CN104264071B - 高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢及其制造方法 - Google Patents
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Abstract
一种高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢及其制造方法，属于不锈钢技术领域。该不锈钢成分重量百分数为：21.5≤Cr≤22.5，0.5≤Mo≤1.5，C≤0.040，0.65≤N≤0.75，0.40≤Nb≤0.50，1.95≤Ni≤2.05，16.0≤Mn≤17.0，Si≤0.20，P≤0.020，S≤0.010，余量为Fe，并保证：Cr(wt.％)+3.3×Mo(wt.％)+16.0×N(wt.％)≥33.0。其制造方法包括：电炉熔炼，氩氧脱碳二次精炼，电渣重熔，快锻机开坯，径锻机成型，水冷处理。优点在于，该种高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢具有良好的室温强度、优异的耐点腐蚀以及耐晶间腐蚀的性能。
Description
技术领域
本发明属于不锈钢技术领域，特别是涉及一种高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢及其制造方法。
背景技术
无磁钻铤是当今高精度、高深度石油及天然气钻采设备重要的部件，是钻柱的主要组成部分之一，具有向钻头提供钻进的压力以及提高钻柱刚性的作用。目前常见的无磁钻铤由磁导率很低的不锈钢制造，管体横截面内外皆为圆形。由于勘探开发的需求，钻井设备的钻探速度不断加快，钻井的深度也不断增加，井下需要安装随钻测量仪器设备对钻探的垂直方向进行实时修正。由于所有磁性测量仪器在测量井眼方向时感应的是井眼的大地磁场，为防止高速钻探过程中产生的磁场对仪器设备工作状态的影响，测量仪器必须工作在一个无磁的环境下，利用磁导率极低的不锈钢材料制成的无磁钻铤可以实现无磁的工作环境，达到使磁性测量仪器正常工作的目的。
除极低的磁导率要求外，无磁钻铤材料的主要性能指标是强度和耐蚀性能，以及兼顾经济性。从上世纪30年代至今，无磁钻铤用材料的发展经过了300系不锈钢、蒙乃尔合金、含氮奥氏体不锈钢等几代材料。Cr-Mn-N系无磁不锈钢是目前世界上用于制造高性能无磁钻铤产品的主流材料。多年来，随着陆地和海洋油气资源钻采对材料性能要求的不断提高，该类型不锈钢的成分体系设计理念不断进步，其耐腐蚀性能、力学性能显著提高。
无磁钻铤用氮合金化奥氏体不锈钢中主要的合金元素为Cr、Mn、N，另外某些体系还含有少量的Mo和Ni，这几种关键元素在合金体系中的作用如下：
1)Cr的影响
Cr元素是提高Cr-Mn系奥氏体不锈钢耐蚀性能的元素之一。Cr含量的增加可以提高该型不锈钢耐氧化性介质和酸性氯化物介质中的耐蚀能力，还可以提高不锈钢在还原性介质、有机酸、尿素或者碱性介质中的耐蚀能力。Cr含量的增加还可以提高该型不锈钢耐晶间腐蚀、点腐蚀、缝隙腐蚀和某些条件下应力腐蚀等局部腐蚀性能。
2)Mn的影响
Mn元素加入到该型不锈钢中主要目的是代替昂贵的Ni元素使钢形成稳定的奥氏体组织并提高N元素在钢中的固溶度。Mn含量的过度增加会导致该型不锈钢低温韧性的恶化，在低温下出现韧性-脆性的转变。因此仅有Mn元素和N元素而无Ni元素的Cr-Mn系不锈钢无法获得优良的低温韧性。
3)Ni的影响
Ni元素的存在使该型不锈钢获得稳定的奥氏体组织，使其具有较好的强度和塑性，并使其具有优良的冷、热加工性能以及焊接和无磁性能。Ni元素的加入还可以显著改善该型不锈钢的韧性，通过抑制冷加工过程中的马氏体转变来降低其冷加工硬化倾向。Ni元素可以改善该型不锈钢的热加工性能，显著提高成材率。还可以通过Ni元素的增加来提高该型不锈钢在大多数介质中耐穿晶型应力腐蚀性能。但Ni元素会导致其晶间腐蚀敏感性增加，对耐点蚀和缝隙腐蚀性能无明显影响。
4)Mo的影响
Mo元素提高不锈钢耐蚀性能的能力是Cr元素的三倍以上。Mo元素的加入显著提高该型不锈钢在还原性介质如硫酸、磷酸以及一些有机酸或尿素环境中的耐点蚀、缝隙腐蚀性能，对强度的影响作用不显著。相反，Mo元素的加入会导致某些脆性析出物如sigma相或chi相的形成，严重恶化不锈钢的塑性和韧性。
5)N的影响
N元素的加入主要目的是作为固溶强化元素提高该型不锈钢的强度，同时不显著损害其塑性和韧性；N元素的加入也可以提高不锈钢的抗高温蠕变、疲劳和耐磨损性能，每加入0.1％的N元素可提高约60-100MPa的强度。N元素的强化作用通过固溶方式来实现。一般认为N元素以间隙固溶体的形式使奥氏体面心立方晶格产生最大的晶格畸变量，对位错有极大的钉扎作用，因此对奥氏体晶粒和晶界都能起到强化作用。另一方面，N元素还可以通过减小晶粒尺寸来提高不锈钢强度，其强度和晶粒尺寸的关系服从Hell-Petch公式。同时N元素的加入可以提高其耐蚀性能尤其是耐晶间腐蚀、点腐蚀和缝隙腐蚀等局部腐蚀性能。高N型Cr-Mn系不锈钢N含量在0.40％以上，同时具有高强度和高耐蚀性能。
在此不难看出，Cr、Mn、N、Mo和Ni等几种主要合金元素对Cr-Mn-N系奥氏体不锈钢的耐蚀性能和强度性能有直接的影响。因此在钢中的成分设计上要重点考虑以上几种元素的作用。
发明内容
本发明的目的在于提供一种高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢及其制造方法，具有优良力学性能和耐蚀性能，如良好的室温屈服强度、抗拉强度、硬度、冲击韧性、优异的耐点腐蚀、晶间腐蚀、应力腐蚀等性能，以及极低的磁导率。
本发明的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢的各元素重量百分比为：21.5≤Cr≤22.5，0.5≤Mo≤1.5，C≤0.040，0.65≤N≤0.75，0.40≤Nb≤0.50，1.95≤Ni≤2.05，16.0≤Mn≤17.0，Si≤0.20，P≤0.020，S≤0.010，余量为Fe。
在上述技术方案的基础上，本发明还可以做如下改进：
进一步，所述高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢的Cr元素、Mo元素和N元素含量使其点蚀指数(Pitting Resistance Equivalent，PRE)值大于33.0，即：
PRE＝Cr(wt.％)+3.3×Mo(wt.％)+16.0×N(wt.％)≥33.0
本发明的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢的制造方法，包含以下工艺步骤：
(1)依据下列元素重量百分比熔炼钢水：21.5≤Cr≤22.5，0.5≤Mo≤1.5，C≤0.040，0.65≤N≤0.75，0.40≤Nb≤0.50，1.95≤Ni≤2.05，16.0≤Mn≤17.0，Si≤0.20，P≤0.020，S≤0.010，余量为Fe，并保证：
Cr(wt.％)+3.3×Mo(wt.％)+16.0×N(wt.％)≥33.0；
(2)采用电炉+氩氧脱碳+电渣重熔的方法制得电渣钢坯；
(3)电渣钢坯通过高温热处理炉加热并保温；
(4)电渣钢坯出炉后立即经过快锻机锻造为开坯钢坯；
(5)开坯钢坯为圆柱体，端面直径根据成品径锻钢坯的尺寸和终锻变形量实际计算；
(6)开坯钢坯通过高温热处理炉回炉保温；
(7)开坯钢坯经过回炉处理后出炉，立即经过径锻机锻造为径锻钢坯；
(8)径锻完成后将径锻钢坯进行水冷处理。
在上述技术方案的基础上，本发明还可以做如下改进：
进一步，所述步骤(3)中所述高温热处理炉的加热温度为1230℃～1240℃，加热时间为3h～6h。
进一步，步骤(4)中所述快锻机锻造的终锻温度为1050℃～1080℃，锻造总时间为10min～20min。
进一步，步骤(5)中所述径锻钢坯为圆柱体，端面直径为200mm～300mm，终锻变形量为10％～22％。
进一步，步骤(6)中所述回炉保温的加热温度为1230℃～1240℃，加热时间为1.5h～2h。
进一步，步骤(7)中所述径锻机锻造的终锻温度为950℃～1000℃，径锻时间为5min～15min。
本发明的有益效果是：通过高氮合金化、控制变形温度、变形速率等工艺参数建立合理的热加工工艺窗口，躲避开了大量脆性析出物容易产生的敏感温度区间；同时通过C含量的严格控制、Cr含量和Mo含量的调整，使所述高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢在降低生产成本的前提下，兼具良好的室温强度、优异的耐点腐蚀以及耐晶间腐蚀的性能。
附图说明
图1为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-1变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图2为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-1敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图3为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-2变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图4为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-2敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图5为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-3变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图6为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-3敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图7为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-4变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图8为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-4敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图9为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-5变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图10为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-5敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图11为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-6变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图12为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-7变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图13为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-8变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图14为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-9变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图15为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-6敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图16为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-7敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图17为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-8敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图18为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-9敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图19为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-10变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图20为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-10敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图21为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-11变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图22为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-11敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图23为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-12变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图24为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-13变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图25为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-14变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图26为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-12敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图27为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-13敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图28为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-14敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图29为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-15变形态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图30为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-15敏化态样品经过ASTM-A262的A法晶间腐蚀测试后的微观组织金相照片。
图31为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-1变形态样品的微观组织金相照片。
图32为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-16变形态样品的微观组织金相照片。
图33为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-18变形态样品的微观组织金相照片。
图34为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-19变形态样品的微观组织金相照片。
图35为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-20变形态样品的微观组织金相照片。
图36为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-21变形态样品的微观组织金相照片。
图37为本发明高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢炉-17变形态样品的微观组织金相照片。
具体实施方式
以下结合附图对本发明的原理和特征进行描述，所举实例只用于解释本发明，并非用于限定本发明的范围。
共制备了29种不同成分(表1)的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品，其中包括比对试验所需的对比材料。
表1 超低C、N含量的中Cr铁素体不锈钢样品化学成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.022 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-2 | 0.027 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.12 | 0.003 | 0.012 | 余量 |
| 炉-3 | 0.032 | 21.57 | 0.72 | 0.65 | 0.46 | 2.00 | 16.29 | 0.14 | 0.002 | 0.011 | 余量 |
| 炉-4 | 0.041 | 22.01 | 0.86 | 0.69 | 0.45 | 1.96 | 16.94 | 0.16 | 0.002 | 0.015 | 余量 |
| 炉-5 | 0.053 | 22.08 | 0.87 | 0.67 | 0.47 | 1.99 | 16.87 | 0.15 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
| 炉-6 | 0.037 | 21.47 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.18 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-7 | 0.031 | 19.42 | 0.75 | 0.68 | 0.44 | 2.06 | 16.48 | 0.14 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-8 | 0.033 | 18.57 | 0.82 | 0.65 | 0.46 | 2.00 | 16.29 | 0.14 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-9 | 0.035 | 17.01 | 0.86 | 0.69 | 0.45 | 1.96 | 16.94 | 0.16 | 0.002 | 0.018 | 余量 |
| 炉-10 | 0.034 | 16.08 | 0.77 | 0.67 | 0.47 | 1.99 | 16.87 | 0.17 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
| 炉-11 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | - | 1.98 | 16.59 | 0.13 | 0.004 | 0.012 | 余量 |
| 炉-12 | 0.039 | 20.42 | 0.65 | 0.68 | 0.41 | 2.06 | 16.18 | 0.14 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
| 炉-13 | 0.035 | 20.57 | 0.62 | 0.66 | - | 2.00 | 16.19 | 0.12 | 0.003 | 0.014 | 余量 |
| 炉-14 | 0.037 | 19.01 | 0.76 | 0.69 | 0.46 | 1.96 | 16.94 | 0.15 | 0.002 | 0.014 | 余量 |
| 炉-15 | 0.039 | 19.08 | 0.77 | 0.67 | - | 1.99 | 16.87 | 0.17 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
| 炉-16 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.14 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-17 | 0.041 | 21.52 | 0.55 | 0.68 | - | 2.06 | 16.48 | 0.13 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-18 | 0.042 | 21.57 | 0.52 | 0.65 | 0.36 | 2.00 | 16.29 | 0.12 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-19 | 0.041 | 22.21 | 0.66 | 0.67 | 0.25 | 1.96 | 16.94 | 0.17 | 0.002 | 0.017 | 余量 |
| 炉-20 | 0.039 | 22.18 | 0.67 | 0.66 | 0.17 | 1.99 | 16.57 | 0.14 | 0.004 | 0.015 | 余量 |
| 炉-21 | 0.037 | 22.18 | 0.67 | 0.68 | 0.09 | 1.99 | 16.87 | 0.15 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
| 炉-22 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.18 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-23 | 0.031 | 21.42 | 0.65 | 0.68 | - | 2.02 | 16.48 | 0.14 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-24 | 0.032 | 21.87 | 0.72 | 0.55 | 0.46 | 2.11 | 16.29 | 0.14 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-25 | 0.031 | 21.51 | 0.66 | 0.47 | 0.55 | 1.92 | 16.94 | 0.14 | 0.002 | 0.017 | 余量 |
| 炉-26 | 0.039 | 21.68 | 0.77 | 0.36 | 0.47 | 1.97 | 16.57 | 0.14 | 0.004 | 0.015 | 余量 |
| 炉-27 | 0.037 | 21.88 | 0.57 | 0.28 | 0.49 | 1.98 | 16.87 | 0.16 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
| 炉-28 | 0.036 | 21.73 | 0.77 | 0.67 | 0.42 | 1.99 | 17.19 | 0.17 | 0.005 | 0.012 | 余量 |
| 炉-29 | 0.035 | 21.92 | 0.69 | 0.69 | 0.46 | 2.02 | 18.22 | 0.12 | 0.006 | 0.014 | 余量 |
实施例1：C元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢晶间腐蚀性能的影响
共制备了5种不同C元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表2)，其中包括用于比对试验的对比样品2种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-A262的A法和E法对其晶间腐蚀性能进行了测试。
表2 不同C元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及主要成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.022 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-2 | 0.027 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.12 | 0.003 | 0.012 | 余量 |
| 炉-3 | 0.032 | 21.57 | 0.72 | 0.65 | 0.46 | 2.00 | 16.29 | 0.14 | 0.002 | 0.011 | 余量 |
| 炉-4 | 0.041 | 22.01 | 0.86 | 0.69 | 0.45 | 1.96 | 16.94 | 0.16 | 0.002 | 0.015 | 余量 |
| 炉-5 | 0.053 | 22.08 | 0.87 | 0.67 | 0.47 | 1.99 | 16.87 | 0.15 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
晶间腐蚀试验的结果表明(表3)：C含量低于0.040％的炉-1、炉-2和炉-3样品，其热变形态和敏化态的试样经过ASTM-A262的A法试验后都表现为六类组织(图1-6)，根据该标准的规定，此类组织表明其均可通过A法测试；进一步的热酸试验表明其腐蚀失重均可通过E法测试。
当C元素含量超过0.040％时，炉-4变形态样品经过A法测试后表现为六类组织(图7)，根据该标准的规定，此类组织表明其均可通过A法测试；但敏化态样品经过A法测试后表现为三类组织(图8)，表明其不能通过A法测试；进一步的热酸试验表明炉-4敏化态样品的腐蚀失重不能通过E法测试。
当C元素含量进一步增加至0.050％以上后，炉-5热变形态样品可以通过A法和E法测试，但其敏化态样品仍然无法通过A法和E法测试(图9-10)。以上实验结果表明：只有将C含量控制在0.040％以下，才能确保高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢在热变形态和敏化态均具有良好的晶间腐蚀性能。
表3 不同C元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品晶间腐蚀测试结果
实施例2：Cr元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢晶间腐蚀性能的影响
共制备了6种不同Cr元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表4)，其中包括用于比对试验的对比样品5种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-A262的A法和E法对其晶间腐蚀性能进行了测试。
表4 不同Cr元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及主要成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.032 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-6 | 0.037 | 21.47 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.18 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-7 | 0.031 | 19.42 | 0.75 | 0.68 | 0.44 | 2.06 | 16.48 | 0.14 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-8 | 0.033 | 18.57 | 0.82 | 0.65 | 0.46 | 2.00 | 16.29 | 0.14 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-9 | 0.035 | 17.01 | 0.86 | 0.69 | 0.45 | 1.96 | 16.94 | 0.16 | 0.002 | 0.018 | 余量 |
| 炉-10 | 0.034 | 16.08 | 0.77 | 0.67 | 0.47 | 1.99 | 16.87 | 0.17 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
晶间腐蚀试验的结果表明(表5)：Cr含量低于21.91％的炉-1样品，其变形态和敏化态的试样经过ASTM-A262的A法试验后都表现为六类组织(图1-2)，根据该标准的规定，此类组织表明其可以通过A法测试；进一步的热酸试验表明其腐蚀失重均可通过E法测试。
当Cr元素含量超过17.01-20.87％时，炉-6、炉-7、炉-8和炉-9的变形态样品经过A法测试后都表现为六类组织(图11-14)，根据该标准的规定，此类组织表明其均可通过A法测试；但这4种成分的敏化态样品经过A法测试后均表现为七类组织(图15-18)，表明其不能通过A法测试；进一步的热酸试验表明这4种成分的敏化态样品的腐蚀失重均不能通过E法测试。
当Cr元素含量进一步减少至16.08％以后，炉-10的变形态样品和敏化态样品经过A法测试后都表现为七类组织(图19-20)，表明其均不能通过A法测试；经过进一步的热酸试验表明，其变形态和敏化态样品均无法通过E法测试。以上实验结果表明：在其它成分相对固定的前提下，只有将Cr含量控制在21.50％以上，才能确保高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢在变形态和敏化态均具有良好的晶间腐蚀性能。
表5 高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品晶间腐蚀测试结果
实施例3：Nb元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢晶间腐蚀性能的影响
共制备了6种不同Nb元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表6)，其中包括用于比对试验的对比样品5种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-A262的A法和E法对其晶间腐蚀性能进行了测试。
表6 不同Nb元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及主要成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.032 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-11 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | - | 1.98 | 16.59 | 0.13 | 0.004 | 0.012 | 余量 |
| 炉-12 | 0.039 | 20.42 | 0.65 | 0.68 | 0.41 | 2.06 | 16.18 | 0.14 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
| 炉-13 | 0.035 | 20.57 | 0.62 | 0.66 | - | 2.00 | 16.19 | 0.12 | 0.003 | 0.014 | 余量 |
| 炉-14 | 0.037 | 19.01 | 0.76 | 0.69 | 0.46 | 1.96 | 16.94 | 0.15 | 0.002 | 0.014 | 余量 |
| 炉-15 | 0.039 | 19.08 | 0.77 | 0.67 | - | 1.99 | 16.87 | 0.17 | 0.005 | 0.016 | 余量 |
晶间腐蚀试验的结果表明(表7)：炉-1的变形和敏化态试样经过ASTM-A262的A法试验后都表现为六类组织(图1-2)，根据该标准的规定，此类组织表明其均可通过A法测试；进一步的热酸试验表明其腐蚀失重均可通过E法测试。由于不含Nb元素，尽管炉-11的变形态试样可以通过A法(图21)和E法的测试，但其敏化态试样无法通过(图22)。因此，在Cr元素含量高于21.50％的同时，还需要加入Nb元素进行合金化处理，才能保证高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品在变形和敏化态均具有优良的耐晶间腐蚀性能。
炉-12、炉-13和炉-14的变形态试样均可以通过ASTM-A262中A法和E法的测试(图23-25)，但由于这三种样品的Cr元素含量较低，而且炉-13样品还没有进行Nb元素合金化处理，所以这三种成分的敏化态样品均无法通过A法和E法的测试(图26-28)。对于炉-15样品来说，由于其Cr含量较低，同时又没有进行Nb元素合金化处理，因此其变形态和敏化态样品均不能通过A法和E法测试(图29-30)。
本实施例结果表明：对于高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品来说，必须同时具备21.50％以上的Cr元素含量和Nb元素合金化处理，才能保证其变形和敏化状态均具有良好的晶间腐蚀性能。
表7 高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品晶间腐蚀测试结果
实施例4：Nb元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢室温拉伸性能的影响
共制备了7种不同Nb元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表8)，其中包括用于比对试验的对比样品6种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-E8对其室温拉伸性能进行了测试。
表8 不同Nb元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.032 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-16 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.14 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-17 | 0.041 | 21.52 | 0.55 | 0.68 | - | 2.06 | 16.48 | 0.13 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-18 | 0.042 | 21.57 | 0.52 | 0.65 | 0.36 | 2.00 | 16.29 | 0.12 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-19 | 0.041 | 22.21 | 0.66 | 0.67 | 0.25 | 1.96 | 16.94 | 0.17 | 0.002 | 0.017 | 余量 |
| 炉-20 | 0.039 | 22.18 | 0.67 | 0.66 | 0.17 | 1.99 | 16.57 | 0.14 | 0.004 | 0.015 | 余量 |
| 炉-21 | 0.037 | 22.18 | 0.67 | 0.68 | 0.09 | 1.99 | 16.87 | 0.15 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
对不同Nb含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品进行了微观形貌分析，结果表明：经过相同的变形工艺后，高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品已发生不同程度的再结晶，其平均晶粒尺寸随着Nb元素含量的增加而逐渐减小：炉-1和炉-16样品的平均晶粒尺寸约为40μm(图31-32)，而炉-18、炉-19、炉-20和炉-21样品的平均晶粒尺寸分别为60μm、80μm、100μm和120μm(图33-36)，不含Nb元素的炉-17样品平均晶粒尺寸达到了150μm(图37)。这表明Nb元素的增加有助于抑制高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品的再结晶晶粒在保温过程中长大。
对具有不同平均晶粒尺寸的以上样品进行了室温拉伸性能的测试(表9)，结果表明：炉-1和炉-16样品的抗拉强度比较接近，均在1200MPa以上；其屈服强度也均在1100MPa以上。两者的Nb元素含量均在0.40％以上，平均晶粒尺寸也基本一致，均为150μm左右。但随着样品中Nb元素含量的减少，炉-18、炉-19、炉-20、炉-21的抗拉强度分别降低至1185MPa、1162MPa、1156MPa和1144MPa，而不含Nb的炉-17样品其室温抗拉强度只有1134MPa，屈服强度低至1065MPa，是所有样品中最低的。这表明在试样的室温强度受到Nb元素含量的影响，Nb元素含量的减少导致室温强度的降低，结合微观形貌分析结果，其影响的微观机理是Nb元素对样品晶粒的细化作用。
表9 不同Nb元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品室温拉伸测试结果
| 样品炉号 | 试样状态 | 抗拉强度MPa | 屈服强度MPa | 延伸率％ | 断面收缩率％ |
| 炉-1 | 热变形 | 1217 | 1126 | 28.7 | 72.8 |
| 炉-16 | 热变形 | 1225 | 1117 | 29.5 | 71.4 |
| 炉-17 | 热变形 | 1134 | 1065 | 27.0 | 72.0 |
| 炉-18 | 热变形 | 1185 | 1093 | 27.6 | 69.5 |
| 炉-19 | 热变形 | 1162 | 1084 | 28.1 | 67.7 |
| 炉-20 | 热变形 | 1156 | 1078 | 28.6 | 74.1 |
| 炉-21 | 热变形 | 1144 | 1071 | 28.7 | 72.4 |
实施例5：N元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢室温拉伸性能的影响
共制备了7种不同N含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表10)，其中包括用于比对试验的对比样品5种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-E8对其室温拉伸性能进行了测试。
表10 不同N元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.032 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-22 | 0.037 | 21.87 | 0.76 | 0.68 | 0.42 | 1.98 | 16.59 | 0.18 | 0.004 | 0.016 | 余量 |
| 炉-23 | 0.031 | 21.42 | 0.65 | 0.68 | - | 2.02 | 16.48 | 0.14 | 0.001 | 0.019 | 余量 |
| 炉-24 | 0.032 | 21.87 | 0.72 | 0.55 | 0.46 | 2.11 | 16.29 | 0.14 | 0.001 | 0.018 | 余量 |
| 炉-25 | 0.031 | 21.51 | 0.66 | 0.47 | 0.55 | 1.92 | 16.94 | 0.14 | 0.002 | 0.017 | 余量 |
| 炉-26 | 0.039 | 21.68 | 0.77 | 0.36 | 0.47 | 1.97 | 16.57 | 0.14 | 0.004 | 0.015 | 余量 |
| 炉-27 | 0.037 | 21.88 | 0.57 | 0.28 | 0.49 | 1.98 | 16.87 | 0.16 | 0.003 | 0.017 | 余量 |
对不同N元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品进行了室温拉伸性能测试，结果表明：样品的室温抗拉强度和屈服强度受到N元素含量变化的显著影响。当N元素含量为0.66-0.68％时，炉-1和炉-22样品的室温抗拉强度高达1200MPa以上，屈服强度也均为1100MPa以上(表11)。然而，当N元素含量逐渐从0.68％降低至0.36％时，炉-23、炉-24、炉-25和炉-26样品的室温抗拉强度和屈服强度急剧降低；当N元素含量降低至0.28％时，炉-27样品的室温抗拉强度仅为957MPa，屈服强度仅为862MPa，远远低于炉-1和炉-22样品。另外，即使加入了0.40％以上的Nb元素，样品的室温强度仍然显著低于不含Nb元素的炉-23样品，表明N元素对样品的强化作用显著优于Nb元素。
表11 不同N元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品室温拉伸测试结果
| 样品炉号 | 试样状态 | 抗拉强度MPa | 屈服强度MPa | 延伸率％ | 断面收缩率％ |
| 炉-1 | 热变形 | 1217 | 1126 | 28.7 | 72.8 |
| 炉-22 | 热变形 | 1225 | 1117 | 29.5 | 71.4 |
| 炉-23 | 热变形 | 1134 | 1065 | 27.0 | 72.0 |
| 炉-24 | 热变形 | 1085 | 1014 | 28.6 | 69.8 |
| 炉-25 | 热变形 | 1032 | 953 | 28.7 | 70.7 |
| 炉-26 | 热变形 | 996 | 894 | 28.8 | 73.3 |
| 炉-27 | 热变形 | 957 | 862 | 29.1 | 71.4 |
实施例6：Mn元素含量对高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢点蚀性能的影响
共制备了3种不同Mn含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品(表12)，其中包括用于比对试验的对比样品2种；并按照美国材料与试验协会标准ASTM-G48之A法对其点蚀性能进行了测试。
表12 不同Mn元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品编号及成分
| 样品炉号 | C | Cr | Mo | N | Nb | Ni | Mn | Si | S | P | Fe |
| 炉-1 | 0.032 | 21.91 | 0.81 | 0.66 | 0.45 | 2.04 | 16.11 | 0.18 | 0.006 | 0.015 | 余量 |
| 炉-28 | 0.036 | 21.73 | 0.77 | 0.67 | 0.42 | 1.99 | 17.19 | 0.17 | 0.005 | 0.012 | 余量 |
| 炉-29 | 0.035 | 21.92 | 0.69 | 0.69 | 0.46 | 2.02 | 18.22 | 0.12 | 0.006 | 0.014 | 余量 |
对不同Mn元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品进行了点蚀性能测试，结果表明(表13)：表面尺寸为25mm×50mm的炉-1固溶态样品，其表面点蚀坑数量为2个，而相同状态、相同尺寸的炉-28和炉-29样品的表面点蚀坑数量急剧增加为8个和22个，这表明Mn元素含量的增加会导致高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品耐点蚀性能的恶化。通过进一步研究表明这是由于高Mn含量体系中，部分Mn元素易于在材料基体内部形成MnS颗粒状夹杂物，从而导致点蚀坑易于形成。本研究结果表明：如果Mn元素含量高于17％，则将导致高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品表面易于产生较多数量的点蚀坑，无法保证良好的耐点蚀性能。
表13 不同Mn元素含量的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢样品点蚀测试结果
| 样品炉号 | 试样状态 | 样品表面尺寸 | 点蚀坑数量/个 |
| 炉-1 | 固溶 | 25mm×50mm | 2 |
| 炉-28 | 固溶 | 25mm×50mm | 8 |
| 炉-29 | 固溶 | 25mm×50mm | 22 |
以上所述仅为本发明的较佳实施例，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。
Claims (3)
1.一种高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢的制造方法，其特征在于，工艺步骤为：
(1)依据下列元素重量百分比熔炼钢水：21.5≤Cr≤22.5，0.5≤Mo≤1.5，C≤0.040，0.65≤N≤0.75，0.40≤Nb≤0.50，1.95≤Ni≤2.05，16.0≤Mn≤17.0，Si≤0.20，P≤0.020，S≤0.010，余量为Fe，并保证：Cr(wt.％)+3.3×Mo(wt.％)+16.0×N(wt.％)≥33.0；
(2)采用电炉+氩氧脱碳+电渣重熔的方法制得电渣钢坯；
(3)电渣钢坯通过高温热处理炉加热并保温；高温热处理炉的加热温度为1230℃～1240℃，加热时间为3h～6h；
(4)电渣钢坯出炉后立即经过快锻机锻造为开坯钢坯；快锻机锻造的终锻温度为1050℃～1080℃，锻造总时间为10min～20min；
(5)开坯钢坯为圆柱体，端面直径根据成品径锻钢坯的尺寸和终锻变形量实际计算，端面直径为200mm～300mm，终锻变形量为10％～22％；
(6)开坯钢坯通过高温热处理炉回炉保温；回炉保温的加热温度为1230℃～1240℃，加热时间为1.5h～2h；
(7)开坯钢坯经过回炉处理后出炉，立即经过径锻机锻造为径锻钢坯；径锻机锻造的终锻温度为950℃～1000℃，径锻时间为5min～15min；
(8)径锻完成后将径锻钢坯进行水冷处理。
2.一种根据权利要求1所述的制造方法制造的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢，其特征在于，所述高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢的各元素重量百分比为：21.5≤Cr≤22.5，0.5≤Mo≤1.5，C≤0.040，0.65≤N≤0.75，0.40≤Nb≤0.50，1.95≤Ni≤2.05，16.0≤Mn≤17.0，Si≤0.20，P≤0.020，S≤0.010，余量为Fe。
3.根据权利要求2所述的高性能无磁钻铤用高氮奥氏体不锈钢，其特征在于所述Cr元素、Mo元素和N元素含量需满足公式PRE＝Cr(wt.％)+3.3×Mo(wt.％)+16.0×N(wt.％)≥33.0的要求，PRE为不锈钢的点蚀指数。
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