圖 1不同冷拔變形量下冷拔態(tài)試驗(yàn)鋼絲的OM和SEM形貌
Figure 1.OM (a–c) and SEM (d–f) morphology of cold-drawn test steel under different cold drawing deformations
0. 引言
彈簧鋼絲是制造各種彈簧的主要原材料，常見的有55SiCr彈簧鋼絲、55SiCrV彈簧鋼絲、60Si2Mn彈簧鋼絲等[1-2]。其中55SiCr彈簧鋼絲因具有較高的硬度、彈性和疲勞強(qiáng)度，在非腐蝕耐熱環(huán)境以及需要承受重負(fù)荷且頻繁變形的部件[3-4]，如發(fā)動(dòng)機(jī)氣門、高端離合器等部件上得到了廣泛應(yīng)用。彈簧鋼絲通常采用“表面預(yù)處理—拉拔成形—熱處理—表面強(qiáng)化后處理”工藝制備[5]，根據(jù)彈簧服役要求，應(yīng)具有較高的綜合力學(xué)性能，尤其是強(qiáng)度和扭轉(zhuǎn)性能等。
生產(chǎn)工藝對(duì)彈簧鋼絲的性能影響顯著：拉拔、軋制等工藝可以顯著提高彈簧鋼絲的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度；合理的熱處理工藝有助于彈簧鋼絲保持良好的韌性和抗疲勞強(qiáng)度[6-7]；熱處理后進(jìn)行噴丸處理可以強(qiáng)化表面，細(xì)化晶粒[8]。林傳超等[9]研究發(fā)現(xiàn)，460℃感應(yīng)回火工藝處理后的淬火態(tài)55SiCr彈簧鋼絲的抗拉強(qiáng)度達(dá)到1936MPa，斷面收縮率高達(dá)59%。王秀俊等[5]研究發(fā)現(xiàn)，拉拔后直徑12.6mm的55SiCr彈簧鋼絲在1010℃淬火+460℃回火后，其抗拉強(qiáng)度可達(dá)到2010MPa，斷面收縮率為48%。目前，鮮見冷拔結(jié)合熱處理對(duì)彈簧鋼絲組織及力學(xué)性能影響的研究。作者對(duì)55SiCr彈簧鋼絲進(jìn)行不同變形量冷拔以及920℃油淬和435℃回火處理，研究了不同冷拔變形量下冷拔態(tài)和回火態(tài)顯微組織及力學(xué)性能，以期為55SiCr彈簧鋼絲的生產(chǎn)工藝優(yōu)化提供理論支撐。
1. 試樣制備與試驗(yàn)方法
試驗(yàn)材料為長(zhǎng)度10cm、直徑5.50mm的55SiCr彈簧鋼絲，由國(guó)內(nèi)某鋼廠提供，化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）為0.55C，1.50Si，0.75Mn，0.008P，0.003S，0.67Cr。
對(duì)試驗(yàn)鋼絲表面進(jìn)行噴丸及電解磷化處理，采用LZ-560型直進(jìn)式拉絲機(jī)粗拉至線直徑為5.00mm，長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)變?yōu)?2.1cm。采用伺服直驅(qū)式6-560型直進(jìn)式拉絲機(jī)進(jìn)行冷拔，受加工設(shè)備與場(chǎng)地局限，分兩程冷拔，每程進(jìn)行5道次冷拔：第一程冷拔工序中試驗(yàn)鋼絲的線直徑由5.00mm依次減至4.50，4.00，3.60，3.20，2.90mm，第二程冷拔工序中線直徑由2.90mm依次減為2.60，2.40，2.15，1.95，1.81mm。引入冷拔變形量來表征試驗(yàn)鋼絲的塑性變形程度，冷拔變形量定義為冷拔前后試驗(yàn)鋼絲長(zhǎng)度的差值。計(jì)算得到第一程冷拔工序中的冷拔變形量依次為4.94，8.91，13.34，19.54，25.97cm，第二程冷拔工序中的冷拔變形量依次為34.75，42.52，55.44，69.55，82.34cm。
將冷拔后線直徑為1.81mm的試驗(yàn)鋼絲切割成長(zhǎng)度為15cm的試樣，放入預(yù)熱到920℃的XCX-HM-300型管式加熱爐中保溫1.5min，取出進(jìn)行充分油淬后，再放入預(yù)熱到435℃的XCX-HM-150型回火爐中保溫1min進(jìn)行回火處理，空冷至室溫。
在不同冷拔變形量下的鋼絲（未經(jīng)熱處理）和熱處理后的鋼絲上截取金相試樣，依次使用200#，400#，800#，1200#，1500#砂紙對(duì)截面進(jìn)行打磨，再經(jīng)拋光和腐蝕處理后，采用IM-300LD4D型光學(xué)顯微鏡（OM）觀察顯微組織。采用FEI INSPECT F50型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察微觀形貌。按照GB/T 239.1—2023《金屬線材扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)方法》進(jìn)行扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)，線直徑在3.20~5.00mm的鋼絲試樣采用量程為?3.0~?8.0mm的GX-10型扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)，線直徑在1.81~2.90mm的鋼絲試樣采用量程為?1.0~?3.0mm的EJJ-5型扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)機(jī)。采用HVZ-1000型自動(dòng)顯微維氏硬度計(jì)測(cè)試截面硬度，以“十字形”每隔0.3mm取點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試，測(cè)9個(gè)點(diǎn)取平均值，并轉(zhuǎn)換成洛氏硬度。采用XHL-S型拉力試驗(yàn)機(jī)測(cè)試力學(xué)性能，拉伸試樣長(zhǎng)度為10cm，拉伸速度為100mm·min−1。上述試驗(yàn)均測(cè)3個(gè)平行試樣取平均值。
2. 試驗(yàn)結(jié)果與討論
2.1 冷拔變形量對(duì)冷拔態(tài)顯微組織的影響
由圖1可見，不同冷拔變形量下冷拔態(tài)試驗(yàn)鋼絲的組織均由鐵素體和珠光體組成，隨著冷拔變形量的增加，晶粒尺寸減小，珠光體組織向拉拔方向發(fā)生協(xié)調(diào)變形。經(jīng)第1道次冷拔后（冷拔變形量為4.94cm），珠光體組織已呈現(xiàn)出向拉拔方向變形的趨勢(shì)，部分區(qū)域（區(qū)域A和區(qū)域A´）的片層間距變小，而部分區(qū)域（區(qū)域B）的片層間距增大，這是珠光體為了防止在拉拔過程中發(fā)生撕裂而進(jìn)行的自我調(diào)整；當(dāng)冷拔變形量增大為34.75cm時(shí)，珠光體組織由未進(jìn)行冷拔處理時(shí)（冷拔變形量為0）的等軸狀轉(zhuǎn)變?yōu)橄嗷テ叫械募?xì)長(zhǎng)條狀（絲織構(gòu)），絲織構(gòu)的方向與拉拔方向一致，同時(shí)珠光體片層間距進(jìn)一步變小。
2.2 冷拔變形量對(duì)冷拔態(tài)力學(xué)性能的影響
由圖2可見，隨冷拔變形量增大，試驗(yàn)鋼絲的抗拉強(qiáng)度和硬度呈升高趨勢(shì)，斷面收縮率下降。當(dāng)冷拔變形量從0增大到82.34cm時(shí)，抗拉強(qiáng)度從1070MPa提高到1758MPa，增幅高達(dá)64.3%，硬度從28.8HRC提高到44.8HRC，增幅55.6%，斷面收縮率從60%下降至51%，降幅15%。冷拔變形對(duì)彈簧鋼絲斷面收縮率的影響相對(duì)較小。此外，當(dāng)冷拔變形量從0增加到19.54cm時(shí)，扭轉(zhuǎn)圈數(shù)從5.1圈增加到13圈，增幅高達(dá)154.9%，當(dāng)冷拔變形量從25.97cm增加到82.34cm時(shí)，扭轉(zhuǎn)圈數(shù)從31圈增加到41圈并趨于穩(wěn)定，增幅32.3%。
圖 2冷拔態(tài)試驗(yàn)鋼絲的力學(xué)性能隨冷拔變形量的變化曲線
Figure 2.Curves of mechnical property vs cold drawing deformation of cold-drawn test steel: (a) tensile strength and percentage reduction of area and (b) number of twist and (c) hardness
試驗(yàn)鋼絲強(qiáng)度的提高和塑韌性的下降是因?yàn)榘l(fā)生了加工硬化。在冷拔過程中，鋼絲組織由等軸狀向細(xì)長(zhǎng)條狀轉(zhuǎn)變，最終形成絲織構(gòu)，這說明鋼絲發(fā)生了顯著的塑性變形。鋼的塑性變形主要通過滑移和孿生的方式實(shí)現(xiàn)，滑移的本質(zhì)是位錯(cuò)沿滑移面的運(yùn)動(dòng)而非晶體剛性位移。隨著變形量增加，位錯(cuò)密度顯著增加，導(dǎo)致彈性應(yīng)力場(chǎng)增強(qiáng)并引發(fā)位錯(cuò)塞積、纏結(jié)及反應(yīng)等相互作用，使得位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)阻力增大，宏觀表現(xiàn)為強(qiáng)度和硬度提升[10-11]。對(duì)鋼絲進(jìn)行扭轉(zhuǎn)變形時(shí)，其表面會(huì)受到剪切力，隨著剪切力增大，塑性變形量增大，而剪切應(yīng)力產(chǎn)生的變形會(huì)使晶粒變細(xì)，產(chǎn)生細(xì)晶強(qiáng)化效果。在加工硬化導(dǎo)致的塑韌性降低和扭轉(zhuǎn)變形帶來更多塑性變形和強(qiáng)化的雙重作用下，冷拔變形量82.34cm所得鋼絲的扭轉(zhuǎn)圈數(shù)穩(wěn)定在41圈。
2.3 熱處理對(duì)顯微組織的影響
由圖3可知，冷拔至線直徑為1.81mm并經(jīng)920℃油淬和435℃回火處理后，試驗(yàn)鋼絲中因拉拔變形產(chǎn)生的細(xì)長(zhǎng)條狀組織已完全消失，轉(zhuǎn)變?yōu)榍象w組織，滲碳體呈細(xì)粒狀，均勻分布在鐵素體上，這是因?yàn)?35℃回火屬于中溫回火，回火較為充分，能夠促使更加穩(wěn)定的細(xì)粒狀滲碳體形成，且由于溫度適中，滲碳體未聚集長(zhǎng)大，仍處于彌散分布狀態(tài)[12-14]；屈氏體的鐵素體基體較少且仍然保留了淬火馬氏體的位向與針狀形態(tài)，這是因?yàn)樵囼?yàn)鋼絲的碳含量較高（質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.55%），奧氏體中溶解的碳在淬火過程中無法完全擴(kuò)散，導(dǎo)致馬氏體晶格畸變加劇，形成針狀高碳馬氏體[15]。在回火過程中，針狀高碳馬氏體開始析出碳化物，導(dǎo)致馬氏體分解，但由于回火溫度較低，原子運(yùn)動(dòng)較為緩慢，馬氏體組織整體仍呈現(xiàn)針狀，因此回火后得到的鐵素體呈現(xiàn)針狀。
圖 3920℃油淬+435℃回火處理后試驗(yàn)鋼絲的OM和SEM形貌
Figure 3.OM (a) and SEM (b) morphology of test steel after 920℃ oil quenching + 435℃ tempering
2.4 熱處理對(duì)力學(xué)性能的影響
經(jīng)過冷拔+淬回火處理后，試驗(yàn)鋼絲的抗拉強(qiáng)度為2065MPa，斷面收縮率為50%，扭轉(zhuǎn)圈數(shù)為16圈，硬度為55.1HRC。與淬回火處理前相比，淬回火處理后的抗拉強(qiáng)度提高了17.5%，硬度提高了23.0%，扭轉(zhuǎn)圈數(shù)減少，斷面收縮率相對(duì)穩(wěn)定，僅下降了1.96%。淬回火處理后試驗(yàn)鋼絲獲得了具有較高強(qiáng)度和韌性協(xié)同效果的回火屈氏體組織，針狀鐵素體較少且滲碳體呈彌散分布，使得材料產(chǎn)生了彌散強(qiáng)化效果。此外，淬回火階段彈簧鋼絲中高碳馬氏體的相變傾向于通過孿生而非位錯(cuò)滑移進(jìn)行，孿晶界本身可視為位錯(cuò)墻，使得位錯(cuò)密度大幅提升[16]，位錯(cuò)密度提高產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力與固溶強(qiáng)化作用共同提高了強(qiáng)度，而細(xì)晶強(qiáng)化和孿晶協(xié)調(diào)機(jī)制則可以維持塑性。因此，在抗拉強(qiáng)度和硬度提高的同時(shí)，彈簧鋼絲的塑性也未下降過多。
3. 結(jié)論
（1）冷拔處理后，55SiCr彈簧鋼絲的組織由珠光體和鐵素體組成，并且組織向拉拔方向發(fā)生變形，由等軸狀向條狀轉(zhuǎn)變。隨著冷拔變形量的增大，組織變形程度增大，珠光體的片層間距和晶粒尺寸減小，當(dāng)冷拔變形量為34.75cm時(shí)形成相互平行的細(xì)長(zhǎng)條狀絲織構(gòu)。
（2）隨著冷拔變形量的增大，55SiCr彈簧鋼絲的抗拉強(qiáng)度和硬度明顯提高，但由于加工硬化，斷面收縮率下降，當(dāng)冷拔變形量為82.34cm時(shí)，相較于未進(jìn)行冷拔處理時(shí)抗拉強(qiáng)度和硬度分別提高了64.3%和55.6%，斷面收縮率降低了15%。
（3）經(jīng)920℃油淬+435℃回火處理后，55SiCr彈簧鋼絲的組織轉(zhuǎn)變?yōu)榍象w組織，組織中的鐵素體仍保持淬火馬氏體的位向和針狀形態(tài)，滲碳體呈細(xì)粒狀彌散分布。與淬回火處理前相比，淬回火處理后鋼絲的抗拉強(qiáng)度和硬度分別提高了17.5%，23.0%，斷面收縮率僅下降了1.96%。
文章來源——材料與測(cè)試網(wǎng)