霍登平，梁志凯

(1．西安飞行自动控制研究所 检测试验中心，西安 710065；2．北京航空材料研究院，北京 100095)



热处理对9Cr13Mo3Co3Nb2V组织与硬度的影响

霍登平1，梁志凯2

(1．西安飞行自动控制研究所 检测试验中心，西安 710065；2．北京航空材料研究院，北京 100095)

采用金相分析、硬度测试等技术手段，研究热处理对马氏体不锈钢9Cr13Mo3Co3Nb2V组织和硬度的影响。结果表明：9Cr13Mo3Co3Nb2V经淬火、冰冷处理及多次回火后，残余奥氏体充分转变为回火马氏体，并产生较强的二次硬化效果，进而获得稳定的组织和高的硬度；在350 ℃以上回火时，由于组织中二次碳化物的析出，开始出现二次硬化倾向，至480～520 ℃时，回火硬度达到了最大值。

9Cr13Mo3Co3Nb2V钢；二次硬化；热处理；显微组织；硬度

9Cr13Mo3Co3Nb2V是一种高碳高硬度弥散硬化型马氏体不锈钢，除具有较高的含碳量外，还含有大量的碳化物形成元素，如Cr，Mo，Nb，V等，这些元素在淬火过程中回溶进入基体，回火中析出弥散强化相，促进二次硬化[1-4]。淬火后，经过多次冰冷和回火处理，使得残余奥氏体充分转变，并产生较强的二次硬化作用，进而获得稳定的组织和很高的硬度，最终热处理后其室温硬度可达60HRC以上。因其具有高的抗咬性、耐磨性和尺寸稳定性，广泛用于制造在-70～450 ℃温度范围内大气、液压流体中工作的鞍座、衬套、柱塞、滑阀偶等仪表用摩擦零件。本工作通过金相分析、硬度测试等技术手段，研究热处理对9Cr13Mo3Co3Nb2V显微组织和力学性能的影响。

1 实验材料及方法

实验用9Cr13Mo3Co3Nb2V的制备流程为：备料→真空感应熔炼→铸锭→退火→扒皮→锻造开坯→棒材→退火→检验→入库。实验材料选用锻造退火态(850 ℃×2 h，炉冷至300 ℃出炉)的φ24 mm棒材，其化学成分见表1，布氏硬度为244～249 HBW。

表1 实验用钢的化学成分(质量分数/%)

对这种不锈钢的主要性能要求是具有高的硬度和耐磨性，同时在使用过程中硬度及尺寸具有高的稳定性，即要求在热处理之后获得稳定的组织和最高的硬度，为此需在淬火之后进行冰冷处理及多次回火，以使残余奥氏体的转变及二次碳化物的析出均匀充分；因此，回火温度是9Cr13Mo3Co3Nb2V获得稳定组织和高硬度的关键因素。热处理工艺步骤为：(1130±10) ℃真空淬火→(-70±5) ℃冰冷处理→第一次回火→(-70±5) ℃冰冷处理→第二次回火→第三次回火。3次回火的温度保持一致，回火温度范围200～750 ℃。

对9Cr13Mo3Co3Nb2V棒材在淬火、冰冷处理及回火等工艺步骤后硬度的变化规律，以及不同温度下回火对硬度的影响进行初步研究，获得实际零件回火处理的合理的温度参数。采用φ24 mm×20 mm的试样，硬度值为5个点的硬度平均值。淬火使用高温真空炉，回火使用中温电阻炉，组织分析使用Leica-DM6000M型金相显微镜，硬度检测使用HBRV-187.5型硬度计。

2 结果与分析

2.1 热处理对硬度的影响

试样经过淬火-冰冷处理-回火-冰冷处理-回火-回火，测试每一热处理工步后的硬度，其结果揭示了不同回火温度和工步对材料硬度的影响规律。图1为9Cr13Mo3Co3Nb2V不同回火温度下各热处理工步后的硬度曲线。

由图1可知，第一次冰冷处理后所有试样硬度较之淬火后均有所增加，平均增幅约为1.3 HRC；而第二次冰冷处理后所有试样硬度较之第一次回火后变化不大。可以看到：回火温度在600～750 ℃区间时，3次回火之后的硬度明显降低，750 ℃回火时最终硬度值已降至32.4 HRC；相比之下，回火温度在200～550 ℃区间时，硬度曲线变化较平缓。从图1中200～550 ℃回火的局部放大曲线可知，在480～520 ℃回火时，硬度达到了最大值，与淬火硬度基本一致，其中520 ℃回火时，最终硬度值达到60.9 HRC。

图1 不同回火温度下各热处理工步后的硬度Fig.1 Hardness after each heat treatment step at different tempering temperatures

将9Cr13Mo3Co3Nb2V钢最终热处理硬度与回火温度的关系描绘成曲线，见图2。

图2 最终热处理硬度与回火温度的关系Fig.2 Relationship of hardness and tempering temperature

由图2可以看出，在200～300 ℃回火时，产生了明显的回火软化作用；300 ℃以后，于480～520 ℃显示轻微的二次硬化峰；550 ℃之后，出现了“过时效”现象，硬度迅速下降，至750 ℃时，已接近退火硬度。

2.2 热处理对组织的影响

图3为9Cr13Mo3Co3Nb2V不同热处理工步后的显微组织。图3(a)为退火状态的组织，为珠光体+碳化物；图3(b) 是经1130 ℃淬火后的组织，为马氏体+未溶碳化物，碳化物主要是M23C6，MC等[5]；图3(c)为第一次冰冷处理后的组织，与淬火态无明显区别；图3(d)，(e)，(f)分别为500 ℃第一次回火处理、第二次冰冷处理及500 ℃第二次回火处理后的金相组织，为回火马氏体+未溶碳化物+回火析出碳化物。

图4为不同回火温度下完成3次回火后的最终金相组织，均为回火马氏体+未溶碳化物+回火析出碳化物。正是由于细小的二次碳化物的弥散析出所引起的硬化效应抵消了回火软化效应，才使得480～520 ℃回火后硬度与淬火硬度基本一致。经过多次冰冷和回火处理，钢中残余奥氏体绝大部分转变为马氏体，并且伴随着回火过程中大量二次碳化物的析出，使钢的硬度达到最大。

2.3 分析讨论

由于9Cr13Mo3Co3Nb2V中碳元素及合金元素含量均很高，其马氏体转变温度Ms较低，尤其是在淬火温度较高时，钢中合金元素固溶度提高，Ms点更低；因此，9Cr13Mo3Co3Nb2V淬火至室温时，组织中存在着相当数量的残余奥氏体，不仅降低硬度，而且在随后使用过程中存在继续转变的可能，进而影响到制件的尺寸稳定性和使用性能。因此，高碳高合金马氏体钢在淬火后通常需要进行一次或多次冰冷和回火处理，以使残余奥氏体尽可能转变为马氏体，从而在进一步提高硬度的同时，获得高的尺寸稳定性[5-6]。从实验结果来看，第一次冰冷处理后所有试样硬度较之淬火后均有所增加，而第二次冰冷处理后所有试样硬度较之第一次回火后变化已不大，说明1130 ℃淬火后一次冰冷处理已可使钢中残余奥氏体较为充分地转变为马氏体。

图3 各热处理工步后显微组织 (a)退火态；(b)淬火态；(c)第一次冰冷处理；(d)500 ℃第一次回火；(e)第二次冰冷处理；(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 ℃

无论是淬火时形成的马氏体，还是冰冷处理时形成的马氏体，组织中均存在很大的内应力，且脆性很大，如不经回火，马氏体片中由于内应力的存在会产生微裂纹，尤其是高碳钢开裂倾向更为明显。对于9Cr13Mo3Co3Nb2V来说，回火处理除降低内应力，改善塑韧性外，还会在回火过程中弥散析出极细小的碳化物，提高钢的硬度。

9Cr13Mo3Co3Nb2V钢具有高达0.85%～1.05%的碳含量，一部分C存在于基体中产生相变强化，一部分C结合在碳化物中引起二次硬化，二者均可提高钢的硬度。此外，钢中还含有大量的强碳化物形成元素，如Cr，Mo，Nb，V等，四种元素的名义质量分数之和高达19%，其中Mo，Nb，V属于易于形成二次硬化碳化物的元素。这些元素在淬火过程中回溶进入基体之中，除产生固溶强化外，主要以回火过程中共格析出弥散分布的细小稳定合金碳化物相的形式，提高钢的回火抗力，促进二次硬化[7-12]。

梁志凯等[2]认为，9Cr13Mo3Co3Nb2V钢经淬火后，未溶碳化物包括M23C6，MC。与淬火态相比，经过二次冰冷和3次回火处理后，合金碳化物相的种类和数量都发生了较大变化，出现了M3C型碳化物，数量约占2%；M23C6，MC数量均有所提高，分别增加4.5%和14%。因此，回火析出碳化物实际包括MC，M3C和M23C63类，正是由于回火时弥散析出的各类特殊细小碳化物所引起的二次硬化，使得钢经500 ℃回火后仍具有很高的硬度。在最终热处理状态下，Cr的碳化物型式为M3C，M23C6，Nb的碳化物型式以MC为主，Mo，V为MC，M3C和M23C6。

比较图1中不同回火温度下完成3次回火后的硬度，可以看出，在回火温度为200～300 ℃时，3次回火后硬度依次降低，但300 ℃回火硬度明显低于200 ℃回火硬度，说明低于300 ℃时，尚无明显二次硬化效应，以回火软化为主，3次回火逐次产生累积软化效应；在回火温度为350～500 ℃时，回火次数对硬度影响不大，但是回火温度对硬度有较大影响，500 ℃回火时硬度明显高于350 ℃回火时硬度，说明350 ℃以上回火，出现了明显的二次硬化效应，3次回火的二次硬化效应已可抵消甚至大于回火软化效应，至480～520 ℃时出现轻微二次硬化峰值；在回火温度为520～750 ℃时，3次回火后硬度依次降低，并且随着回火温度的升高，这种降低趋势愈发明显，说明高于520 ℃时，已出现“过时效”现象，碳化物析出相脱离基体，失去共格、半共格关系，并开始聚集长大，回火软化效应逐渐占据主导作用[13-15]。

3 结 论

(1)9Cr13Mo3Co3Nb2V淬火后经过二次冰冷和3次回火处理，残余奥氏体充分转变，并产生较强的二次硬化效果，进而获得稳定的组织和高的硬度。

(2)在200～300 ℃回火时，9Cr13Mo3Co3Nb2V产生明显的回火软化作用；300 ℃以后，由于二次碳化物的析出，出现了较为明显的二次硬化作用；550 ℃之后，出现了“过时效”现象，硬度迅速下降。

(3)9Cr13Mo3Co3Nb2V合适的回火温度区间为480～520 ℃，在此区间回火时，最终回火硬度达到最大值，接近其淬火硬度，其中520 ℃回火时，最终硬度值可达到60.9 HRC。

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(责任编辑：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，硕士，高级工程师，主要从事金属材料应用技术及产品失效分析等工作，(E-mail)hdp1713@sina.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.6.006

TG142.24

A

1005-5053(2016)06-0035-05