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技術學刊 第二十五卷 第二期 民國九十九年 121

Journal of Technology, Vol. 25, No. 2, pp. 121-130 (2010)

構造用鎳鉻鉬合金鋼 JIS-SNCM 439 熱處理之研究

曾春風 郭央諶

國立虎尾科技大學材料科學與工程系

摘 要

本研究旨在了解熱處理對構造用合金鋼 JIS-SNCM 439之影響。Charpy V

型槽衝擊試片實施淬火處理經由衝擊試驗、硬度量測以尋找 SNCM 439之最佳

淬火條件。淬火試片並於 200°C~600°C實施 2小時二次之回火處理，以了解淬

火及回火對機械性質、顯微組織以及破斷面型態的影響。

實驗結果發現 JIS-SNCM 439最佳淬火溫度為 875°C、加熱時間 30分鐘，

而最佳強韌性組合的回火溫度約 250°C。隨回火溫度的增加，硬度及抗拉強度

皆呈現下降趨勢，衝擊值在 300°C附近呈現下降且達到最小值。於 200°C~300°C

回火之衝擊斷口皆為劈裂 (或準劈裂) 型態，但在 300°C回火之衝擊斷口的台

階大、韌帶少；於 500°C 以上回火之衝擊斷口皆由韌窩及韌帶組成之韌性破

斷。回火溫度在 300°C以下，拉伸之巨觀破斷面呈現銑刀狀破斷型態，回火溫

度在 400°C以上，則呈現杯錐狀破斷型態。

關鍵詞：顯微組織，破斷面型態，劈裂，韌窩，銑刀狀破斷，杯錐狀破斷。

A STUDY ON HEAT TREATMENT OF Ni-Cr-Mo STRUCTURAL ALLOY STEEL JIS-SNCM 439

Chun-Feng Tseng Iang-Chern Kuo

Department of Materials Science and Engineering National Formosa University Yunlin, Taiwan 632, R.O.C.

Key Words: microstructures, fracture surface morphology, cleavage, dimple, milling cutter fracture, cup-and-cone fracture.

ABSTRACT

The purpose of this article is to investigate the effect of heat treatment on Ni-Cr-Mo structural alloy steel JIS-SNCM 439. Charpy V-notch impact specimens quenching treatment had carried out to find optimum quenching conditions by conducting impact tests and hardness measurements. The impact specimens and tensile specimens were quenched using above the optimum quenching conditions, then tempered for 2 hours double temper- ing at 200°C~600°C, and impact tests, tensile tests, hardness measurements, microstructures and SEM fracture surface morphology observations were conducted to reveal the effect of quenching and tempering conditions on mechanical properties, microstructures and fracture surface morphology.

The results show that the optimum quenching temperature is 875°C and austenitizing time is 30 minutes for JIS-SNCM 439, and the tempering temperature for the optimum combination of strength and toughness is

122 技術學刊 第二十五卷 第二期 民國九十九年

about 250°C. The hardness and tensile strength will decrease with increasing tempering temperature, the toughness increases initially with tempering temperature but declines sharply reaching a minimum in toughness at 300°C. The fracture of impact specimens has a cleavage (or quasi-cleavage) morphology while tempering temperature is at 200°C~ 300°C, the fracture has a ductile morphology which shows many dimples while tempering temperature is above 500°C. The fracture surface of tensile specimens shows a milling cutter fracture when tempering temperature is under 300°C, and a cup-and-cone fracture when tempering temperature is above 400°C.

一、前 言

JIS-SNCM439鋼是含有 1.60~2.00%Ni、0.60~1.00%Cr、

0.15~0.30%Mo，碳含量約 0.36~0.43%之中合金構造用鎳鉻

鉬鋼，相當於 AISI-4340。由於 SNCM 439 含有 Ni、Cr、

Mo等可提高硬化能的合金元素，因此硬化能大，有效直徑

達 70 mm (硬化深度約 35 mm)，淬火回火後有優異強韌性，

是一種強韌鋼，常用於齒輪、中小型強力軸類。

工業上 SNCM439鋼常於 820~870°C沃斯田鐵化，加

熱時間視零件尺寸而定，一般約 0.5~1 小時，然後油淬，

並依實際機械性質需求選擇適當之回火溫度，一般回火以

二次為宜。有關鎳鉻鉬合金鋼研究結果[1]顯示沃斯田鐵化

溫度及回火溫度會影響其後淬火回火之韌性 (plane strain

fracture toughness，平面應變破裂韌性)，在低溫回火時，

沃斯田鐵化溫度愈高者淬火回火後韌性愈佳，此歸因於殘

留沃斯田鐵 (retained austenite, RA) 量之增加以及減少較

脆之雙晶化麻田散鐵 (twinned martensite) 量所致；又在高

溫回火時，沃斯田鐵化溫度愈低者淬火回火後韌性愈佳。

但相關研究[2-4]也指出，沃斯田鐵化溫度太高，淬火後太

多殘留沃斯田鐵在回火時會產生嚴重之回火麻田散鐵脆性

(tempered martensite embrittlement, TME) 造成脆化，且淬

火溫度提高也會產生淬裂、晶粒變粗、淬火殘留應力及變

形、氧化及脫碳而導致其他機械性質變差，因此慎選沃斯

田鐵化溫度將有助於得到良好機械性質。同時研究[2, 3]也

指出，鎳鉻鉬合金鋼回火時宜採用雙重 (二次) 回火，因

殘留沃斯田鐵變態大都在第一次回火時進行，而變態生成

的麻田散鐵若未經回火，且正位於原有麻田散鐵的條狀物

(lath) 界面則將形成破裂路徑影響韌性，故必須繼之以第

二次回火來改善，另外此種合金鋼回火時會產生上述回火

麻田散鐵脆性以及後述之高溫回火徐冷脆性，因此淬火回

火時宜避開此回火脆性之回火溫度。

SNCM439 屬於中碳合金鋼，其Ms溫度約 305°C、Mf

溫度低於室溫，淬火所得麻田散鐵為條狀麻田散鐵 (lath

martensite) 並含有殘留沃斯田鐵，也會因沃斯田鐵化是否

完全而有未固溶碳化物之存在。淬火後組織中麻田散鐵為

準安定相且硬脆不實用，而殘留沃斯田鐵為不安定相，因

此需實施回火以安定組織、消除淬火鋼殘留應力、增加韌

性。根據研究[2-7]鎳鉻鉬合金鋼回火組織變化大致可分為

四階段：

1. 麻田散鐵變態，即 α-麻田散鐵→β-麻田散鐵＋ε-碳化

物

此階段可分為二個部分，第一部分當淬火溫度降至

Ms溫度以下時已變態之麻田散鐵析出少量 ε-碳化物而產

生所謂自生回火 (auto-tempering)，第二部分為一般正常

回火階段，此階段變態溫度約室溫至 300°C，淬火狀態過

飽和體心正方晶格之 α-麻田散鐵 (BCT 結構之麻田散

鐵；又稱高碳麻田散鐵) 析出碳原子形成 ε-碳化物 (半整

合薄板狀)，而 α-麻田散鐵因碳原子析出轉變為體心立方

晶格之 β-麻田散鐵 (BCC 結構之麻田散鐵；又稱低碳麻

田散鐵)，此轉變可降低因淬火產生晶格畸變所衍生之內

應力。在此階段雖然 ε-碳化物之析出使強硬度有增加的

趨勢，但在 100°C 以上因薄板狀 ε-碳化物之增厚以及內

應力消弛，所以硬度有下降之趨勢，而韌性則有上升之

趨勢。

2. 殘留沃斯田鐵變態，即殘留沃斯田鐵→肥粒鐵 (α-Fe)

＋雪明碳鐵

此階段在原沃斯田鐵晶界和淬火狀態麻田散鐵之條

狀物 (lath) 界面之未變態殘留沃斯田鐵析出碳原子形成

碳化物，當碳原子析出時，沃斯田鐵因碳濃度下降而轉

變為肥粒鐵，此階段變態溫度約 200至 300°C。在沃斯田

鐵化時沃斯田鐵除固溶 C 外，也固溶 Ni、Cr、Mo、Mn

等合金元素，殘留沃斯田鐵析出變態時之碳化物應伴隨

含有這些合金元素之碳化物，但因本研究之 SNCM 439

合金鋼之合金元素含量不高，此碳化物可視為雪明碳鐵

(Fe3C)。

3. 雪明碳鐵變態，即 β-麻田散鐵＋ε-碳化物→肥粒鐵＋雪

明碳鐵

此階段 β-麻田散鐵析出碳原子形成雪明碳鐵，β-麻田

散鐵因碳濃度下降而轉變為肥粒鐵，另外，麻田散鐵條狀

物內之 ε-碳化物會重新溶入基地再以雪明碳鐵狀態在條狀

物內析出，此階段變態溫度約 250至 400°C。

曾春風和郭央諶：構造用鎳鉻鉬合金鋼 JIS-SNCM 439 熱處理之研究 123

4. 雪明碳鐵凝聚，即雪明碳鐵凝集球化

此階段變態溫度約 400°C 至 A1變態點，原在麻田散

鐵條狀物內呈連續析出之雪明碳鐵因溫度提高而凝集成不

連續，然後再進一步因溫度增加 (550°C以上) 形成球狀並

逐漸粗大。

鎳鉻鉬構造用合金鋼回火時最大問題在於回火脆

性，根據研究[3-8]此合金鋼可能之回火脆性如下：

1. 回火麻田散鐵脆性

回火於 250~450°C 時，其常溫衝擊韌性不因強度及

硬度的降低而提高反而呈現一極小值，此即回火麻田散

鐵脆性，此種回火脆性之原因的解釋尚未完全一致，但

可歸納為碳化物 (雪明碳鐵) 析出、不純物偏析及殘留沃

斯田鐵變態等三項因素。當硬脆雪明碳鐵以連續薄膜方

式在麻田散鐵條狀物邊界析出，而形成微小裂縫的生長

路徑，使得衝擊韌性下降，因而導致回火麻田散鐵脆性。

其次，由於不純物元素如 P、N與合金元素如 Mn、Si共

偏析至晶界使晶界脆化也將產生回火麻田散鐵脆性；另

外，殘留沃斯田鐵所生成之麻田散鐵因未經回火而處於

類似淬火時之硬脆狀態，此亦為裂縫的生長路徑也使得

韌性下降。此三項因素以碳化物 (雪明碳鐵) 析出較普遍

被接受。

2. 高溫回火徐冷脆性

含 Ni、Cr等合金元素之合金鋼淬火後，回火於 500°C

附近會因冷速太慢而產生回火脆性，這種回火脆性稱為高

溫回火徐冷脆性。此種回火脆性主要是不純物元素如 S、

P、Sn、Sb 偏析至原沃斯田鐵晶界並聚集在晶界使其結合

力變弱而引起的脆性，合金鋼內之 Ni、Cr會促進這些不純

物的偏析。高溫回火徐冷脆性可利用在 500°C附近回火後

快速冷卻解決之。

材料破斷可分為延性破壞、脆性破壞及劈裂與準劈裂

[9-11]。延性破壞是在破斷前歷經大的塑性變形，因此斷口

不平整，其 (SEM) 破斷面具有韌窩之表徵；脆性破壞在

破斷前幾乎無塑性變形，因此斷口平整，其 (SEM) 破斷

面則呈現未變形且可分辨之各個獨立晶粒；劈裂係沿著特

定平面產生原子鍵結連續斷裂的破壞，斷口也平整，其

(SEM) 破斷面出現平整之台階及河川狀之線條，準劈裂則

比劈裂較有延性。

本研究首先利用 Charpy V型衝擊試片實施淬火處理

經由衝擊試驗、硬度量測以尋找 SNCM 439 之最佳淬火

條件，並了解淬火條件對顯微組織、破斷面型態的影響。

衝擊試片、拉伸試片於最佳淬火條件淬火後，再於 200°C~

600°C實施 2小時二次之回火處理，經由衝擊試驗、拉伸

試驗、硬度量測、顯微組織觀察和 SEM破斷面型態觀察，

以了解回火對機械性質、顯微組織以及破斷面型態的影

響。

表一 實驗材料化學成分

元素 C Ni Cr Mo Mn 其他 Fe

wt% 0.40 1.80 0.63 0.15 0.65 S 0.02 P 0.012

Bal.

20 μm

圖 1 原材之 OM 顯微組織照片

二、實驗方法與步驟

1. 實驗試料

本研究以市售商用 SNCM439直徑Φ16 mm圓棒材為

實驗材料，經分光儀分析其成分如表一所示，對照規範成

分可知，符合 JIS-SNCM439規範之規定成分，原材之光學

顯微組織如圖 1，由圖可知原材為球化材。圓棒材分別加

工成 ASTM 規範之 Charpy V型槽衝擊試片及 4號之拉伸

試片。前者用於衝擊試驗與硬度量測以尋找最佳淬火溫

度、探討淬火及回火溫度對顯微組織、衝擊值與硬度的影

響，以及淬火和回火衝擊破斷面 (SEM) 破壞型態的觀

察，後者用於拉伸試驗以了解回火溫度對抗拉強度的影

響，以及拉伸破斷面 (SEM) 破壞型態的觀察。

2. 實驗流程

本研究之詳細實驗步驟如流程圖 2。

三、結果與討論

1. 最佳淬火溫度的決定

根據研究[2-4]欲得到良好回火性能則必需在先前淬

火時得到最高之淬火硬度及衝擊值的組合，為了解淬火溫

度對硬度及衝擊值的影響，並尋找最佳淬火溫度，將衝擊

試片於 800~900°C 鹽浴爐中沃斯田鐵化加熱 30 分鐘後油

淬，然後實施硬度量測及衝擊試驗，所得結果如圖 3。

由圖 3可知隨淬火溫度的提高，硬度也逐漸提高，硬

度在 875°C 到達最高值 (約 HRC58)，然後再下降。影響

合金鋼淬火後硬度之因素包括碳化物內的碳固溶於沃斯田

鐵內之程度與沃斯田鐵晶粒粗細及安定化情況，碳固溶於

沃斯田鐵內有助於淬火後麻田散鐵硬度之提升，但沃斯田

鐵晶粒粗化及安定化 (殘留沃斯田量增加) 則造成硬度之

124 技術學刊 第二十五卷 第二期 民國九十九年

SNCM439

Charpy

圖 2 實驗流程圖

6.0

5.5

5.0

4.5

4.0

Har

dnes

s (H

RC

)

HRC

CVN

800 825 850 875 900Quenching temperature (°C)

2.0

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

Tou

ghne

ss (

kg-m

)

圖 3 不同淬火溫度和硬度、衝擊值之關係圖

下降。淬火溫度低 (如 800°C)，沃斯田鐵晶粒細且較不會

安定化，但碳無法完全固溶，因此硬度無法達到最高

(800°C硬度約 HRC54)，淬火溫度高時 (900°C)，碳雖然固

溶較完全，但相對地沃斯田鐵晶粒粗化也安定化 (沃斯田

鐵係高溫安定相)，因此硬度下降 (900°C 時硬度值約

56HRC)。另外由圖 3可知在 800~850°C其衝擊值無重大變

化，大約在 875 °C衝擊值達到最大值，900°C衝擊值又下

降，此顯然因高溫時沃斯田鐵晶粒粗化所致。綜觀以上之

硬度及衝擊值的考量，明顯的 875°C是最佳的淬火溫度，

因工業上 SNCM 439製成之零件其加熱時間必須考慮零件

本身尺寸大小及一次爐內處理的零件量，然而實際對此小

型標準試樣在鹽浴爐中加熱其 (沃斯田鐵化) 加熱時間約

在 30 分鐘左右即可，故考慮淬火後硬度以及衝擊值，

JIS-SNCM439最佳淬火溫度為 875°C、加熱時間 30分鐘。

2. 淬火溫度對顯微組織與衝擊破斷面之影響

上述衝擊試片實施衝擊試驗後一半試樣之橫截面經

金相製備以光學顯微鏡 (OM) 觀察顯微組織所得結果如

圖 4(a)~(e)。圖中組織主要為條狀麻田散鐵並夾雜少量板狀

麻田散鐵 (未標示)，在 800°C及 825°C時尚可看見一些未

固溶之顆粒碳化物，隨著淬火溫度的提高其麻田散鐵愈來

愈細密，但在 900°C麻田散鐵有粗大趨勢，而在 875°C、

20 μm

20 μm

20 μm

20 μm

20 μm

(a) 800°C

(b) 825°C

(c) 850°C

(d) 875°C

(e) 900°C 圖 4 不同淬火溫度 (加熱時間 30 分鐘) 油淬之顯微組織

曾春風和郭央諶：構造用鎳鉻鉬合金鋼 JIS-SNCM 439 熱處理之研究 125

900°C 已未見未固溶之顆粒碳化物。此顯示低的淬火溫度

無法使碳化物全部固溶，高的淬火溫度則造成沃斯田鐵晶

粒粗化使淬火麻田散鐵粗大，前者影響淬火硬度，後者不

但影響淬火硬度也影響淬火韌性。對照圖 3 之硬度可知隨

淬火溫度的提高，硬度也逐漸提高，硬度在 875°C 達到最

高值，然後再下降，此結果與圖 4(a)~(e)之顯微組織相符

合。為了解麻田散鐵型態及殘留沃斯田鐵分佈，將 875°C、

900°C 淬火之試片做成薄膜 (foil) 並以穿透式電子顯微鏡

(TEM) 觀察其明視野 (BF) 及暗視野 (DF)，所得結果如圖

5(a)、(b)及圖 6(a)、(b)，由圖之明視野可知麻田散鐵為條狀

(lath) 且條狀物互相平行，而由暗視野可知淬火狀態尚有殘

留沃斯田鐵；且位於麻田散鐵條狀物之間的界面，以定性

來看 900°C淬火試片比 875°C淬火試片有較多殘留沃斯田

鐵及較大之條狀物，此對應 900°C淬火試片的硬度較低。

衝擊試驗之衝擊破斷面以掃描式電子顯微鏡觀察所

得結果如圖 7(a)~(e)。由圖可知淬火狀態之衝擊破斷面皆呈

現少有延性之劈裂及脆性破斷混合型態，此意味著淬火狀

態之麻田散鐵少有延性，因此衝擊破斷面呈現劈裂及脆性

破斷之混合型態。

3. 回火溫度對顯微組織的影響

將試片於 875°C 沃斯田鐵化加熱時間 30 分鐘油淬

後，再於 200~600°C回火 2小時二次 (回火後水冷)，所得

光學顯微組織如圖 8(a)~(f)所示。回火於 200°C~250°C時 α-

麻田散鐵變態成 β-麻田散鐵及 ε-碳化物，α-麻田散鐵和 β-

麻田散鐵其光學組織相近，而 ε-碳化物為超顯微碳化物無

法由光學顯微鏡看出，故 200°C~250°C回火之光學顯微組

織 (圖 8(a)(b)) 與淬火狀態 (圖 4(d)) 無太大差異，此回火

溫度約為回火第一階段。回火於 300°C左右，在原沃斯田

鐵晶界面和淬火狀態麻田散鐵之條狀物界面之未變態殘留

沃斯田鐵析出微細碳化物 (即雪明碳鐵，Fe3C)，但此碳化

物剛析出還很細不易由光學組織中看出。350°C~400°C 回

火約為回火第三階段，開始有肥粒鐵和雪明碳鐵出現，此

二相均為平衡安定相不會再產生相變態。而 500°C回火時

則開始有雪明碳鐵凝集，在 600°C則明顯有雪明碳鐵凝集

球化而成顆粒狀外觀出現。

4. 回火溫度對機械性質的影響

衝擊試片於 875°C 沃斯田鐵化加熱時間 30 分鐘油淬

後，再於 200~600°C回火 2小時二次 (回火後水冷)，實施

衝擊試驗並量測硬度；拉伸試片進行相同處理後實施拉伸

試驗並求取抗拉強度，將回火溫度對各機械性質 (硬度、

衝擊值及抗拉強度) 之關係作成圖所得結果如圖 9。由圖

可知隨回火溫度的增加，硬度、抗拉強度皆呈現下降趨勢，

且在 500°C~600°C之間回火並未產生二次硬化現象。由上

述回火組織的觀點來看，回火第一階段，高碳 α-麻田散鐵

變態成低碳 β-麻田散鐵時強硬度降低，雖然析出 ε-碳化物

但其量少又微細，所以整體強硬度會減少，而回火第二階

1 μm

1 μm

(a) (BF)

(b) (DF) 圖 5 於 875°C 淬火之 TEM 顯微組織照片

1 μm

1 μm

(a) (BF)

(b) (DF) 圖 6 於 900°C 淬火之 TEM 顯微組織照片

段雖然殘留沃斯田鐵變態成肥粒鐵 (α-Fe) 及雪明碳鐵

(Fe3C)，但雪明碳鐵少又肥粒鐵強硬度也低於沃斯田鐵，

126 技術學刊 第二十五卷 第二期 民國九十九年

(a) 800°C

20KV x1,500 10 μm

(c) 850°C (e) 900°C

(b) 825°C (d) 875°C

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm 20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

圖 7 不同淬火溫度下衝擊破斷面 SEM 照片

(a) 200°C

(b) 250°C

(c) 300°C

(d) 400°C

(e) 500°C

(f) 600°C

20 μm

20 μm

20 μm

20 μm

20 μm

20 μm

圖 8 875°C 油淬後於 200~600°C 回火 2 小時二次之 OM 顯微組織照片

因此強硬度會再下降。回火第三階段時 β-麻田散鐵及 ε-碳

化物變態成肥粒鐵及雪明碳鐵，β-麻田散鐵強硬度遠大於

肥粒鐵，所以強硬度繼續下降，最後回火第四階段雪明碳

鐵凝集成球狀並粗化，故強硬度最低。

由圖中之衝擊值可知，隨回火溫度的增加，低溫時衝

擊值稍增，但在 300°C附近卻呈現下降且在 300°C達到最

小值，亦即在此點產生所謂回火脆性。根據研究[2, 3]此回

火脆性稱為回火麻田散鐵脆性 (TME)，一般咸認與碳化物

(雪明碳鐵) 析出有關；即硬脆雪明碳鐵以連續薄膜方式在

麻田散鐵條狀物邊界析出，而形成微小裂縫的生長路徑，

導致衝擊韌性的下降。回火溫度 400°C以上時，隨回火溫

度的增加其衝擊值連續上升，此意味著隨回火溫度的增

曾春風和郭央諶：構造用鎳鉻鉬合金鋼 JIS-SNCM 439 熱處理之研究 127

HRC

T.S.

CVN

1412

1086420

Tou

ghne

ss (

kg-m

)200 300 400 500 600Tempering temperature (°C)

Tens

ile s

treng

th (k

g/m

m2 )

250

200

150

100

50

60

50

40

30

20

10

Har

dnes

s (H

RC

)

圖 9 回火溫度與機械性質 (硬度、衝擊值及抗拉強度)

之關係圖

200°C250°C

300°C

400°C

500°C 600°C

250

200

150

100

500 2 4 6 8 10 12 14

Toughness (kg-m)

Ten

sile

str

engt

h (k

g/m

m2 )

圖 10 不同回火溫度下抗拉強度與衝擊值之關係圖

加，韌性也隨著增加。在 500°C其衝擊值並未下降，此代

表 JIS-SNCM439 合金鋼在本研究中之回火方式並未產生

高溫回火徐冷脆性。在不同回火溫度將抗拉強度對衝擊值

做圖結果如圖 10，橫座標愈右邊衝擊值愈大而韌性愈好，

縱座標愈上方抗拉強度愈大，故右上方的回火條件代表可

獲得最佳之強韌性組合，因此 SNCM439 最佳淬火溫度為

875°C、加熱時間 30分鐘，而在大約 250°C是最佳強韌性

的回火溫度。

5. 回火溫度對衝擊破斷面與拉伸破斷面的影響

回火之衝擊試片其衝擊破斷面首先以掃描式電子顯

微鏡 (SEM) 低倍率觀察試樣邊緣及附近，結果發現所有

試片之邊緣皆有剪切唇存在，其餘部分之巨觀結構異於邊

緣之剪切唇，如圖 11所示，剪切唇是衝擊時最後剪斷處[10,

11]，此處之破壞屬於韌斷情況。將非剪切唇部分以較大倍

率放大觀察結果如圖 12(a)~(f)。圖 12(a)顯示在 200°C回火

衝擊斷口為劈裂 (cleavage) 型態，圖 12(b)為 250°C 回火

20 KV x50 500 μm 圖 11 回火之衝擊試片其衝擊破斷面邊緣及附近之低倍

率 SEM 照片

之結果，仍為劈裂型態但有韌帶出現，此代表具有些許韌

性。圖 12(c)是 300°C回火結果，相對於 250°C回火發現，

300°C 回火之衝擊斷口的台階較大且韌帶較少，此代表其

韌性較差。400°C回火韌帶較多而台階較少 (圖 12(d))，而

回火於 500°C及 600°C，由圖 12(e)(f)發現二者皆由韌窩及

韌帶組成之韌性破斷，代表回火於 500°C以上時有良好之

韌性。將回火 300°C 之破斷面以更高倍率 SEM 觀察，結

果如圖 13，更可清楚看出準劈裂 (quasi-cleavage) 型態，

準劈裂近似於劈裂，亦屬於脆性的破壞[8-10]，500°C回火

之破斷面以高倍率 SEM 觀察，結果如圖 14，此破斷面出

現大小不一的韌窩及韌帶，此為延性破壞型態。

觀察剪切唇與非剪切唇部分界面附近之破斷面結果

如圖 15(a)~(f)。由結果可知，低溫時 (如 200°C~300°C) 二

者之破斷面型態不同，但在高溫時 (如 500°C~600°C) 二

者之破斷面型態相近，皆為韌斷型態。

由圖 9 可知隨回火溫度的增加，抗拉強度呈下降趨

勢，為了解不同回火溫度下，拉伸破斷面的破壞型態，將

拉伸破斷面以 SEM 低倍率觀察，結果發現回火溫度在

300°C以下，其拉伸之巨觀破斷面呈現銑刀狀破裂 (milling

cutter fracture) 型態，代表性破斷面如圖 16所示，圖中央

是纖維區，接著是細脊，外圍為剪切唇是最後剪斷之處，

根據研究[9, 10]銑刀狀破裂是頸縮區材料中心及周圍有高

應力，裂縫沿徑向以 45°上下交替傳播而斷裂，為高強度

或高強韌性鋼之破斷特徵，此意味著 300°C以下之回火組

織具有高強度。而回火溫度在 400°C以上，其拉伸之巨觀

破斷面呈現杯錐狀破斷 (cup-and-cone fracture) 型態，代表

性破斷面如圖 17所示，圖中央是纖維區，接著是約斜 45°

之剪切唇為最後剪斷之處，此種杯錐破斷意味著 400°C以

上之回火組織 (對拉伸破壞) 具有較高的延性。將拉伸破

斷面的中央纖維區以較高倍率之 SEM 觀察，結果如圖

18(a)~(f)，由圖可知隨回火溫度的增加，其拉伸破斷面愈

來愈具韌斷特徵，此意味著隨回火溫度的增加，回火組織

愈具延性。

128 技術學刊 第二十五卷 第二期 民國九十九年

(a) 200°C

(b) 250°C

(c) 300°C

(d) 400°C

(e) 500°C

(f) 600°C20KV x1,500 10 μm20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm 20KV x1,500 10 μm 20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

圖 12 不同溫度回火之衝擊試片破斷面中央 SEM 照片

20KV x3,500 5 μm 圖 13 300°C 回火之衝擊破斷面中央纖維區高倍率 SEM

照片

20KV x3,500 5 μm 圖 14 500°C 回火之衝擊破斷面中央纖維區高倍率 SEM

照片

(a) 200°C

(b) 250°C

(c) 300°C

(d) 400°C

(e) 500°C

(f) 600°C

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm 20KV x1,500 10 μm20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm 20KV x1,500 10 μm

圖 15 不同溫度回火之衝擊試片其破斷面剪切唇與非剪切唇部分界面附近之 SEM 照片

曾春風和郭央諶：構造用鎳鉻鉬合金鋼 JIS-SNCM 439 熱處理之研究 129

20KV x15 1 mm 051010 圖 16 回火溫度在 300°C 以下之拉伸試片典型巨觀破斷

面

20KV x15 1 mm 051009 圖 17 回火溫度在 400°C 以上之拉伸試片典型巨觀破斷

面

(a) 200°C

(b) 250°C

(c) 300°C

(d) 400°C

(e) 500°C

(f) 600°C

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

20KV x1,500 10 μm

圖 18 不同溫度回火之拉伸破斷面中央纖維區 SEM 照片

四、結 論

JIS-SNCM439 構造用鎳鉻鉬合金鋼經由淬火回火處

理、機械性質測試、顯微組織觀察、衝擊及拉伸破斷面型

態 SEM觀察等，可獲得以下之結論：

1. JIS-SNCM439 淬火溫度低時尚有未固溶之顆粒碳化

物，過高時淬火組織粗大。考慮淬火後硬度以及衝擊

值，其最佳淬火溫度為 875°C、加熱時間 30 分鐘，而

最佳強韌性組合的回火溫度約 250°C。

2. 在上述最佳淬火條件下淬火，再於 200~600°C 回火 2

小時二次，隨回火溫度的增加，硬度、抗拉強度皆呈

現下降趨勢，而衝擊值開始稍增，但在 300°C 附近呈

現下降且達到最小值，產生回火麻田散鐵脆性，之後

衝擊值隨著回火溫度的增加快速增加。且此合金鋼回

火時不會產生二次硬化現象，也未產生高溫回火徐冷

脆性。

3. 回火之衝擊試片斷口邊緣皆出現屬於韌斷情況之剪切

唇。回火於 200°C~250°C 之衝擊斷口皆為劈裂型態，

250°C回火雖為劈裂型態但有些許韌帶出現，此代表具

有些許韌性。在 300°C 回火之衝擊斷口呈現準劈裂型

態，顯示上述 2.中之回火麻田散鐵脆性；回火於 500°C

及 600°C之衝擊斷口皆由韌窩及韌帶組成之韌性破斷。

4. 回火溫度在 300°C以下，拉伸之巨觀破斷面呈現銑刀狀

破裂型態，回火溫度在 400°C以上，拉伸之巨觀破斷面

呈現杯錐狀破斷型態。

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2008 年 04 月 08 日 收稿

2008 年 04 月 18 日 初審

2009 年 08 月 11 日 接受