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1 第 36 卷第 5 期 2015 年 10 月钢铁钒钛 IRON STEEL VANADIUM TITANIUM Vol.36,No.5 October Mn 锯片用钢硬度不均原因分析陈连生, 齐祥羽, 宋进英, 田亚强, 张健杨 ( 河北联合大学河北省现代冶金技术重点实验室, 河北唐山 ) 摘要 : 采用硬度计光学显微镜 SEM 扫描电镜及 EDS 能谱分析, 对 65Mn 锯片用钢生产中出现的硬度不均的成因及其影响因素进行分析研究结果表明 : 引起 65Mn 锯片用热轧带钢硬度不均的主要原因是热轧钢板内珠光体片层间距不均匀带状组织及脱碳层的存在 ; 其中以珠光体片层间距不均为主, 其特征为钢板内珠光体片间距大小不一, 差别较大, 珠光体组织的平直度较差通过优化终轧后冷却工艺炼钢及连铸工艺加热制度等措施, 有效改善了 65Mn 热轧钢板表面硬度均匀性关键词 :65Mn 锯片用钢 ; 硬度 ; 珠光体片层 ; 带状组织 ; 脱碳层中图分类号 :TF763,TG 文献标志码 :A 文章编号 : (2015) DOI: / j.issn Analysis on Non-uniform Hardness in Saw Blade of 65Mn Steel Chen Liansheng,Qi Xiangyu,Song Jinying,Tian Yaqiang,Zhang Jianyang ( Hebei United University,Hebei Province Key Laboratory of Modern Metallurgy,Tangshan , Hebei,China) Abstract: The analysis of causes and influencing factors of hardness non-uniform in the 65Mn saw blades with hot rolled steel had been performed by means of hardness, optical microscopy, SEM and EDS. The re sult shows that tnon-uniform hardness of 65Mn hot rolled steel is caused by non-uniform spacing of pearlite lamellar, the existence of banded structure and decarburization. uneven spacing of pearlite lamellar is main factor whose feature are large difference in pearlite spacing sizes and poor straightness of its structure. After optimizing cooling process after final rolling, steelmaking process, continuous casting and heating system, the surface hardness uniformity of 65Mn hot rolled steel was improved effectively. Key words:saw blade of 65Mn steel, hardness,pearlite lamellar,banded structure, decarburization 0 引言 65Mn 钢是当今国内生产各类锯片的主要材质之一, 该钢种具有较高的抗拉强度和硬度, 经热处理后可以得到良好的综合力学性能 [1-3] 65Mn 热轧带钢的力学性能是影响锯片产品质量和锯片硬度的重要指标, 锯片硬度是关系其使用寿命的最关键的性能指标 [4-5] 某厂生产的 65Mn 热轧带钢, 在成品的力学性能测试中发现部分产品硬度不均匀, 硬度波动较大下游冷轧厂冷轧时, 由于热轧板的硬度差异必然影响冷轧板的硬度均匀性, 造成冷轧锯片淬火后硬度不均, 降低了锯片的硬度和耐磨性, 直接影响了冷轧锯片成品的产品质量和使用寿命因此, 为有效控制 65Mn 热轧带钢硬度的均匀性, 笔者采用硬度计光学显微镜 SEM 扫描电镜及 EDS 能谱分析等试验手段, 通过对 65Mn 钢显微组收稿日期 : 作者简介 : 齐祥羽 (1988 ), 男, 吉林白山人, 硕士, 主要从事轧钢新技术与工艺优化研究

第 5 期陈连生, 等 :65Mn 锯片用钢硬度不均原因分析 135 织及化学成分分析, 找出了 65Mn 热轧钢板硬度不均的原因, 并提出了改进措施, 为 65Mn 热轧带钢生产中硬度不均问题的解决提供参考依据 1 试样制备与分析方法试验用 65Mn 热轧钢板取自某热轧带钢生产车间, 其车间平面布置如图 1 所示 65Mn 钢热轧生产工艺参数 : 精轧入口温度 1 050 ; 终轧温度

2 第 5 期陈连生, 等 :65Mn 锯片用钢硬度不均原因分析 135 织及化学成分分析, 找出了 65Mn 热轧钢板硬度不均的原因, 并提出了改进措施, 为 65Mn 热轧带钢生产中硬度不均问题的解决提供参考依据 1 试样制备与分析方法试验用 65Mn 热轧钢板取自某热轧带钢生产车间, 其车间平面布置如图 1 所示 65Mn 钢热轧生产工艺参数 : 精轧入口温度 ; 终轧温度 960 ; 卷取温度 660 ; 终轧至卷取平均冷速 5 / s; 卷取后平均冷速 0.11 / s 对该厂生产的 65Mn 热轧带钢, 依照 GB / T 进行硬度检测利用线切割机在硬度波动较明显处 ( 硬度高点硬度低点 ) 分别切取 10 mm 10 mm 金相试样将金相试样分别沿轧制方向镶嵌断面, 经粗细砂纸研磨抛光和 4% 硝酸酒精浸湿后由 Axiovert200MAT 光学显微镜 ( OM) 和 S 场发扫描电镜 (SEM) 进行显微组织观察研究结果表明,65Mn 热轧钢板珠光体片层间距不均匀有严重带状组织以及钢板表面脱碳是 65Mn 热轧带钢硬度不均的主要原因 Fig.1 图 1 65Mn 热轧带钢车间平面示意 Hot rolled steel plant schematic plan of 65Mn 2 65Mn 热轧带钢硬度不均成因及改进措施 2.1 珠光体片层间距对多批次 65Mn 热轧带钢硬度检测发现,65Mn 钢硬度不均大多与热轧钢板内珠光体片层间距不均有关对于同一批取样的 65Mn 热轧钢板, 硬度 (HRC) 最高值为 27.1, 硬度 (HRC) 最低值为 20.7, 最大硬度差值为 6.4, 分别对硬度高点和硬度低点切取金相试样图 2(a) 为硬度高点 65Mn 钢试样的金相照片, 其显微组织为少量先共析铁素体 + 珠光体 + 伪共析组织, 平均晶粒尺度为 7.77 级 ; 图 2(b) 为硬度低点 65Mn 钢试样的金相照片, 其显微组织为半网状铁素体 + 珠光体组织, 组织较为均匀, 平均晶粒度为 7.46 级硬度高点的 65Mn 钢试样的先共析铁素体含量相对较少, 珠光体晶粒尺寸细小, 存在少量伪共析组织, 即硬度高点试样终轧后冷却速度偏快终轧后冷速较快时, 抑制先共析铁素体析出, 使得轧后奥氏体晶粒长大减缓, 珠光体相变前的奥氏体晶粒尺寸相对较小, 且使珠光体转变过冷度加大, 珠光体开始转变温度降低, 因此其先共析铁素体含量较少, 晶粒尺寸细小, 存在少量伪共析组织 Fig.2 图 2 65Mn 钢试样金相组织 Microstructure of 65Mn steel sample

136 钢铁钒钛 2015 年第 36 卷图 3( a) 为硬度高点 65Mn 钢试样的 SEM 形貌, 其平均珠光体片层间距为 314 nm; 图 3( b) 为硬度低点 65Mn 钢试样的 SEM 形貌, 其平均珠光体片层间距为 385 nm 片状珠光体的力学性能主要取决于珠光体的片间距, 珠光体的硬度和断裂强度均随片间距的缩小而增大 [6] 珠光体的片间距与奥氏体晶粒度关系不大,

3 136 钢铁钒钛 2015 年第 36 卷图 3( a) 为硬度高点 65Mn 钢试样的 SEM 形貌, 其平均珠光体片层间距为 314 nm; 图 3( b) 为硬度低点 65Mn 钢试样的 SEM 形貌, 其平均珠光体片层间距为 385 nm 片状珠光体的力学性能主要取决于珠光体的片间距, 珠光体的硬度和断裂强度均随片间距的缩小而增大 [6] 珠光体的片间距与奥氏体晶粒度关系不大, 主要取决于珠光体的形成温度过冷度越大, 奥氏体转变为珠光体的温度越低, 则片间距越小因此,65Mn 热轧钢板终轧后冷却速度越快, 过冷度就越大, 珠光体转变温度越低, 珠光体转变后的片间距越小, 硬度偏高 65Mn 热轧钢板的硬度主要是由其珠光体片间距决定的, 珠光体片层间距不均是其硬度波动的主要原因 Fig.3 图 3 65Mn 钢试样 SEM 形貌 SEM image of 65Mn steel sample 图 4 为 65Mn 钢 CCT 曲线, 结合其热轧生产工艺参数可知,65Mn 热轧带钢在冷床上析出先共析铁素体, 卷取时开始发生珠光体相变由于热轧带钢在生产过程中冷却速度不均匀,65Mn 热轧钢板冷却速度较快的部位在温度相对较低的情况下进行的珠光体相变, 即在卷取前开始发生珠光体相变, 而 65Mn 热轧钢板冷却速度较慢的部位在卷取后发生的珠光体相变, 这就造成了低温转变形成的珠光体片层间距小, 硬度偏高 ; 高温转变形成的珠光体片层间距大, 硬度偏低, 从而导致 65Mn 热轧钢板硬度不均针对 65Mn 钢珠光体片层间距不均而引起硬度不均的 65Mn 热轧钢板, 可减缓热轧带钢的冷却速度, 使 65Mn 钢始终在一个相对较为恒定的温度下进行珠光体相变对于现场工艺, 可减少带钢在冷床上的停留时间, 快速卷取, 或在冷床上加保温罩减缓带钢的冷却速度, 使珠光体相变始终保持在较高的温度, 有利于珠光体片层间距的均匀长大 2.2 带状组织 65Mn 热轧钢板内部带状组织严重时, 也会对硬度的均匀性产生影响 65Mn 钢的带状组织是钢坯 ( 或钢锭 ) 浇注凝固过程中形成的碳化物或者合金元素枝晶偏析, 在热加工时延伸成铁素体和珠光体交替的条带 [7] 该厂生产的 65Mn 热轧钢板总体硬度 (HRC) 偏低, 且存在一定程度的波动, 硬度最高值为 21.5, 硬度最低值为 17.0, 硬度差值为 4.5, 经检测发现热轧钢板内部存在严重的带状组织图 4 65Mn 钢 CCT 曲线 Fig.4 CCT curve of 65Mn steel 图 5(a) 为 65Mn 钢硬度波动试样的金相照片, 其组织为铁素体 + 珠光体 + 大量带状组织, 该 65Mn 热轧钢板带状组织严重, 并且伴随着珠光体晶粒尺寸的不均匀, 从而导致各部位硬度值的波动图 5

第５期陈连生等６５Ｍｎ锯片用钢硬度不均原因分析１３７ｂ为６５Ｍｎ钢硬度波动试样珠光体片层ＳＥＭ形体条带起强化作用由于带状组织相邻带的显微组貌其珠光体片层间距相比于正常珠光体组织片间织不同它们的性能也不相同且外力作用下强弱带距要细小类似于索氏体或屈氏体组织带状组织之间会产生应力集中故而造成硬度不均总体力学中以铁素体为主的条带硬度较低而珠光体或索氏

铸坯的６５Ｍｎ热轧钢板终轧后缓冷至室温钢表层的含碳量较正此要消除热轧带钢中的带状组织必须从炼钢及连从而导致钢板表面的硬度偏低且存在一定程度的波动中心偏析是造成板材带状组织的根本原因８９因铸工艺入手从源头上遏制带状组织的形成常组织低表层金相组织上的渗碳体数量较正常部位少对于该厂生产的６５Ｍｎ热轧带钢在正常无脱钢水浇注过程中将钢水过热度控制在２０３０左

4 第５期陈连生等６５Ｍｎ锯片用钢硬度不均原因分析１３７ｂ为６５Ｍｎ钢硬度波动试样珠光体片层ＳＥＭ形体条带起强化作用由于带状组织相邻带的显微组貌其珠光体片层间距相比于正常珠光体组织片间织不同它们的性能也不相同且外力作用下强弱带距要细小类似于索氏体或屈氏体组织带状组织之间会产生应力集中故而造成硬度不均总体力学中以铁素体为主的条带硬度较低而珠光体或索氏性能降低并具有明显的各向异性Ｆｉｇ５图５６５Ｍｎ钢试样带状组织金相照片ａ及ＳＥＭ形貌ｂＳＥＭｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙａａｎｄｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｐｈｏｔｏｇｒａｐｈｂｏｆｂａｎｄｉｎ６５Ｍｎｓｔｅｅｌ试样中出现的带状组织是热轧钢板中一种常见钢的表层碳含量降低得不到均匀的奥氏体组织１０１２的缺陷它的形成与成分偏析及ＴＭＣＰ有关铸坯的６５Ｍｎ热轧钢板终轧后缓冷至室温钢表层的含碳量较正此要消除热轧带钢中的带状组织必须从炼钢及连从而导致钢板表面的硬度偏低且存在一定程度的波动中心偏析是造成板材带状组织的根本原因８９因铸工艺入手从源头上遏制带状组织的形成常组织低表层金相组织上的渗碳体数量较正常部位少对于该厂生产的６５Ｍｎ热轧带钢在正常无脱钢水浇注过程中将钢水过热度控制在２０３０左碳情况下硬度值ＨＲＣ为２３０左右而当带钢表的等轴晶区从而改善铸坯组织减轻偏析采用电磁搅在钢坯加热获得均匀化的奥氏体同时必须注意防右能够提供大量晶核阻止柱状晶区的生长而产生大量拌ＥＭＳ通过电磁力作用打碎树枝晶使树枝晶的碎片作为等轴晶核心长大减少二冷区水量以降低铸坯表面温度缩小铸坯横断面温度梯度抑制柱状晶区的生长从而增加等轴晶区的宽度此外合理的加热制度及控轧控冷技术也可在一定程度上减轻带状组织２３脱碳层６５Ｍｎ钢含碳量较高脱碳能力较强在６５Ｍｎ热轧带钢生产过程中若加热参数不合理极易发生脱碳使图６Ｆｉｇ６面脱碳严重的硬度ＨＲＣ最低值为１８５因此止表面脱碳现象的产生图６ａ为６５Ｍｎ钢试样脱碳层的显微组织其中Ａ区域为完全脱碳层Ｂ区域为半脱碳层依据ＧＢＴ２２４２００８测定其单侧脱碳层深度约为０４５ｍｍ脱碳情况较为严重超出国标对脱碳层的允许范围图６ｂ为未脱碳的６５Ｍｎ钢试样边部金相组织组织组成物为半网状铁素体珠光体组织较均匀该试样表面硬度值ＨＲＣ为２２６６５Ｍｎ钢试样显微组织Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆ６５Ｍｎｓｔｅｅｌ

5 138 钢铁钒钛 2015 年第 36 卷 65Mn 热轧钢板发生脱碳后, 其表面硬度下降, 冷轧后使冷变形强化达不到要求, 且全脱碳层与半脱碳层之间易产生微裂纹 ; 冷轧锯片淬火时, 由于脱碳处碳含量降低, 淬火后不发生马氏体转变或转变不完全, 使锯片达不到所需的硬度要求, 降低其耐磨性缩短了锯片的使用寿命工业生产 65Mn 热轧带钢时, 影响其脱碳的因素较多, 如加热温度加热时间加热气氛等, 因此应综合考虑加热工艺参数对 65Mn 钢脱碳行为的影响规律由于脱碳的本质为碳元素扩散, 加热温度越高保温时间越长, 碳扩散程度越高, 脱碳程度越大因此, 在不影响轧制的前提下, 应当尽量减少加热保温时间 ; 适当降低加热温度, 最好控制在以下 3 结论 1) 珠光体片层间距是影响 65Mn 热轧带钢硬度均匀性的最主要因素, 由珠光体片层间距不均引起的 65Mn 热轧钢板最大硬度 (HRC) 差值为 6 4 2) 铸坯的中心偏析是造成热轧带钢带状组织的根本原因, 带状组织使 65Mn 热轧钢板最大硬度 (HRC) 波动差值为 4.5, 总体力学性能降低, 并具有明显的各向异性 3) 脱碳层的存在降低了 65Mn 热轧钢板的硬度, 由脱碳引起的 65Mn 热轧钢板硬度不均情况, 带钢表面最低硬度值 (HRC) 为 ) 通过优化 65Mn 热轧带钢终轧后的冷却工艺炼钢及连铸工艺坯料加热制度及加热气氛, 可有效改善 65Mn 热轧钢板表面硬度均匀性参考文献 [1] Liu Zongchang, Zhang Yanghuan, Ren Huiping. CCT diagram of 65Mn steel and the quench hardening process of circular saw blades[j]. Heat Treatment of Metals, 1994, 19(9): ( 刘宗昌, 张羊换, 任慧平. 65Mn 钢 CCT 曲线及圆锯片淬火工艺 [J]. 金属热处理, 1994, 19(9): 8-11.) [2] Zhang Liangzhou. Practice on 65Mn high carbon high strength steel strip produced by compact strip production[ J]. Metal Mate rials and Metallurgy Engineering, 2009, 37(4): ( 张亮洲. 薄板坯连铸连轧生产 65Mn 高碳高强钢的实践 [J]. 金属材料与冶金工程, 2009, 37(4): ) [3] Sun Jibing, Li Guobin, Li Guiyun, et al. Heat treatment of 65Mn circular saw blades matrix[ J]. Heat Treatment of Metals, 1999, 24(11): ( 孙继兵, 李国彬, 李桂云, 等. 65Mn 钢圆锯片基体的热处理 [J]. 金属热处理, 1999, 24(11): ) [4] Guo Jifu. Application of metal cold-cutting circular saw blade in steel rolling[j]. Metallurgical Equipment, 2005 (1): ( 郭继富. 金属冷切圆锯片在轧钢生产中的应用 [J]. 冶金设备, 2005(1): ) [5] Chen Liansheng, Liu Song, Song Jinying, et al. Study on thermal deformation behavior of 65Mn steel for saw blade[ J]. Iron Steel Vanadium Titanium, 2012, 33(3): ( 陈连生, 柳松, 宋进英, 等. 锯片用 65Mn 钢热变形特性研究 [J]. 钢铁钒钛, 2012, 33(3): ) [6] Cui Zhongqi, Tan Yaochun. Metal materials and heat-treatment[ M]. Beijing: Machinery Industry Press, ( 崔忠圻, 覃耀春. 金属学与热处理 [M]. 北京 : 机械工业出版社, 2007.) [7] Xie Pingkou. Elimination of banded structure in forgings of 20CrMoH steel and its hardness control[ J]. Heat Treatment, 2006, 21(2): ( 解平扣. 20CrMoH 钢锻件带状组织的消除及硬度控制 [J]. 热处理, 2006, 21(2): ) [ 8] Li Jiading, Ma Qingshen, Jiang Zhongxing, et al. Research on several often occurred band structures of high grade pipeline steel [J]. Steel Rolling, 2009, 26(12): 6. ( 李家鼎, 麻庆申, 姜中行, 等. 高级别管线钢中几种常见带状组织浅析 [J]. 轧钢, 2009, 26(12): 6.) [9] Shen Yongge, Chen Liansheng, Song Jinying, et al. Research on banded microstructure of steel for oil casing pipe[ J]. Iron Steel Vanadium Titanium, 2012, 33(4): ( 沈永革, 陈连生, 宋进英, 等. 石油套管用钢带状组织研究 [J]. 钢铁钒钛, 2012, 33(4): ) [ 10] Cao Jie, Xiang Changxiang, Chen Dong, et al. The oxidation and decarburization of high-speed steel[ J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2000, 22(1): ( 曹杰, 项长祥, 陈东, 等. 几种高速钢的氧化脱碳行为 [J]. 北京科技大学学报, 2000, 22(1): ) [11] Sui Ran. Existence of ball depth of decarburization annealed steel metallurgical assay problems and their solutions[ J]. Heat Treatment of Metals, 1993(4): ( 隋然. 球化退火钢脱碳层深度金相测定法存在的问题及其解决途径 [J]. 金属热处理, 1993(4): ) [ 12] Xue Nianfu, Li Li, Qi Shuangyang. Optimizing heat schedule of billet in reheating furnace[ J]. Iron Steel Vanadium Titanium, 2005, 26(3): ( 薛念福, 李里, 祁双扬. 方坯加热炉热工制度优化研究及应用 [J]. 钢铁钒钛, 2005, 26(3): ) 编辑余文华

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untitled 20 1 2010 10 Vol.20 Special 1 The Chinese Journal of Nonferrous Metals Oct. 2010 1004-0609(2010)S1-s0127-05 Ti-6Al-4V 1 2 2 (1. 710016 2., 710049) 500~1 000 20 Ti-6Al-4V(TC4) TC4 800 TC4 800 TC4 TC4 800