终锻温度对Nb-V-Ti微合金非调质钢显微组织和冲击韧性的影响

姚春发 满亭惠 包耀宗

（钢铁研究总院工程用钢所，北京 100081）

终锻温度对Nb-V-Ti微合金非调质钢显微组织和冲击韧性的影响

姚春发 满亭惠 包耀宗

（钢铁研究总院工程用钢所，北京 100081）

对比研究了经控锻-控冷处理的V-Ti和Nb-V-Ti微合金非调质钢的显微组织和力学性能。结果表明，Nb-V-Ti复合微合金化和控锻-控冷处理能有效细化组织，改善珠光体形态，促进V（C，N）相析出，提高非调质钢的冲击韧性。添加Nb显著提高抗奥氏体晶粒粗化温度，使细小碳氮化物弥散分布。与传统控锻-控冷工艺相比，850～900℃再结晶-未再结晶控锻-控冷工艺，使珠光体片碎化及部分球化，是导致V-Nb-Ti非调质钢冲击韧性提高的主要原因。

微合金非调质钢 铌 未再结晶区 控锻-控冷处理

微合金非调质钢是通过微合金化、控制轧制（锻造）和控制冷却等强韧化方法，取消了调质处理，达到或接近调质钢力学性能的一类优质或特殊质量结构钢。相较于传统的淬火＋高温回火（调质）处理的调质钢，微合金非调质钢具有降低能耗和制造成本（约25%～35%），简化生产工艺流程，提高材料利用率，改善零件质量，保护环境等优点，因而获得广泛应用。目前此类钢种的使用范围已由最初的汽车行业逐渐向工程领域扩展［1-2］。

微合金非调质钢本质上是一种合金结构钢，其要求与调质钢具有基本相当的综合力学性能。非调质钢的热锻及后续冷却工艺是终态生产工艺，其加热温度、终锻温度和变形后的冷却制度都对零件的最终力学性能产生直接影响。微合金化技术和控锻控冷工艺是非调质钢高强韧化的有效途径［3-5］。鉴于目前市场所提供的非调质钢中多数存在耐冲击性能不足的缺点，本文将Nb-V-Ti复合微合金化与未再结晶区锻造相结合，探索提高微合金非调质钢冲击韧性的有效方法，澄清对应的组织-性能关联特性和强韧化微观机制。

1 试验材料与方法

试验用非调质钢的规格为φ80 mm×2 m圆棒，即铁素体＋珠光体型热锻用非调质钢，其化学成分如表1所示。试验钢采用控锻-控冷工艺进行处理，工艺为：加热温度1 130℃，始锻温度1 050℃，终锻温度分别为1 000、950、900、850℃，锻成φ25 mm×500 mm的棒材，锻后以1.5℃／s的速度风冷至650℃后空冷至室温。

锻后成品棒材按照GB 6397-86、GB／T 229-1994分别加工2个φ5 mm×65 mm拉伸试样和3个10 mm×10 mm×55 mm U型缺口冲击试样，进行力学性能测定；采用金相分析、扫描电镜和透射电镜等方法对试验钢的显微组织进行观察和分析。

表1 试验钢V-Ti、V-Ti-Nb的化学成分（质量分数）Table 1 Chemical compositions of the experimental V-Ti、Nb-V-Ti steels（mass fraction） %

2 试验结果与分析

2.1 力学性能

图1显示了终锻温度对非调质钢力学性能的影响，表2为终锻温度为850℃时非调质钢的力学性能。由图1及表2可知，终锻温度对V-Ti非调质钢的强韧性影响较小，随着终锻温度在850～1 000℃范围内变化，其抗拉强度和冲击能量分别约为1 160MPa和20 J。类似地，由终锻温度改变所引起的Nb-V-Ti非调质钢强度变化亦不明显，其抗拉强度大致保持在1 140～1 170 MPa。然而，终锻温度对Nb-V-Ti钢冲击韧性的影响显著，在850～1 000℃温度范围内，Nb-V-Ti非调质钢的冲击韧性随着终锻温度降低而明显提高，经850℃终锻后其冲击能量可达～50 J，约为相同锻造制度下V-Ti钢冲击韧性的2倍。可见，通过控制终锻温度可以对非调质钢的冲击韧性进行有效调控。在本试验中，经Nb-V-Ti复合微合金化后的试验钢，具有与传统V-Ti非调质钢相同的强度级别（1 100 MPa），并同时具有双倍于后者的冲击韧性。

图1 终锻温度对非调质钢力学性能的影响Fig.1 Effect of final forging temperature on mechanical properties of non-quenched and tempered steels

表2 850℃终锻后V-Ti与Nb-V-Ti非调质钢力学性能对比Table 2 Comparison ofmechanical properties of the V-Ti and Nb-V-Ti non-quenched and tempered steels finally forged at850℃

2.2 组织分析

图2为微合金非调质钢的显微组织，可见与V-Ti微合金化钢相比，Nb-V-Ti微合金化钢锻后的珠光体组织均匀细小，铁素体的体积分数约16%。由于Nb-V-Ti复合进一步促进了碳氮化物析出，通过阻止热加工过程中奥氏体晶界迁移，提高奥氏体再结晶终止温度（950℃），继而使完全动态再结晶提前实现［6］。Nb-V-Ti微合金化降低了奥氏体向铁素体转变温度，从而达到细化析出晶粒的效果。在奥氏体未再结晶区850～900℃锻造，已完成动态再结晶的奥氏体晶粒仍会被再次拉长，锻造变形不断使奥氏体扁平细化并多次动态再结晶，最终导致组织逐步细化。同时，终锻温度降低可使非调质钢中位错密度和形变储能显著增加。而Nb-V-Ti复合微合金化促进了V（C，N）粒子在晶界和晶内、以及位错线上的析出，并促进先共析铁素体在VN颗粒周围优先形核和长大［7-8］。

因此，在奥氏体未再结晶区对Nb-V-Ti微合金非调质钢进行低温锻造，能有效地促进先共析铁素体晶粒的细化和弥散分布。而Nb-V-Ti钢组织中存在着大量弥散分布的、细小的晶内铁素体，对粗大的珠光体团进行分割和细化。可见，降低终锻温度及由此造成的晶内铁素体弥散分布是Nb-V-Ti钢具有高冲击韧性的原因之一［9-10］。

图2 850℃终锻后微合金非调质钢的显微组织Fig.2 Microstructures ofmicroalloyed non-quenched and tempered steels finally forged at850℃

图3 850℃终锻后微合金非调质钢的珠光体形貌Fig.3 Pearlitemorphologies ofmicroalloyed non quenched and tempered steels finally forged at850℃

2.3 珠光体层片微观形貌分析

图3为经850℃终锻后V-Ti和Nb-V-Ti非调质钢中珠光体组织的SEM照片。由图可见，V-Ti和Nb-V-Ti钢中珠光体层片具有完全不同的微观形态：在V-Ti钢中，珠光体层片均匀且平行排列；而在Nb-V-Ti钢中，珠光体严重碎化，局部形成尺寸短小且随机分布的珠光体碎片，部分碎片甚至出现球化现象。

可见，Nb-V-Ti复合微合金化不但提高了非调质钢动态再结晶终止温度（950℃），而且扩大了未再结晶区的温度范围。因此，由动态再结晶细化奥氏体晶粒与未再结晶区低温（850℃）锻造相结合的工艺方法，增加非调质钢在控制冷却处理前的形变储能，并形成更多的铁素体形核位置，能促进先共析铁素体形成和均匀分布。另一方面，经未再结晶区低温（850℃）锻造后，Nb-VTi非调质钢形成均匀细小的珠光体层片团簇。据已有资料报道，珠光体层片的碎化、球化和无序分布可同时提高微合金钢的强度和韧性［11］。

2.4 珠光体片碎化

图4为V-Ti和Nb-V-Ti非调质钢中珠光体组织的TEM照片。由图可见，添加Nb后，非调质钢中渗碳体由针状转变为短棒状；经低温（850℃）终锻后，Nb-V-Ti钢中珠光体层片十分细小，其平均层片厚度约27 nm，平均间距约85 nm（图4（b））。由于Nb具有阻止再结晶、晶粒细化、通过控制相变降低珠光体层片间距、析出强化四重作用［12-15］，这使得V-Ti和Nb-V-Ti非调质钢虽经相同工艺锻造，但控锻原理却大不相同：前者属于再结晶控锻-控冷，而后者为再结晶-未再结晶控锻-控冷。可见，Nb-V-Ti复合微合金化与控锻-控冷处理相结合，充分利用了在低温未再结晶区锻造过程中奥氏体晶粒细化、拉长、扁平形变等轴再结晶晶粒。Nb-V-Ti非调质钢在控制冷却过程中，一部分较长的渗碳体层片出现折断、碎片化甚至球化，从有序排列变为无序排列，从而使得Nb-VTi非调质钢在不损失强度的情况下韧性得到提高。

图4 850℃终锻后微合金非调质钢珠光体片层的TEM形貌Fig.4 TEMmicrographs of pearlitic lamellae in non-quenched and tempered steels finially forged at850℃

3 结论

（1）经终锻温度为850℃的再结晶-未再结晶区锻造加工后，Nb-V-Ti微合金非调质钢中铁素体-珠光体组织得到明显细化，珠光体层片发生碎片化和球化，细小碳氮化物弥散分布，组织的细化程度和均匀性得到显著改善。

（2）与传统再结晶区控锻-控冷处理的V-Ti非调质钢（Rm＝1 160 MPa，KU2＝20 J）相比，经再结晶-未再结晶区（850～900℃）控锻-控冷处理后Nb-V-Ti非调质钢可达相同强度级别，同时具有较高冲击能量（～50 J），细晶强化和析出强化是Nb-V-Ti钢具有较高强韧性的主要原因。

［1］YANG H G，CUI Q H.Application and evaluation of non quenched and tempered steel in engineeringmachinery field［J］.Journal of Engineering Design，2004，11（4）：228-230.

［2］杨才福，张永权，王瑞珍.钒钢的冶金原理及应用［M］.北京：冶金工业出版社，2012.

［3］RADOVIC N.Effect of interpass time and cooling rate on apparent activation energy for hot working and critical recrystallization temperature of Nb microalloyed steel［J］.ISIJ Int，1999，39（6）：575-582.

［4］YI H L，DU L X，Wang Guodong，et al.High-temperature deformation behavior of Nb-V-Ti bearing and Ti-bearing HSLA rolled steels［J］.Journal of Northeastern University（Natural Science），2007，28（10）：1369-1405.

［5］KHODABANDEH A R，JAHAZI M，YUE S，et al.Impact toughness and tensile properties improvement through microstructure control in hot forged Nb-V microalloyed steel［J］.ISIJ Int，2006，45（2）：272-280.

［6］谭利，詹肇麟，刘攀，等.Nb对微合金非调质钢热加工过程的影响［J］.热加工工艺，2012，41（20）：37-40.

［7］RAINFORTH WM，BLACK MP，HIGGINSON R L，et al.Precipitation of NbC in amodel austentic steel［J］.Acta Mater，2002，50（4）：735-747.

［8］HOU H R，CHEN Q P，LIU Q Y，et al.Grain refinement of a Nb-Ti microalloyed steel through heavy deformation controlled cooling［J］.Journal of Materials Processing Technology，2003，137（1-3）：173-176.

［9］SHABAN M，EGHBALIB.Characterization of austenite dynamic recrystallization under different Z parameters in a microalloyed steel［J］.JMater Sci Technol，2011，27（4）：359-363.

［10］ISHIKAWA F，TAKAHASHI T.The Formation of Intragranular Ferrite Plates in Medium-carbon Steels for Hot-forging and its Effect on the Toughness［J］.ISIJ International，1995，35（9）：1128-1133.

［11］PANDITA A，MURUGAIYANA A，PODDERA A S，et al.

Strain induced precipitation of complex carbonitrides in Nb-V and Ti-V microalloyed steels［J］.Scripta Mater，2005，53（11）：1309-1403.

［12］HONG SC，LIMSH，HONG H S，etal.Effects of Nb on strain induced ferrite transformation in C-Mn steel［J］.Mater Sci Eng A，2003，355（s1-2）：241-248.

［13］CAO JC，LIU Q Y，YONG Q L，et al.Effect of niobiumon microstructure and strengtheningmechanism of HSLA steel［J］.Iron and Steel，2006，41（8）：61-68.

［14］COTA A B，LACERDA C A，OLIVEIRA FLG，et al.Effectof the austenitizing temperature on the kinetics of ferritic grain growth under continuous cooling of a Nbmicroalloyed steel［J］.Scripta Mater，2004，51（7）：721-725.

［15］张正延，雍岐龙，孙新军，等.共析钢中铌对珠光体相变行为的影响［J］.钢铁，2012，47（4）：79-83.

收修改稿日期：2016-03-02

Influence of Final Forging Tem perature on the Microstructure and Im pact Toughness of Nb-V-Ti Microalloyed Non-Quenched and Tempered Steel

Yao Chunfa Man Tinghui Bao Yaozong
（Department of Structural Steels，Central Iron and Steel Research Institute，Beijing 100081，China）

The microstructure and mechanical properties of V-Ti and Nb-V-Timicroalloyed non-quenched and tempered（NQT）steels with controlled forging and cooling process were investigated.The results showed that the ferrite grain size and pearlite colony size of the Nb-V-TiNQT steel was refined significantly，together with promoting V（C，N）precipitation in the ferritic grain interior.Addition of Nb increased the full recrystallization temperature and expanded the nonrecrystallization region of the NQT steel，and hence refining themicrostructure of pearlite and ferrite and improving the distribution of the fine precipitates.Compared with the conventional V-Ti NQT steel，the impact toughness of Nb-V-Ti NQT steelwas enhanced by the controlled forging and cooling process with the lowering final forging temperature.The high impact toughness of the forged Nb-V-Ti NQT steel wasmainly attributed to the fragmentation and refinement of pearlitic lamellae during the controlled forging process.

non-quenched and tempered steel，niobium，non-recrystallization region，controlled forging and cooling process

姚春发，男，高级工程师，从事先进钢铁材料热加工工艺研究，Email：yaochunfa＠nercast