热处理工艺对NM500耐磨钢组织和力学性能的影响

D0L:10.13374/.issn1001-053x.2013.08.008 第35卷第8期 北京科技大学学报 Vol.35 No.8 2013年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2013 热处理工艺对NM500耐磨钢组织和力学性能的影 响 胡日荣，蔡庆伍，武会宾四，唐获 北京科技大学冶金工程研究院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:wuhb@ustb.cdu.cn 摘要通过扫描电子显微镜，电子背散射衍射、透射电子显微镜以及力学分析等方法研究了在线淬火-回火(DQ-T)和 再加热淬火-回火(RQ-T)对NM5O0耐磨钢组织和性能的影响，并讨论了不同热处理工艺的强化机理.发现试样经过不 同的热处理工艺后在较高的强度下均能保持良好的韧性.由于位错密度的增加和更细的马氏体板条束尺寸，DQT试样 的抗拉强度和硬度明显高于RQT试样，但是强度的增加并没有造成韧性和塑性急剧的降低.再加热淬火温度对RQ-T 试样的强度影响较大，当淬火温度较低时，马氏体板条束得到细化，这种细晶强化作用有效地提高了Q-T试样的强度 关键词耐磨钢：淬火：微观结构：力学性能：晶粒细化：马氏体 分类号TG142.1:TG142.72 Heat treatment infuence on the microstructure and mechanical prop- erties of NM500 wear resistant steel HURi-rong,CAI Qing-u,WU Hui-bin凶，TANG Di Metallurgical Engineering Research Institute,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wuhb@ustb.edu.cn ABSTRACT The effects of direct quenching-tempering (DQ-T)and reheat quenching-tempering(RQ-T)on the microstructure and mechanical properties of NM500 wear resistant steel were studied by scanning electron microscopy, electron back-scattered diffraction,transmission electron microscopy,and mechanical testing.The strengthening mecha- nisms of these heat treatment processes were also discussed in the paper.It is found that samples treated by DQ-T and RQ-T both have good ductility and high strength.The tensile strength and hardness of the DQ-T sample are superior to those of the RQ-T sample due to higher densities of dislocations and smaller sizes of martensite blocks,but the impact toughness and ductility of the DQ-T sample do not drop significantly.For the RQ-T sample,reheat quenching temperature has a remarkable effect on the strength,and fine blocks can be obtained when the quenching temperature is not high.This grain refinement strengthening can be an effective method to increase the strength of the RQ-T sample. KEY WORDS wear resistant steel;quenching;microstructure;mechanical properties;grain refinement;martensite 低合金耐磨钢广泛应用于采矿设备、矿物运 蒂森克虏伯公司能稳定生产硬度为500HBW以下 输、建筑机械以及农业等工程机械领域.研究表明， 的耐磨钢板，瑞钢奥克隆德悍达系列耐磨钢板的硬 材料的耐磨损性能与硬度和韧性密切相关.随着硬 度甚至能达到700HBW,而国内主要生产硬度400 度的提高，材料的耐磨损性能随之增强1-②习.通常 HBW以下的钢板，超过450HBW的产品还需依赖 情况下，耐磨钢主要通过合适的淬火-回火(Q-T)工 进口. 艺以获得强度和韧性的良好结合周.德国迪林根和 与传统的再加热淬火(RQ)相比，在线淬火 收稿日期：2012-12-03 基金项目：因家高技术研究发展计划资助项目(2012AA03A508)

第 35 卷 第 8 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 8 2013 年 8 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug. 2013 热处理工艺对 NM500 耐磨钢组织和力学性能的影 响 胡日荣，蔡庆伍，武会宾 ，唐 荻 北京科技大学冶金工程研究院，北京 100083 通信作者，E-mail: wuhb@ustb.edu.cn 摘 要 通过扫描电子显微镜，电子背散射衍射、透射电子显微镜以及力学分析等方法研究了在线淬火–回火 (DQ-T) 和 再加热淬火–回火 (RQ-T) 对 NM500 耐磨钢组织和性能的影响，并讨论了不同热处理工艺的强化机理. 发现试样经过不 同的热处理工艺后在较高的强度下均能保持良好的韧性. 由于位错密度的增加和更细的马氏体板条束尺寸，DQ-T 试样 的抗拉强度和硬度明显高于 RQ-T 试样，但是强度的增加并没有造成韧性和塑性急剧的降低. 再加热淬火温度对 RQ-T 试样的强度影响较大，当淬火温度较低时，马氏体板条束得到细化，这种细晶强化作用有效地提高了 RQ-T 试样的强度. 关键词 耐磨钢；淬火；微观结构；力学性能；晶粒细化；马氏体 分类号 TG142.1; TG142.72 Heat treatment influence on the microstructure and mechanical prop￾erties of NM500 wear resistant steel HU Ri-rong, CAI Qing-wu, WU Hui-bin , TANG Di Metallurgical Engineering Research Institute, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China Corresponding author, E-mail: wuhb@ustb.edu.cn ABSTRACT The effects of direct quenching-tempering (DQ-T) and reheat quenching-tempering (RQ-T) on the microstructure and mechanical properties of NM500 wear resistant steel were studied by scanning electron microscopy, electron back-scattered diffraction, transmission electron microscopy, and mechanical testing. The strengthening mecha￾nisms of these heat treatment processes were also discussed in the paper. It is found that samples treated by DQ-T and RQ-T both have good ductility and high strength. The tensile strength and hardness of the DQ-T sample are superior to those of the RQ-T sample due to higher densities of dislocations and smaller sizes of martensite blocks, but the impact toughness and ductility of the DQ-T sample do not drop significantly. For the RQ-T sample, reheat quenching temperature has a remarkable effect on the strength, and fine blocks can be obtained when the quenching temperature is not high. This grain refinement strengthening can be an effective method to increase the strength of the RQ-T sample. KEY WORDS wear resistant steel; quenching; microstructure; mechanical properties; grain refinement; martensite 低合金耐磨钢广泛应用于采矿设备、矿物运 输、建筑机械以及农业等工程机械领域. 研究表明， 材料的耐磨损性能与硬度和韧性密切相关. 随着硬 度的提高，材料的耐磨损性能随之增强[1−2] . 通常 情况下，耐磨钢主要通过合适的淬火–回火 (Q-T) 工 艺以获得强度和韧性的良好结合[3] . 德国迪林根和 蒂森克虏伯公司能稳定生产硬度为 500 HBW 以下 的耐磨钢板，瑞钢奥克隆德悍达系列耐磨钢板的硬 度甚至能达到 700 HBW，而国内主要生产硬度 400 HBW 以下的钢板，超过 450 HBW 的产品还需依赖 进口[4] . 与传统的再加热淬火 (RQ) 相比，在线淬火 收稿日期：2012–12–03 基金项目：国家高技术研究发展计划资助项目 (2012AA03A508) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.08.008

.1016 北京科技大学学报 第35卷 (DQ)将轧制后的钢板直接淬火，钢板不需要再加 至850℃时，直接水淬至室温，回火工艺为200℃ 热工序，因此能够缩短生产周期，降低成本，提高 保温0.5h:对RQ工艺，按照图1(b)所示，轧制后 生产效率，节约能源.此外在线淬火能够提高材料 按直接空冷至室温，然后分别加热至850℃(RQ1)、 的某些特性，比如强度、淬透性以及焊接性能5-刀. 900℃(RQ2)和950℃(RQ3)淬火，回火工艺同样 本文研究了DQ-T和RQ-T对NM500耐磨钢的力 为200℃保温0.5h. 学性能、奥氏体晶粒以及显微组织的影响，并分析 了DQ-T和RQ-T的强化机制. 表1实验NM500耐磨钢化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of experimental NM500 1 实验材料和方法 wear resistant steel % 实验钢采用25kg真空感应炉冶炼，化学成分 C Si Mn Cr Mo+V+Ti+B Fe 0.30.3 0.650.9 ≤0.3 余量 见表1.在1200℃下锻造成截面80mm×80mm的 长方形坯料.通过DL805A热分析仪进行连续冷 拉伸和冲击试样均沿轧制方向切取.拉伸试验在 却相变(CCT)实验测得TAe1和TAca分别为753 CMT-4105型万能试验机上进行，依据GB/T228一 和811℃.轧制及热处理工艺流程图见图1.将钢 2002,采用直径为5mm,标距为25mm的圆棒拉 板加热至1200℃，保温2h后采用两阶段控轧.粗 伸试样.冲击试验在JB-30B型冲击试验机上依据 轧阶段开轧温度为1050℃左右，为了充分细化奥 GB/T229一2007进行，采用标准的V型缺口冲击 氏体晶粒，道次形变为20%30%，粗轧终轧温度在 试样，试样尺寸为10mm×10mm×55mm,试验温 1000℃左右，待温度降至950℃开始精轧阶段.在 度为-20℃.采用HB-3000布氏硬度计测取钢板表 精轧的前几个道次，道次形变量在20%左右，目的 面布氏硬度值.使用线切割机在热处理处后钢板上 是在奥氏体内部形成高密度的变形带，在相变过程 取样，对轧向垂直截面进行砂纸打磨、抛光.使用 中提供更多的形核点.在最后几个道次为了控制板 过饱和苦味酸水溶液浸蚀原始奥氏体组织，采用配 形，采用较小的道次压下量，但是在此阶段的累计 置电子背散射衍射(EBSD)系统的Zeiss ultra55场 形变量大于60%，最终轧制成12mm厚钢板.对 发射扫描电子显微镜(FESEM)和HITACHI H8100 DQ-T工艺，按图1(a)所示，将轧制后的钢板冷却 透射电子显微镜(TEM)进行微观组织观察和分析. +(a)1200℃ +D)1200℃ 重新奥氏体化 水冷 水冷 回火 空冷 回火 t/h t/h 图1热处理工艺流程图.(a)DQ-T:(b)RQ-T Fig.1 Schematic diagram of different heat treatment processes:(a)DQ-T;(b)RQ-T 2实验结果和分析 所有试样的布氏硬度等级均超过470HBW,满足 2.1力学性能 GB/T24186一2009中NM500级别的要求.与RQ- 热处理后试样的力学性能见表2.由表2可知， T试样相比，DQ-T试样的抗拉强度和布氏硬度明 表2实验钢不同热处理工艺后的力学性能 Table 2 Mechanical properties of the steel after different heat treatment processes 热处理工艺 抗拉强度/MPa 延伸率/% 布氏硬度，HBW -20℃冲击功/J DQ-T 1761 12.92 518 33.2 RQ1-T 1715 12.90 501 31.8 RQ2-T 1722 13.01 507 32.4 RQ3-T 1607 14.12 490 35.3

· 1016 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 (DQ) 将轧制后的钢板直接淬火，钢板不需要再加 热工序，因此能够缩短生产周期，降低成本，提高 生产效率，节约能源. 此外在线淬火能够提高材料 的某些特性，比如强度、淬透性以及焊接性能[5−7] . 本文研究了 DQ-T 和 RQ-T 对 NM500 耐磨钢的力 学性能、奥氏体晶粒以及显微组织的影响，并分析 了 DQ-T 和 RQ-T 的强化机制. 1 实验材料和方法 实验钢采用 25 kg 真空感应炉冶炼，化学成分 见表 1. 在 1200 ℃下锻造成截面 80 mm×80 mm 的 长方形坯料. 通过 DIL805A 热分析仪进行连续冷 却相变 (CCT) 实验测得 TAc1 和 TAc3 分别为 753 和 811 ℃. 轧制及热处理工艺流程图见图 1. 将钢 板加热至 1200 ℃，保温 2 h 后采用两阶段控轧. 粗 轧阶段开轧温度为 1050 ℃左右，为了充分细化奥 氏体晶粒，道次形变为 20%∼30%，粗轧终轧温度在 1000 ℃左右，待温度降至 950 ℃开始精轧阶段. 在 精轧的前几个道次，道次形变量在 20%左右，目的 是在奥氏体内部形成高密度的变形带，在相变过程 中提供更多的形核点. 在最后几个道次为了控制板 形，采用较小的道次压下量，但是在此阶段的累计 形变量大于 60%，最终轧制成 12 mm 厚钢板. 对 DQ-T 工艺，按图 1(a) 所示，将轧制后的钢板冷却 至 850 ℃时，直接水淬至室温，回火工艺为 200 ℃ 保温 0.5 h；对 RQ 工艺，按照图 1(b) 所示，轧制后 按直接空冷至室温，然后分别加热至 850 ℃ (RQ1)、 900 ℃ (RQ2) 和 950 ℃ (RQ3) 淬火，回火工艺同样 为 200 ℃保温 0.5 h. 表 1 实验 NM500 耐磨钢化学成分 (质量分数) Table 1 Chemical composition of experimental NM500 wear resistant steel % C Si Mn Cr Mo+V+Ti+B Fe 0.3 0.3 0.65 0.9 6 0.3 余量 拉伸和冲击试样均沿轧制方向切取. 拉伸试验在 CMT-4105 型万能试验机上进行，依据 GB/T228— 2002，采用直径为 5 mm，标距为 25 mm 的圆棒拉 伸试样. 冲击试验在 JB-30B 型冲击试验机上依据 GB/T229—2007 进行，采用标准的 V 型缺口冲击 试样，试样尺寸为 10 mm×10 mm×55 mm，试验温 度为 –20 ℃. 采用 HB-3000 布氏硬度计测取钢板表 面布氏硬度值. 使用线切割机在热处理处后钢板上 取样，对轧向垂直截面进行砂纸打磨、抛光. 使用 过饱和苦味酸水溶液浸蚀原始奥氏体组织，采用配 置电子背散射衍射 (EBSD) 系统的 Zeiss ultra 55 场 发射扫描电子显微镜 (FESEM) 和 HITACHI H8100 透射电子显微镜 (TEM) 进行微观组织观察和分析. 图 1 热处理工艺流程图. (a) DQ-T;(b) RQ-T Fig.1 Schematic diagram of different heat treatment processes: (a) DQ-T;(b) RQ-T 2 实验结果和分析 2.1 力学性能 热处理后试样的力学性能见表 2. 由表 2 可知， 所有试样的布氏硬度等级均超过 470 HBW，满足 GB/T 24186—2009 中 NM500 级别的要求. 与 RQ￾T 试样相比，DQ-T 试样的抗拉强度和布氏硬度明 表 2 实验钢不同热处理工艺后的力学性能 Table 2 Mechanical properties of the steel after different heat treatment processes 热处理工艺 抗拉强度/MPa 延伸率/% 布氏硬度, HBW –20 ℃冲击功/J DQ-T 1761 12.92 518 33.2 RQ1-T 1715 12.90 501 31.8 RQ2-T 1722 13.01 507 32.4 RQ3-T 1607 14.12 490 35.3

第8期 胡日荣等：热处理工艺对NM500耐磨钢组织和力学性能的影响 ·1017· 显高于RQ-T试样，分别达到1761MPa和5182.2奥氏体晶粒 HBW,而-20℃冲击功和延伸率方面，二者基本 图2显示了试样经过不同热处理工艺后的奥氏 相同，在30J以上.表明DQ-T试样在强度明显增 体晶粒.DQ-T试样经过低温回火后，部分晶粒仍然 加的情况下仍保持良好的韧性.对RQ-T而言，当 保持着轧制后的压扁状态，并且晶粒大小明显不均 淬火温度从850℃升高到900℃时，抗拉强度、布 匀.三种RQ-T试样表现为等轴晶粒，利用Image- 氏硬度以及冲击功变化不明显：当淬火温度增加到 Proplus软件计算统计了奥氏体晶粒尺寸，统计结 950℃时，抗拉强度和布氏硬度明显下降，而冲击 果见表3，DQ-T试样的平均尺寸为12.15um;RQ- 功和延伸稍有增加.因此对RQ-T而言，在900℃ T试样的奥氏体晶粒尺寸随着淬火温度的升高，尺 淬火+200℃回火0.5h的综合力学性能较好. 寸由9.14m增加到18.79um. b) 50m 50 pm (d) 50μm 50μm 图2实验用钢的奥氏体品粒.(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(c)RQ2-T:(d)RQ3-T Fig.2 Prior austenite grains in the steel:(a)DQ-T;(b)RQ1-T;(c)RQ2-T;(d)RQ3-T 表3不同热处理工艺后实验钢的奥氏体品粒尺寸 知，与RQ-T试样相比，DQ-T试样中的小角度晶 Table 3 Prior austenite grain size of the steel after different 界的相对频率更高.RQ-T三组试样中的取向差分 heat treatment processes 布比较相似.通过平均截线法测量了马氏体内部板 热处理工艺 DQ-T RQ1-T RQ2-T RQ3-T 条束的尺寸，统计结果见表4.DQ-T试样的马氏体 晶粒尺寸/m 12.15 9.14 11.01 18.79 板条束宽度最小，为1.39um:RQ1-T和RQ2-T试 2.3显微组织 样的宽度稍微有些增加，达到1.5m左右：当再加 图3是试样分别经过DQ-T和RQ-T工艺处 热淬火温度升高到950℃，马氏体板条束的宽度急 理后的扫描电镜像.从图中可以看出，经过200℃ 剧增加到2.1m. 回火的两种淬火试样组织均为细小均匀的回火马氏 2.5透射电镜观察 体，奥氏体晶界比较模糊，各马氏体内板条束之间 经过DQ-T和RQ-T处理后试样的透射电镜像 互相交叉分割，有着较大的位向差，在板条内部有 如图6所示.由图可知，试样虽然经过不同的热处 细小均匀的碳化物颗粒析出 理，马氏体的板条均接近平行排列.由图6(a)可 2.4电子背散射 以看出DQ-T试样中板条平直，界面明显，宽度约 通过电子背散射衍射技术对四种工艺处理后 200nm,内部有大量位错缠绕.如图6(d)所示，RQ 实验钢的组织进行晶粒取向差分析如图4和图5.T试样经过了重新奥氏化，板条界面原子间互扩 图中黑线表示晶体取向大于15°的大角度晶界界 散、合并和重组，相界面变得模糊，亚结构稍微有些 面，红线表示3°~15°的小角度晶界界面.由图可 粗化

第 8 期 胡日荣等：热处理工艺对 NM500 耐磨钢组织和力学性能的影响 1017 ·· 显高于 RQ-T 试样，分别达到 1761 MPa 和 518 HBW，而 –20 ℃冲击功和延伸率方面，二者基本 相同，在 30 J 以上. 表明 DQ-T 试样在强度明显增 加的情况下仍保持良好的韧性. 对 RQ-T 而言，当 淬火温度从 850 ℃升高到 900 ℃时，抗拉强度、布 氏硬度以及冲击功变化不明显；当淬火温度增加到 950 ℃时，抗拉强度和布氏硬度明显下降，而冲击 功和延伸稍有增加. 因此对 RQ-T 而言，在 900 ℃ 淬火 +200 ℃回火 0.5 h 的综合力学性能较好. 2.2 奥氏体晶粒 图 2 显示了试样经过不同热处理工艺后的奥氏 体晶粒. DQ-T 试样经过低温回火后，部分晶粒仍然 保持着轧制后的压扁状态，并且晶粒大小明显不均 匀. 三种 RQ-T 试样表现为等轴晶粒，利用 Image￾Proplus 软件计算统计了奥氏体晶粒尺寸，统计结 果见表 3，DQ-T 试样的平均尺寸为 12.15 µm；RQ￾T 试样的奥氏体晶粒尺寸随着淬火温度的升高，尺 寸由 9.14 µm 增加到 18.79 µm. 图 2 实验用钢的奥氏体晶粒. (a) DQ-T；(b) RQ1-T；(c) RQ2-T；(d) RQ3-T Fig.2 Prior austenite grains in the steel: (a) DQ-T; (b) RQ1-T; (c) RQ2-T; (d) RQ3-T 表 3 不同热处理工艺后实验钢的奥氏体晶粒尺寸 Table 3 Prior austenite grain size of the steel after different heat treatment processes 热处理工艺 DQ-T RQ1-T RQ2-T RQ3-T 晶粒尺寸/µm 12.15 9.14 11.01 18.79 2.3 显微组织 图 3 是试样分别经过 DQ-T 和 RQ-T 工艺处 理后的扫描电镜像. 从图中可以看出，经过 200 ℃ 回火的两种淬火试样组织均为细小均匀的回火马氏 体，奥氏体晶界比较模糊，各马氏体内板条束之间 互相交叉分割，有着较大的位向差，在板条内部有 细小均匀的碳化物颗粒析出. 2.4 电子背散射 通过电子背散射衍射技术对四种工艺处理后 实验钢的组织进行晶粒取向差分析如图 4 和图 5. 图中黑线表示晶体取向大于 15◦ 的大角度晶界界 面，红线表示 3 ◦∼15◦ 的小角度晶界界面. 由图可 知，与 RQ-T 试样相比，DQ-T 试样中的小角度晶 界的相对频率更高. RQ-T 三组试样中的取向差分 布比较相似. 通过平均截线法测量了马氏体内部板 条束的尺寸，统计结果见表 4. DQ-T 试样的马氏体 板条束宽度最小，为 1.39 µm；RQ1-T 和 RQ2-T 试 样的宽度稍微有些增加，达到 1.5 µm 左右；当再加 热淬火温度升高到 950 ℃，马氏体板条束的宽度急 剧增加到 2.1 µm. 2.5 透射电镜观察 经过 DQ-T 和 RQ-T 处理后试样的透射电镜像 如图 6 所示. 由图可知，试样虽然经过不同的热处 理，马氏体的板条均接近平行排列. 由图 6(a) 可 以看出 DQ-T 试样中板条平直，界面明显，宽度约 200 nm，内部有大量位错缠绕. 如图 6(d) 所示，RQ￾T 试样经过了重新奥氏化，板条界面原子间互扩 散、合并和重组，相界面变得模糊，亚结构稍微有些 粗化

.1018 北京科技大学学报 第35卷 d) WD-Im Mag-5mKX 图3不同热处理工艺后实验钢的扫描电镜像.(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(c)RQ2.T:(d)RQ3-T Fig.3 SEM images of the steel after different heat treatment processes:(a)DQ-T;(b)RQ1-T;(c)RQ2-T;(d)RQ3-T b) (c d 图4不同热处理工艺后实验钢的电子背散射衍射色带对比.(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(C)RQ2-T:(d)RQ3-T Fig.4 EBSD band contrast of the steel after different treatment processes:(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(c)RQ2-T:(d)RQ3-T 3讨论 抗拉强度明显高于RQ-T系列，其中固溶强化和析 钢的强化机制包括固溶强化、位错强化、析出 出强化在成分相同的DQ-T和RQ-T试样中作用接 强化和细晶强化等8.由表2可知，DQ-T试样的 近.如图5所示，DQ-T试样的小角度晶界分数明

· 1018 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 3 不同热处理工艺后实验钢的扫描电镜像. (a) DQ-T；(b) RQ1-T；(c) RQ2-T；(d) RQ3-T Fig.3 SEM images of the steel after different heat treatment processes: (a) DQ-T; (b) RQ1-T; (c) RQ2-T; (d) RQ3-T 图 4 不同热处理工艺后实验钢的电子背散射衍射色带对比. (a) DQ-T；(b) RQ1-T；(c) RQ2-T；(d) RQ3-T Fig.4 EBSD band contrast of the steel after different treatment processes: (a) DQ-T; (b) RQ1-T; (c) RQ2-T; (d) RQ3-T 3 讨论 钢的强化机制包括固溶强化、位错强化、析出 强化和细晶强化等[8] . 由表 2 可知，DQ-T 试样的 抗拉强度明显高于 RQ-T 系列，其中固溶强化和析 出强化在成分相同的 DQ-T 和 RQ-T 试样中作用接 近[9] . 如图 5 所示，DQ-T 试样的小角度晶界分数明

第8期 胡日荣等：热处理工艺对NM500耐磨钢组织和力学性能的影响 ·1019· 0.12{(a 0.12b) 0.10- 0.10- 0.08 0.08 0.06 0.04 0.04 0.02 0.02 0.00 0.00 10 20304050 60 10 2030 40 50 60 取向角/() 取向角/( 0.12{(c) 0.12d) 0.10 0.10 ￥0.08 0.08 0.06 0.04 0.04 0.02 0.02 0.00 ■ 0.00 10 2030405060 10 2030405060 取向角/() 取向角/() 图5不同热处理工艺后实验钢的品界取向差分布图.(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(c)RQ2.T:(d)RQ3-T Fig.5 Distribution of boundary misorientation angle in the steel after different heat treatment processes:(a)DQ-T;(b)RQ1-T; (c)RQ2-T;(d)RQ3-T 显高于RQ-T系列.根据金属学原理，小角度晶界 的位错密度，而RQT试样经过充分静态再结晶， 通常是由许多刃位错排列汇集成的一个平面，小角 表4不同热处理工艺后实验钢的板条束尺寸 度晶界频率高，代表着较高的位错密度.这是因为 Table 4 Block size of the steel after different heat treatment DQ过程中组织并不均匀，轧制形成的变形带、位 processes 错和亚结构在淬火的过程中被保留下来，低温回火 热处理工艺DQ-T RQ1-T RQ2-T RQ3-T 也不足以抵消这些缺陷，因此DQ-T试样有着较高 板条束尺寸/m1.39 1.57 1.52 2.10 0.5um 0.5m 0.5um 0.5m 图6实验钢不同热处理工艺后的透射电镜像.(a)DQ-T:(b)RQ1-T:(c)RQ2-T:(d)RQ3-T Fig.6 TEM images of the steel after different heat treatment processes:(a)DQ-T;(b)RQ1-T;(c)RQ2-T;(d)RQ3-T

第 8 期 胡日荣等：热处理工艺对 NM500 耐磨钢组织和力学性能的影响 1019 ·· 图 5 不同热处理工艺后实验钢的晶界取向差分布图. (a) DQ-T；(b) RQ1-T；(c) RQ2-T；(d) RQ3-T Fig.5 Distribution of boundary misorientation angle in the steel after different heat treatment processes: (a) DQ-T; (b) RQ1-T; (c) RQ2-T; (d) RQ3-T 显高于 RQ-T 系列. 根据金属学原理，小角度晶界 通常是由许多刃位错排列汇集成的一个平面，小角 度晶界频率高，代表着较高的位错密度. 这是因为 DQ 过程中组织并不均匀，轧制形成的变形带、位 错和亚结构在淬火的过程中被保留下来，低温回火 也不足以抵消这些缺陷，因此 DQ-T 试样有着较高 的位错密度，而 RQ-T 试样经过充分静态再结晶， 表 4 不同热处理工艺后实验钢的板条束尺寸 Table 4 Block size of the steel after different heat treatment processes 热处理工艺 DQ-T RQ1-T RQ2-T RQ3-T 板条束尺寸/µm 1.39 1.57 1.52 2.10 图 6 实验钢不同热处理工艺后的透射电镜像. (a) DQ-T；(b) RQ1-T；(c) RQ2-T；(d) RQ3-T Fig.6 TEM images of the steel after different heat treatment processes: (a) DQ-T; (b) RQ1-T; (c) RQ2-T; (d) RQ3-T

.1020 北京科技大学学报 第35卷 在这个过程中，位错通过重新组合调整、滑动而相 loy correlation.Wear,1999,225(2):1031 互对消，造成了位错密度的下降同.因此与RQ-T [3]Zhen F,Wang W,Yang H,et al.Effect of heat treatment 试样相比，位错强化是DQ-T试样强度增加的一个 on microstructure and mechanical properties of HB400 重要原因.另一方面，在典型的马氏体组织中，奥氏 grade high strength abrasion resistant steel.J Iron Steel 体晶粒被分割成若干个马氏体领域，每个马氏体领 Res Int,2011,18(Suppl 1):637 [4]Luo L J.Overview of high strength wear resistant steel 域内，在相近惯习面上，由于晶体取向不同而划分 production abroad.Wide Heavy Plate,2008,14(3):46 为不同的马氏体板条束，在板条束内部，是由若干 (罗丽军。国外高强度耐磨钢生产概述.宽厚板.2008， 晶体学位相一致的板条组成0.如图6所示，热处 14(3):46) 理工艺对马氏体板条的尺寸影响并不大.但是，由 [5]Meysami A H,Ghasemzadeh R,Seyedein S H,et al.An 表4可知，DQ-T以及RQ1-T、RQ2-T试样的板条 investigation on the microstructure and mechanical prop- 束尺寸较小，强度较高，随着再加热淬火温度的提 erties of direct quenched and tempered AISI 4140 steel. 高，RQ3-T试样的板条束尺寸增加时，抗拉强度明 Mater Des,2010.31(3):1570 显下降.因为马氏体板条的宽度与性能并无直接关 [6 Dhua S K,Sen S K.Effect of direct quenching on the mi- 系，马氏体板条束的尺寸是控制马氏体组织强度的 crostructure and mechanical properties of the lean chem- istry HSLA-100 steel plates.Mater Sci Eng A,2011, 最小有效单元，而板条束的大小与奥氏体晶粒尺寸 528(21):6356 有关，细化奥氏体晶粒，从而减小板条束尺寸，能 [7]Wang L J,Wu H B,Yu W,et al.Tempering microstruc- 够达到细晶强化的作用1-13).因此细化有效晶粒 ture and mechanical properties of low carbon bainitic steel 尺寸能够提高DQ-T和RQ-T试样的强度. directly quenched.J Mater Eng,2011(3):36 (王立军，武会宾，余伟，等.直接淬火低碳贝氏体钢的回 4结论 火组织与力学性能.材料工程，2011(3)：36) (1)NM500耐磨钢经过DQ-T和RQ-T不同的 [8]Wang Y M,Li M Y,Wei G.Control Rolling and Control 热处理工艺后均能满足工程机械用高强度低合金耐 Cooling of the Steel Plates.2nd Ed.Beijing:Metallurgi- 磨钢板GB/T24186一2009的要求，DQ-T工艺的力 cal Industry Press,2009 学性能要明显优于RQ-T,对RQ-T工艺，在900℃ (王有铭，李曼云，韦光.钢材的控制轧制和控制冷却2版 北京：冶金工业出版社，2009) 淬火+200℃回火0.5h后获得的综合力学性能 [9]Zhao YL,Shi J,Cao W Q,et al.Effect of direct quenching 较好. on microstructure and mechanical properties of medium- (2)与RQ-T相比，DQ-T试样有着更高的位错 carbon Nb-bearing steel.J Zhejiang Univ Sci A,2010, 密度和更细的板条束宽度，因而抗拉强度和硬度较 11(10):776 高，其强化机制主要为位错强化和细晶强化.随着 [10]Morris J William Jr.Comments on the microstructure 再加热淬火温度的降低，RQ-T试样的强度增加主 and properties of ultrafine grained steel.ISIJ Int,2008, 要依靠细化板条束引起的细晶强化. 48(8):1063 [11]Luo Z J,Shen J C,Su H.et al.Effect of substructure on toughness of lath martensite/bainite mixed structure 参考文献 in low-carbon steels.J Iron Steel Res Int,2010,17(11):40 [12]Zhang CY,Wang Q F,Ren J X,et al.Effect of martensitic [1]Jha A K,Prasad B K,Modi O P,et al.Correlating morphology on mechanical properties of an as-quenched microstructural features and mechanical properties with and tempered 25CrMo48V steel.Mater Sci Eng A,2012 abrasion resistance of a high strength low alloy steel. 534:339 Wear,2003.254(1/2):120 [13]Morito S,Yoshida H,Maki T,et al.Effect of block size [2]Hawk J A,Wilson R D,Tylczak J H,et al.Laboratory on the strength of lath martensite in low carbon steels abrasive wear tests:investigation of test methods and al- Mater Sci Eng A,2006,438-440:237

· 1020 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 在这个过程中，位错通过重新组合调整、滑动而相 互对消，造成了位错密度的下降[5] . 因此与 RQ-T 试样相比，位错强化是 DQ-T 试样强度增加的一个 重要原因. 另一方面，在典型的马氏体组织中，奥氏 体晶粒被分割成若干个马氏体领域，每个马氏体领 域内，在相近惯习面上，由于晶体取向不同而划分 为不同的马氏体板条束，在板条束内部，是由若干 晶体学位相一致的板条组成[10] . 如图 6 所示，热处 理工艺对马氏体板条的尺寸影响并不大. 但是，由 表 4 可知，DQ-T 以及 RQ1-T、RQ2-T 试样的板条 束尺寸较小，强度较高，随着再加热淬火温度的提 高，RQ3-T 试样的板条束尺寸增加时，抗拉强度明 显下降. 因为马氏体板条的宽度与性能并无直接关 系，马氏体板条束的尺寸是控制马氏体组织强度的 最小有效单元，而板条束的大小与奥氏体晶粒尺寸 有关，细化奥氏体晶粒，从而减小板条束尺寸，能 够达到细晶强化的作用[11−13] . 因此细化有效晶粒 尺寸能够提高 DQ-T 和 RQ-T 试样的强度. 4 结论 (1) NM500 耐磨钢经过 DQ-T 和 RQ-T 不同的 热处理工艺后均能满足工程机械用高强度低合金耐 磨钢板 GB/T 24186—2009 的要求，DQ-T 工艺的力 学性能要明显优于 RQ-T，对 RQ-T 工艺，在 900 ℃ 淬火 +200 ℃回火 0.5 h 后获得的综合力学性能 较好. (2) 与 RQ-T 相比，DQ-T 试样有着更高的位错 密度和更细的板条束宽度，因而抗拉强度和硬度较 高，其强化机制主要为位错强化和细晶强化. 随着 再加热淬火温度的降低，RQ-T 试样的强度增加主 要依靠细化板条束引起的细晶强化. 参 考 文 献 [1] Jha A K, Prasad B K, Modi O P, et al. Correlating microstructural features and mechanical properties with abrasion resistance of a high strength low alloy steel. Wear, 2003, 254(1/2): 120 [2] Hawk J A, Wilson R D, Tylczak J H, et al. Laboratory abrasive wear tests: investigation of test methods and al￾loy correlation. Wear, 1999, 225(2): 1031 [3] Zhen F, Wang W, Yang H, et al. Effect of heat treatment on microstructure and mechanical properties of HB400 grade high strength abrasion resistant steel. J Iron Steel Res Int, 2011, 18(Suppl 1): 637 [4] Luo L J. Overview of high strength wear resistant steel production abroad. Wide Heavy Plate, 2008,14(3):46 (罗丽军. 国外高强度耐磨钢生产概述. 宽厚板. 2008, 14(3): 46) [5] Meysami A H, Ghasemzadeh R, Seyedein S H, et al. An investigation on the microstructure and mechanical prop￾erties of direct quenched and tempered AISI 4140 steel. Mater Des, 2010, 31(3):1570 [6] Dhua S K, Sen S K. Effect of direct quenching on the mi￾crostructure and mechanical properties of the lean chem￾istry HSLA-100 steel plates. Mater Sci Eng A, 2011, 528(21): 6356 [7] Wang L J, Wu H B, Yu W, et al. Tempering microstruc￾ture and mechanical properties of low carbon bainitic steel directly quenched. J Mater Eng, 2011(3): 36 (王立军，武会宾，余伟，等. 直接淬火低碳贝氏体钢的回 火组织与力学性能. 材料工程, 2011(3): 36) [8] Wang Y M, Li M Y, Wei G. Control Rolling and Control Cooling of the Steel Plates. 2nd Ed. Beijing: Metallurgi￾cal Industry Press, 2009 (王有铭，李曼云，韦光. 钢材的控制轧制和控制冷却.2 版. 北京：冶金工业出版社，2009) [9] Zhao Y L, Shi J, Cao W Q, et al. Effect of direct quenching on microstructure and mechanical properties of medium￾carbon Nb-bearing steel. J Zhejiang Univ Sci A, 2010, 11(10): 776 [10] Morris J William Jr. Comments on the microstructure and properties of ultrafine grained steel. ISIJ Int, 2008, 48(8): 1063 [11] Luo Z J, Shen J C, Su H, et al. Effect of substructure on toughness of lath martensite/bainite mixed structure in low-carbon steels. J Iron Steel Res Int, 2010, 17(11):40 [12] Zhang C Y, Wang Q F, Ren J X, et al. Effect of martensitic morphology on mechanical properties of an as-quenched and tempered 25CrMo48V steel. Mater Sci Eng A, 2012, 534: 339 [13] Morito S, Yoshida H, Maki T, et al. Effect of block size on the strength of lath martensite in low carbon steels. Mater Sci Eng A, 2006, 438-440: 237