки.

МАТЕРИАЛ И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

Исследуемым материалом являлась низкоуглеродистая нержавеющая сталь мартенситного класса 15Х13Н2. Химический состав стали представлен в табл. 1.

Схема экспериментов по стабилизации аустенита рассмотрена выше. Из труб вырезали темплеты, последовательно нагревали их до 950°С, выдерживали 1 ч и закаливали на воздухе в течение времени τ₁ до температуры Т₁ = 300–80°С, расположенной ниже M_s, нагревали до температуры стабилизации Т₂ = 250–500°С и выдерживали в течение времени τ₂ ~ 15 мин, которое согласно дилатометрическим экспериментам создает максимальную стабилизацию аустенита (рис. 1).

Рис. 1.

Зависимость температурного интервала стабилизации аустенита от длительности отжига при различных температурах [16].

Механические испытания на статическое растяжение проводили на машине Instron 3382 при скорости удлинения 1 мм/мин. На одно измерение были использованы 3 образца с диаметром рабочей части 6 мм и расчетной длиной 30 мм по ГОСТ 1497 с последующим усреднением результатов. Погрешности измерения σ_0.6 и σ_в не превышали 10 МПа, а относительного удлинения 0.3%. Ударную вязкость определяли на маятниковом копре на образцах сечением 10 × 10 мм c V-образным надрезом согласно ГОСТ 9454. Перед измерениями образцы охлаждали в смеси спирта и жидкого азота до температуры –60°С. По результатам измерения на четырех образцах определяли среднее значение ударной вязкости и дисперсию распределения.

Поскольку положение начала перегиба дилатометрической кривой при образовании аустенита выражено нечетко, то критическая точка A_c1 была измерена по положению минимума твердости при последовательном нагреве исходно закаленных образцов с шагом 10°С, выдержке и охлаждении в воде. Остальные критические точки показаны на дилатограмме нагрева и охлаждения образца соответственно со скоростями нагрева 14 и охлаждения 12°С/мин (рис. 2), точка начала образования аустенита A_c1 = 690°С.

Рис. 2.

Дилатограмма нагрева и охлаждения без стабилизации образца стали 15Х13Н2.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ОБСУЖДЕНИЕ

Эффекты стабилизации. Рис. 3 отражает влияние температуры Т₂ стабилизирующего отжига (τ₂ =15 мин) на основные механические характеристики образцов стали 15Х13Н2, которые были предварительно аустенитизированы в течение часа при 950°С и охлаждены на воздухе до 120°С. Затем охлаждение прерывали, а образцы были последовательно нагреты до различных температур Т₂ от 300 до 600°С и выдержаны 15 мин. Последующее охлаждение до комнатной температуры проводили в воде. Следует иметь в виду, что нагрев, стабилизирующий аустенит, для основной фазы стали – мартенсита – представляет обычный отпуск. По этой причине зависимости пределов текучести и прочности от температуры Т₂ похожи на аналогичные зависимости для закаленной стали от температуры отпуска [10]. Например, они имеют максимумы в районе ~500°С, что обусловлено интенсивным выделением дисперсных карбидов. Ударная вязкость максимальна после стабилизации аустенита в районе 350–420°С. Так, отжиг при 350°С и последующее охлаждение позволяют достичь значения KCV ^–60 = 51.5 Дж/см², что немного выше требований ТУ. Однако дисперсия распределения значений этой случайной величины довольно высока, а среднеквадратическое отклонение составляет 1.85 Дж/см², что делает практические результаты не вполне устойчивыми. Весьма вероятно, что ситуацию может улучшить дополнительный отпуск стали на 350–400°С, поскольку мартенсит, образовавшийся при окончательном охлаждении до 20°С, остается хрупким. В работе [13] предложен способ аналитического расчета температуры Т₁ прерывания закалочного охлаждения на основе уравнения Койстинена–Марбургера. При этой температуре фактически достигается максимальное количество остаточного аустенита. Однако оценить Т₁ можно просто: Т₁ = = М_f + ΔT, где М_f – температура конца мартенситного превращения, ΔТ – максимальный температурный интервал стабилизации (см. рис. 1). Для нашей стали М_f = 70°С, а после выдержки 15 мин при 450°С ΔТ = 50°С. Такой расчет позволил определить, что оптимальное значение температуры остановки закалочного охлаждения Т₁ равно 120°С. Оно было использовано в экспериментах, результаты которых приведены на рис. 3.

Рис. 3.

Влияние температуры Т₂ стабилизирующего отжига (15 мин) и охлаждения в воде на механические свойства стали 15Х13Н2 после аустенитизации при 950°С 1 ч, закалочного охлаждения на воздухе до Т₁ = = 120°С и нагрева до Т₂.

Для того чтобы проверить наши выводы, были проведены опыты, в которых температуре Т₁ придавали значения выше и ниже оптимального (табл. 2).

Важно учитывать, что рассматриваемая сталь подвержена отпускной хрупкости. Когда образцы охлаждаются от 950°С до Т₁, их температура “пересекает” интервал отпускной хрупкости, обусловленной как выделением карбидов хрома, так и сегрегацией фосфора по границам зерна [17]. Однако снижение ударной вязкости в этом случае должно быть одинаковым для всех образцов независимо от температур остановки охлаждения, поскольку все они расположены ниже интервала отпускной хрупкости. Авторы считают, что, если этот эффект действительно присутствует, то речь идет о том небольшом количестве α-фазы, которое возникало из аустенита в ходе замедленного охлаждения на воздухе и подвергалось тепловому охрупчиванию. Более заметное охрупчивание развивается при температурах стабилизирующего отжига 450 и 500°С в том случае, когда в структуре уже присутствует мартенсит. Именно с этим обстоятельством, вероятно, связано возрастание ударной вязкости в два раза при понижении температуры стабилизации Т₂ от 450 до 320°С в опытах 1 и 2. Аналогичное явление наблюдается при снижении температуры Т₂ от 450 до 350°С в опытах 6 и 7 при Т₁ = 120°С. Дальнейшее снижение температуры Т₂ до 300°С приводит вновь к понижению ударной вязкости, но этот результат может быть обусловлен уменьшением эффекта стабилизации аустенита ниже 320°С. Причина влияния температуры остановки охлаждения Т₁ на ударную вязкость имеет иную природу. После охлаждения образцов до 250°С образуется 59% мартенсита [l], количество которого при дальнейшем нагреве на 450°С и выдержке 15 мин практически не изменилось. Поскольку эффект стабилизации составляет 50°С, то при окончательном охлаждении, начиная с 250 – 50 = 200°С начнется образование свежего, неотпущенного мартенсита, что безусловно является главной причиной очень низкой ударной вязкости стали (табл. 2) после такой обработки. Поэтому температуры прерывания охлаждения от 250°С и выше являются самыми неблагоприятными для достижения высокой ударной вязкости. В опыте 4 (табл. 2) температуру Т₁ понизили до 150°С. Дальнейший режим обработки был таким же, как в опыте 1. Все дилатограммы стабилизирующих обработок (Т₂ = 300–500°С), для которых закалочное охлаждение прерывали при 150 или 120°С, имеют практически одинаковый вид, показанный на рис. 4. После охлаждения от Т₂ (здесь 400°С) возобновления мартенситного превращения не наблюдается.

Рис. 4.

Дилатограмма образца стали 15Х13Н2, охлажденного от 950°С (1 ч) на воздухе до 150°С, отожженного затем при 400°С 15 мин и охлажденного до 20°С со скоростью 2°С/мин.

Линия охлаждения от 400°С не имеет никаких изгибов ниже 150°С. То относительно небольшое количество аустенита, которое сохранилось после отжига при Т₂, застабилизировалось так, что температура M_f сместилась, по-видимому, в область отрицательных температур. О ее положении можно косвенно судить по величине ударной вязкости при –60°С, так как высокая ударная вязкость предполагает реализацию пластичности, наведенной мартенситным превращением. Снижение температуры прерывания закалочного охлаждения от 250 до 150°С вызывает после стабилизации при 450°С возрастание ударной вязкости от 11.3 до 45.5 Дж/см². Дальнейшее снижение Т₁ до 120°С при такой же стабилизации обеспечивает значение KCV ^–60, равное 51.5 Дж/см². Можно полагать, что точка M_f закономерно понижается при снижении Т₁, вероятно, до тех пор, пока последняя не достигнет точки M_f нестабилизированной стали, т.е. исчезнет остаточный аустенит. К такому состоянию сталь приближается при использовании режима 9, у которого температура Т₁ всего на 15°С выше исходной точки M_f. При использовании этого режима KCV  ^–60 уменьшается примерно на 6 Дж/см² по отношению к режиму 6.

ВЫВОДЫ

1. Отжиг двухфазной структуры аустенит + мартенсит действительно приводит к стабилизации γ-фазы и возрастанию ударной вязкости KCV  ^–60.

2. При отжиге 400–520°С наряду со стабилизацией аустенита проходит отпуск мартенсита, который и у высокохромистых сталей вызывает отпускную хрупкость (475°С), а в случае появления феррита – тепловое охрупчивание.

3. Результат суммирования противоположных эффектов стабилизации и отпуска в значительной степени зависит от положения температуры Т₁ остановки охлаждения относительно M_s, которое определяет количества как аустенита, подвергшегося стабилизации при Т₂, так и мартенсита, отпущенного при этой же температуре.

4. Если температура Т₁ равна или выше 250°С, то для всех температур Т₂ стабилизирующего отжига от 250 до 500°С наблюдается снижение ударной вязкости в окончательном состоянии стали вследствие возобновления мартенситного превращения при более низких температурах, т.е. появления в структуре неотпущенного мартенсита.

5. При понижении температуры Т₁ от 250 до 150°С и далее до оптимальной температуры M_f + + ΔТ = 120°С ударная вязкость повышается, достигая максимума при 120°С, а затем при Т₁ = 85°С и ниже уменьшается вследствие снижения количества остаточного аустенита, подвергающегося стабилизации.

6. Максимальная ударная вязкость KCV^–60 = = 51.5 Дж/см² у рассматриваемой стали наблюдается после стабилизирующей обработки, для которой Т₁ = 120, Т₂ = 350°С, t₂ = 15 мин.

Работа выполнена в рамках госзадания Министерства высшего образования и науки РФ № 3.9660.2017/БЧ.