易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征

第36卷第7期 北京科技大学学报 Vol.36 No.7 2014年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jul.2014 易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 王毓男12)四，包燕平12)，王敏》 1)北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京1000832)北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 3)北京科技大学国家板带生产先进装备工程技术研究中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:wangyunanl23@yeah.nct 摘要利用纳米压痕技术对钢中BN、MS、AL,O,、TiN等夹杂物进行纳米压痕表征，详细讨论了BN夹杂物对钢的切削性能 的改善作用，并分析了纳米压痕表征及宏观硬度测量的误差.研究表明：铸态BN夹杂物硬度低于MS夹杂物，锻造态BN夹 杂物硬度高于MS夹杂物，三者均远低于钢基体：铸态与锻造态BN夹杂物均能在钢中起到应力集中源、润滑及包裹硬质点的 作用，改善钢的切削性能：纳米压痕表征及宏观硬度测量均存在一定的误差。 关键词易切削钢：非金属夹杂物：纳米压痕：硬度：切削性能：氮化硼 分类号TG142.33 Nanoindentation characterization of non-metallic inclusions in free cutting steel WANG Yu-nan'),BAO Yan-ping'2),WANG Min 1)State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)National Engineering Research Center of Flat Rolling Equipment,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wangyunan123@yeah.net ABSTRACT Inclusions in free cutting steel such as BN,MnS,Al,O,and TiN were characterized by nanoindentation.The improve- ment of BN inclusions on the machinability of the steel was discussed.The error between nanoindentation and macrohardness measure- ment was analyzed.The hardness of BN inclusions in as-east samples is lower than that of MnS inclusions,but BN inclusions after forg- ing become harder than MnS,even though these three kinds of inclusions are far softer than the based metal.BN inclusions in as-east samples and forged samples are stress concentration sources,lubricants and enclose hard particles,therefore improve the machinability of the steel.Nanoindentation characterization and macrohardness measurement have certain error. KEY WORDS free cutting steel:non-metallic inclusions:nanoindentation:hardness;cutting performance;boron nitride 钢的切削加工性能对降低产品成本，提高生产 在一些高熔点、高硬度的有害夹杂物，对刀具起磨料 率，实现切削加工的高速化、自动化与精密化有重要 磨损作用，严重降低刀具寿命回.因此，有必要对钢 意义，而易切削夹杂物相是改善钢的切削性能最有 中夹杂物的力学性能进行研究. 效的手段之一0.易切削夹杂物能够改善钢的切削 由于钢中夹杂物尺寸较为细小，采用宏观力学 性能的根源在于应力集中源作用，诱发基体产生很 实验方法，如拉伸、压缩或弯曲，或常规的压痕技术， 多微裂纹，降低切削抗力并致使材料易断屑。另外， 如布氏、洛氏、维氏及显微硬度测量，无法对如此微 具有良好塑性变形能力、硬度较低的夹杂物，在切削 小的夹杂物分别进行力学性能表征.纳米压痕技 过程中可在刀具表面形成覆盖膜，防止刀具扩散磨 术B0以深度敏感技术为特征，可以在实验过程中 损，抑制积屑瘤的形成，并起到润滑作用.钢中也存 分别以纳牛和纳米分辨率连续测控载荷和位移，并 收稿日期：2013-0502 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51274029)：中国博士后科学基金资助项目(2012M510319) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.07.008:http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 7 期 2014 年 7 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 7 Jul． 2014 易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 王毓男1，2) ，包燕平1，2) ，王 敏3) 1) 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083 2) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 3) 北京科技大学国家板带生产先进装备工程技术研究中心，北京 100083  通信作者，E-mail: wangyunan123@ yeah． net 摘 要 利用纳米压痕技术对钢中 BN、MnS、Al2O3、TiN 等夹杂物进行纳米压痕表征，详细讨论了 BN 夹杂物对钢的切削性能 的改善作用，并分析了纳米压痕表征及宏观硬度测量的误差． 研究表明: 铸态 BN 夹杂物硬度低于 MnS 夹杂物，锻造态 BN 夹 杂物硬度高于 MnS 夹杂物，三者均远低于钢基体; 铸态与锻造态 BN 夹杂物均能在钢中起到应力集中源、润滑及包裹硬质点的 作用，改善钢的切削性能; 纳米压痕表征及宏观硬度测量均存在一定的误差． 关键词 易切削钢; 非金属夹杂物; 纳米压痕; 硬度; 切削性能; 氮化硼 分类号 TG 142. 33 Nanoindentation characterization of non-metallic inclusions in free cutting steel WANG Yu-nan1，2)  ，BAO Yan-ping1，2) ，WANG Min3) 1) State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 3) National Engineering Ｒesearch Center of Flat Ｒolling Equipment，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: wangyunan123@ yeah． net ABSTＲACT Inclusions in free cutting steel such as BN，MnS，Al2O3 and TiN were characterized by nanoindentation． The improve￾ment of BN inclusions on the machinability of the steel was discussed． The error between nanoindentation and macrohardness measure￾ment was analyzed． The hardness of BN inclusions in as-cast samples is lower than that of MnS inclusions，but BN inclusions after forg￾ing become harder than MnS，even though these three kinds of inclusions are far softer than the based metal． BN inclusions in as-cast samples and forged samples are stress concentration sources，lubricants and enclose hard particles，therefore improve the machinability of the steel． Nanoindentation characterization and macrohardness measurement have certain error． KEY WOＲDS free cutting steel; non-metallic inclusions; nanoindentation; hardness; cutting performance; boron nitride 收稿日期: 2013--05--02 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51274029) ; 中国博士后科学基金资助项目( 2012M510319) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 07． 008; http: / /journals． ustb． edu． cn 钢的切削加工性能对降低产品成本，提高生产 率，实现切削加工的高速化、自动化与精密化有重要 意义，而易切削夹杂物相是改善钢的切削性能最有 效的手段之一［1］． 易切削夹杂物能够改善钢的切削 性能的根源在于应力集中源作用，诱发基体产生很 多微裂纹，降低切削抗力并致使材料易断屑． 另外， 具有良好塑性变形能力、硬度较低的夹杂物，在切削 过程中可在刀具表面形成覆盖膜，防止刀具扩散磨 损，抑制积屑瘤的形成，并起到润滑作用． 钢中也存 在一些高熔点、高硬度的有害夹杂物，对刀具起磨料 磨损作用，严重降低刀具寿命［2］． 因此，有必要对钢 中夹杂物的力学性能进行研究． 由于钢中夹杂物尺寸较为细小，采用宏观力学 实验方法，如拉伸、压缩或弯曲，或常规的压痕技术， 如布氏、洛氏、维氏及显微硬度测量，无法对如此微 小的夹杂物分别进行力学性能表征． 纳米压痕技 术［3 － 4］以深度敏感技术为特征，可以在实验过程中 分别以纳牛和纳米分辨率连续测控载荷和位移，并

·904· 北京科技大学学报 第36卷 根据相关物理模型对载荷一位移数据进行分析，直 得到相应试样（分别以42CrMo和20CrMo为基础钢 接计算出压痕的接触面积，从而实现在微纳米尺度 添加硼铁和喷吹氮气得到试样42CMo-BNc和 上研究材料的力学行为5-.本文利用纳米压痕技 20CrMo-BN,以42CrMo为基础钢喷吹氮气得到试 术，研究钢中BN、MnS、Al,O3、TiN夹杂物和基体组 样42CMo-N),然后随炉冷却至室温.锻造试样 织的微观力学性能，探讨钢中BN夹杂物对切削性 (42CrMo-BN)是在500kg中频感应炉中治炼得 能的改善作用，并对纳米压痕表征和宏观硬度测量 到，实验采用“Q345+合金”的治炼方法，以含有一 的误差进行分析 定量B、N元素的42CMo钢成分为目标化学成分， 1 实验材料及方法 42CMo钢成分由添加相应合金得到，而钢中B、N 元素由添加硼铁和氮化锰铁得到.通过治炼得到 实验材料的化学成分及状态如表1所示.铸态 相应铸态试样后，将铸态试样在马弗炉中升温至 试样(42 CrMo-BNc、42CrMo-N和20 CrMo-BN)是在 1200℃，保温1h,锻成中80mm的圆锭，最后在空 实验室坩埚熔炼实验基础上所得.实验在管式电阻 气中冷却至室温备用.试样锻压比约为4.5，其变 炉(SKL168)中进行，采用纯度为99.99%的AL,03 形量采用真应变表示，其表达式参见文献门]，总 质坩埚，容量为1kg,实验全程进行氩气保护（流量 应变量约为1.5.轧制试样取自轧材1215钢，其 2L·min1),实验温度控制在1650℃.实验详细过 规格为b36mm.在各试样上截取尺寸为15mm× 程为：将装有1kg钢料的坩埚放入电阻炉中，通电加 15mm×15mm的金相试样进行打磨、抛光后供纳 热，待钢料熔清并达到规定温度后，进行不同操作， 米压痕实验使用 表1试样化学成分（质量分数）与状态 Table 1 Chemical composition and state of sample % 试样名称 Mn P Cr Mo Al Ti 0 B 状态 42 CrMo-BNc0.3800.1700.670.0130.0090.970.190.0170.0050.0010.04300.0150 铸态 42CrMo-N 0.3700.2200.690.0120.009 1.06 0.200.007 0.0440.0030.0370 铸态 20CrMo-BN 0.1700.210 0.580.0190.018 0.73 0.180.003 0.0050.0010.01200.0013 铸态 42CrMo-BNp 0.4000.3100.910.0210.012 0.89 0.24 0.93 0.0010.007 0.02200.0080锻造态 1215 0.0710.0051.230.0560.370 0.0150.0055 轧制态 使用纳米压痕仪(Nano Indenter XP)对试样夹 1_1-v21- 杂物和基体进行纳米压痕表征，其位移分辨率小于 E=E+ (3) E 0.01nm,载荷分辨率小于50nN,最大载荷为600 式中，E,”:和E、v分别为金刚石压头和材料的弹性 mN,最大压入深度为500um.采用三棱锥形金刚石 模量和泊松比.计算过程中，E:=1140GPa,y:= 压头，预设探头的最大压深为500nm,泊松比取值为 0.07,v=0.25. 0.25,允许热飘移速率为0.05nm"s-1,且在计算目 为确保能够找到对应夹杂物进行纳米压痕表 标夹杂物的力学数据前利用纳米压痕仪附带的处理 征，首先利用场发射扫描电镜(SEM,ZEISS 软件除去热漂移效应的贡献.采用单一刚度测量技 ULTRA55)结合能谱仪(EDS,OXFORD INSTRU- 术对试样进行测试，得到相应的载荷一位移曲线，并 MENTS INCA X-MAX50)观察夹杂物的成分与典型 利用O&P法-9计算硬度H和弹性模量E,如下式 形貌，然后对典型形貌特征明显的夹杂物进行纳米 所示： 压痕表征.目标夹杂物的扫描电镜照片如图1所 H=P (1) 示，纳米压痕表征过程中夹杂物的金相照片如图2 Ac 所示.如图1和图2所示，各试样中相应夹杂物形 1T S E,= 貌特征明显，在光学显微镜下易区分.扫描电镜下 B2√A (2) 观察可知20CrMo-BN试样中易生成以Al,O3为核 式中：Ac为接触面积：B为常数(B=1.034):P为负 心的Al,O,与MnS复合夹杂物，其形貌特征明显， 载：S为接触刚度，用90%卸载曲线的斜率求得；E 为确保找到A山203夹杂物，在光学显微镜下选取相 为约化弹性模量.E,与弹性模量E有如下关系： 同组成夹杂物，如图2（©）所示，其中心黑色部分为

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 根据相关物理模型对载荷--位移数据进行分析，直 接计算出压痕的接触面积，从而实现在微纳米尺度 上研究材料的力学行为［5 － 6］． 本文利用纳米压痕技 术，研究钢中 BN、MnS、Al2O3、TiN 夹杂物和基体组 织的微观力学性能，探讨钢中 BN 夹杂物对切削性 能的改善作用，并对纳米压痕表征和宏观硬度测量 的误差进行分析． 1 实验材料及方法 实验材料的化学成分及状态如表 1 所示． 铸态 试样( 42CrMo--BNC、42CrMo--N 和20CrMo--BN) 是在 实验室坩埚熔炼实验基础上所得． 实验在管式电阻 炉( SKL16--8) 中进行，采用纯度为 99. 99% 的 Al2O3 质坩埚，容量为 1 kg，实验全程进行氩气保护( 流量 2 L·min － 1 ) ，实验温度控制在 1650 ℃ ． 实验详细过 程为: 将装有1 kg 钢料的坩埚放入电阻炉中，通电加 热，待钢料熔清并达到规定温度后，进行不同操作， 得到相应试样( 分别以 42CrMo 和 20CrMo 为基础钢 添加硼铁和喷吹氮气得到试样 42CrMo--BNC 和 20CrMo--BN，以 42CrMo 为基础钢喷吹氮气得到试 样 42CrMo--N) ，然后随炉冷却至室温． 锻造试样 ( 42CrMo--BNF ) 是在 500 kg 中频感应炉中冶炼得 到，实验采用“Q345 + 合金”的冶炼方法，以含有一 定量 B、N 元素的 42CrMo 钢成分为目标化学成分， 42CrMo 钢成分由添加相应合金得到，而钢中 B、N 元素由添加硼铁和氮化锰铁得到． 通过冶炼得到 相应铸态试样后，将铸态试样在马弗炉中升温至 1200 ℃ ，保温 1 h，锻成 80 mm 的圆锭，最后在空 气中冷却至室温备用． 试样锻压比约为 4. 5，其变 形量采用真应变表示，其表达式参见文献［7］，总 应变量约为 1. 5． 轧制试样取自轧材 1215 钢，其 规格为 36 mm． 在各试样上截取尺寸为 15 mm × 15 mm × 15 mm 的金相试样进行打磨、抛光后供纳 米压痕实验使用． 表 1 试样化学成分( 质量分数) 与状态 Table 1 Chemical composition and state of sample % 试样名称 C Si Mn P S Cr Mo Al Ti O N B 状态 42CrMo-BNC 0. 380 0. 170 0. 67 0. 013 0. 009 0. 97 0. 19 0. 017 0. 005 0. 001 0. 0430 0. 0150 铸态 42CrMo-N 0. 370 0. 220 0. 69 0. 012 0. 009 1. 06 0. 20 0. 007 0. 044 0. 003 0. 0370 — 铸态 20CrMo-BN 0. 170 0. 210 0. 58 0. 019 0. 018 0. 73 0. 18 0. 003 0. 005 0. 001 0. 0120 0. 0013 铸态 42CrMo-BNF 0. 400 0. 310 0. 91 0. 021 0. 012 0. 89 0. 24 0. 093 0. 001 0. 007 0. 0220 0. 0080 锻造态 1215 0. 071 0. 005 1. 23 0. 056 0. 370 — — — — 0. 015 0. 0055 — 轧制态 使用纳米压痕仪( Nano Indenter XP) 对试样夹 杂物和基体进行纳米压痕表征，其位移分辨率小于 0. 01 nm，载荷分辨率小于 50 nN，最大载荷为 600 mN，最大压入深度为 500 μm． 采用三棱锥形金刚石 压头，预设探头的最大压深为 500 nm，泊松比取值为 0. 25，允许热飘移速率为 0. 05 nm·s － 1，且在计算目 标夹杂物的力学数据前利用纳米压痕仪附带的处理 软件除去热漂移效应的贡献． 采用单一刚度测量技 术对试样进行测试，得到相应的载荷--位移曲线，并 利用 O＆P 法［8 － 9］计算硬度 H 和弹性模量 E，如下式 所示: H = P AC ， ( 1) Er = 1 β 槡π 2 S 槡AC ． ( 2) 式中: AC 为接触面积; β 为常数( β = 1. 034) ; P 为负 载; S 为接触刚度，用 90% 卸载曲线的斜率求得; Er 为约化弹性模量． Er 与弹性模量 E 有如下关系: 1 Er = 1 － ν 2 E + 1 － ν 2 i Ei ． ( 3) 式中，Ei、νi 和 E、ν 分别为金刚石压头和材料的弹性 模量和泊松 比． 计 算 过 程 中，Ei = 1140 GPa，νi = 0. 07，ν = 0. 25． 为确保能够找到对应夹杂物进行纳米压痕表 征，首 先利用场发射扫描电镜 ( SEM， ZEISS ULTＲA55) 结 合 能 谱 仪 ( EDS，OXFOＲD INSTＲU￾MENTS INCA X--MAX50) 观察夹杂物的成分与典型 形貌，然后对典型形貌特征明显的夹杂物进行纳米 压痕表征． 目标夹杂物的扫描电镜照片如图 1 所 示，纳米压痕表征过程中夹杂物的金相照片如图 2 所示． 如图 1 和图 2 所示，各试样中相应夹杂物形 貌特征明显，在光学显微镜下易区分． 扫描电镜下 观察可知 20CrMo--BN 试样中易生成以 Al2O3为核 心的 Al2O3与 MnS 复合夹杂物，其形貌特征明显， 为确保找到 Al2O3夹杂物，在光学显微镜下选取相 同组成夹杂物，如图 2( c) 所示，其中心黑色部分为 · 409 ·

第7期 王毓男等：易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 ·905· Al0,夹杂物，外层灰色部分为MnS夹杂物.由图 压痕测量最大压深为500nm,可基本排除基底 1及图2可知，夹杂物的尺寸均在2m以上，纳米 效应. a b (c) e 10 um 5 um 5 um 10um 2 pm 图1扫描电镜下夹杂物形貌.(a)42CrMo-BNc中BN夹杂物：(b)42CrMo-N中TiN夹杂物：(c)20CrMo-BN中Al2O3与MnS复合夹杂 物：(d)42CrMo-BN-中BN夹杂物：(e)1215中MnS夹杂物 Fig.1 SEM images of inclusions:(a)BN in Sample 42CrMo-BNc:(b)TiN in Sample 42CrMo-N:(c)Al2 O:and MnS in Sample 20CrMo-BN: (d)BN in Sample 42CrMo-BNg:(e)MnS in Sample 1215 (e) (d) TiN◆ Al,0 Mns MnS 10 gm 10μm 104m 10 um 10m 图2纳米压痕实验中夹杂物形貌.(a)42CrMo-BNc中BN夹杂物：(b)42CrMo-N中TiN夹杂物：(c)20CrMo-BN中Al20:与MnS复合夹 杂物：(d)42CrMo-BN,中BN夹杂物：(e)1215中MnS夹杂物 Fig.2 Typical morphologies of inclusions in nanoindentation:(a)BN in Sample 42CrMo-BNc:(b)TiN in Sample 42CrMo-N:(c)Al,O:and MnS in Sample 20CrMo-BN:(d)BN in Sample 42CrMo-BNg:(e)MnS in Sample 1215 将纳米压痕表征后试样重新打磨、机械抛光后， GPa.由以上结果可知，钢中BN、MnS的硬度明显小 用4%的硝酸乙醇溶液侵蚀30$，然后利用光学显微 于基体，A20硬度与基体相当或稍高，TN硬度约 镜观察剖面的显微组织并进行分析.使用维氏硬度 为基体的3倍 计测量基体的维氏硬度 2.2试样载荷位移曲线 2实验结果 为研究钢中夹杂物及基体的弹性变形和塑性变 形，分别对夹杂物和基体的载荷一位移曲线进行分 2.1夹杂物及基体硬度 析和讨论.图3和图4分别为钢中夹杂物和基体的 为了得到钢中夹杂物和基体的硬度和弹性模 载荷一位移曲线.为了作图简洁，对每种夹杂物和基 量，通过纳米压痕表征得到试样夹杂物及基体的硬 体选择一组典型结果.在图3中为便于比较不同状 度和弹性模量（一个纳米压痕表征硬度数据代表一 态下BN夹杂物，将其单独列出，其中BNc为铸态 个测试点)，并与维氏硬度（三个测试点平均值）进 BN夹杂物，BN为锻造态BN夹杂物.由图3(a)可 行比较，如表2所示. 知，MnS的残余压痕深度最小，说明其塑性变形最 对夹杂物进行纳米压痕表征，如表2所示.结 小，弹性回复能力最好，TN次之，AL03最差.图3 果显示：铸态试样中BN夹杂物硬度最低，其平均硬 (b)所示可知，BNc的残余压痕深度较小，说明其塑 度为0.267GPa;其次为MnS夹杂物，其平均硬度为 性变形较小，弹性回复能力较好，BN的残余压痕深 0.406GPa:锻打变形后BN夹杂物硬度为1.29GPa, 度较大，其塑性变形较大，弹性回复能力较差.图3 AL,0,夹杂物平均硬度为3.669GPa,TiN夹杂物平 (b)说明BN夹杂物经锻打后其硬度变大，塑性变形 均硬度为11.445GPa,硬度最高，纳米压痕表征所得 变大，弹性回复能力变差.由图4可知，试样1215 MnS、Al,O,、TiN硬度与文献0]中结果较吻合.基 的残余压痕深度最小，其塑性变形最小，弹性回复能 体中，试样1215硬度最低，为0.516GPa;其次为试 力最好，其余试样相差很小.关于试样1215的硬度 样42CrMo-BNc,其硬度为2.419；试样20CrMo-BN 和弹性回复系数，将在下文中集中讨论 硬度为2.737GPa;试样42CrMo-N硬度为3.197 2.3显微组织 GPa;试样42CrMo-BN硬度最高，平均硬度为4.415 图5为不同成分试样的显微组织，图中(a)和

第 7 期 王毓男等: 易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 Al2O3夹杂物，外层灰色部分为 MnS 夹杂物． 由图 1 及图 2 可知，夹杂物的尺寸均在 2 μm 以上，纳米 压痕测量最大压深为 500 nm，可基本排除基底 效应． 图 1 扫描电镜下夹杂物形貌 . ( a) 42CrMo--BNC中 BN 夹杂物; ( b) 42CrMo--N 中 TiN 夹杂物; ( c) 20CrMo--BN 中 Al2 O3 与 MnS 复合夹杂 物; ( d) 42CrMo--BNF中 BN 夹杂物; ( e) 1215 中 MnS 夹杂物 Fig． 1 SEM images of inclusions: ( a) BN in Sample 42CrMo-BNC ; ( b) TiN in Sample 42CrMo-N; ( c) Al2O3 and MnS in Sample 20CrMo-BN; ( d) BN in Sample 42CrMo-BNF ; ( e) MnS in Sample 1215 图 2 纳米压痕实验中夹杂物形貌 . ( a) 42CrMo--BNC中 BN 夹杂物; ( b) 42CrMo--N 中 TiN 夹杂物; ( c) 20CrMo--BN 中 Al2O3与 MnS 复合夹 杂物; ( d) 42CrMo--BNF中 BN 夹杂物; ( e) 1215 中 MnS 夹杂物 Fig． 2 Typical morphologies of inclusions in nanoindentation: ( a) BN in Sample 42CrMo-BNC ; ( b) TiN in Sample 42CrMo-N; ( c) Al2 O3 and MnS in Sample 20CrMo-BN; ( d) BN in Sample 42CrMo-BNF ; ( e) MnS in Sample 1215 将纳米压痕表征后试样重新打磨、机械抛光后， 用 4% 的硝酸乙醇溶液侵蚀 30 s，然后利用光学显微 镜观察剖面的显微组织并进行分析． 使用维氏硬度 计测量基体的维氏硬度． 2 实验结果 2. 1 夹杂物及基体硬度 为了得到钢中夹杂物和基体的硬度和弹性模 量，通过纳米压痕表征得到试样夹杂物及基体的硬 度和弹性模量( 一个纳米压痕表征硬度数据代表一 个测试点) ，并与维氏硬度( 三个测试点平均值) 进 行比较，如表 2 所示． 对夹杂物进行纳米压痕表征，如表 2 所示． 结 果显示: 铸态试样中 BN 夹杂物硬度最低，其平均硬 度为 0. 267 GPa; 其次为 MnS 夹杂物，其平均硬度为 0. 406 GPa; 锻打变形后 BN 夹杂物硬度为 1. 29 GPa， Al2O3夹杂物平均硬度为 3. 669 GPa，TiN 夹杂物平 均硬度为 11. 445 GPa，硬度最高，纳米压痕表征所得 MnS、Al2O3、TiN 硬度与文献［10］中结果较吻合． 基 体中，试样 1215 硬度最低，为 0. 516 GPa; 其次为试 样 42CrMo--BNC，其硬度为 2. 419; 试样 20CrMo--BN 硬度 为 2. 737 GPa; 试 样 42CrMo--N 硬 度 为 3. 197 GPa; 试样 42CrMo--BNF硬度最高，平均硬度为 4. 415 GPa． 由以上结果可知，钢中 BN、MnS 的硬度明显小 于基体，Al2 O3 硬度与基体相当或稍高，TiN 硬度约 为基体的 3 倍． 2. 2 试样载荷--位移曲线 为研究钢中夹杂物及基体的弹性变形和塑性变 形，分别对夹杂物和基体的载荷--位移曲线进行分 析和讨论． 图 3 和图 4 分别为钢中夹杂物和基体的 载荷--位移曲线． 为了作图简洁，对每种夹杂物和基 体选择一组典型结果． 在图 3 中为便于比较不同状 态下 BN 夹杂物，将其单独列出，其中 BNC 为铸态 BN 夹杂物，BNF为锻造态 BN 夹杂物． 由图 3( a) 可 知，MnS 的残余压痕深度最小，说明其塑性变形最 小，弹性回复能力最好，TiN 次之，Al2O3最差． 图 3 ( b) 所示可知，BNC的残余压痕深度较小，说明其塑 性变形较小，弹性回复能力较好，BNF的残余压痕深 度较大，其塑性变形较大，弹性回复能力较差． 图 3 ( b) 说明 BN 夹杂物经锻打后其硬度变大，塑性变形 变大，弹性回复能力变差． 由图 4 可知，试样 1215 的残余压痕深度最小，其塑性变形最小，弹性回复能 力最好，其余试样相差很小． 关于试样 1215 的硬度 和弹性回复系数，将在下文中集中讨论． 2. 3 显微组织 图 5 为不同成分试样的显微组织，图中( a) 和 · 509 ·

·906· 北京科技大学学报 第36卷 表2试样纳米压痕表征结果及维氏硬度值 Table 2 Nanoindentation results and Vickers hardness 纳米压痕表征结果 试样 夹杂物 维氏硬度，HV 硬度/GPa 弹性模量/GPa 最大载荷量/mN 最大位移量/nm BN 0.242 5.085 1.673 546.096 BN 0.323 7.917 2.285 541.463 42CrMo-BNo BN 0.237 6.061 1.666 536.717 基体 2.419 183.468 17.627 506.720 255 TiN 12.603 307.347 76.872 518.126 1000~40000g 42CrMo-N TiN 10.286 247.937 63.133 517.274 基体 3.197 260.658 23.494 508.665 285 Al2O3 3.750 231.589 26.413 504.623 20CrMo-BN A203 3.329 290.239 25.228 515.933 9002500 基体 2.737 242.175 20.433 510.587 164 BN 1.290 105.414 9.471 505.316 42CrMo-BNg A203 3.928 239.072 27.836 506.951 900-250000 基体 4.456 244.070 30.935 505.231 307 基体 4.374 248.583 30.532 505.470 MnS 0.412 12.154 3.062 543.796 MnS 0.424 13.032 3.126 539.604 100g 1215 MnS 0.382 11.162 2.797 540.539 基体 0.516 16.396 3.906 545.403 115 90 a 1-MnS 1o向 2-A1,0 1-BNo 60 3-TiN 2-BN 6 0 4 2 100 200 300 400 500 600 00 100 200300 400 500 600 位移/nm 位移nm 图3不同夹杂物载荷-位移曲线.(a)MnS、Al,O3与TiN夹杂物：(b)两种状态的BN夹杂物 Fig.3 Load versus indenter displacement for inclusions:(a)MnS,AlO3 and TiN:(b)BN in two states 1-42CrMo-BN (b)为贝氏体和少量铁素体，(c)组织为珠光体和块 30 2-42CrMo-N 3-20CrMo-BN 状分布的铁素体，()组织均为贝氏体、少量铁素体 4-42CrMo-BN 和少量珠光体，()组织为珠光体和铁素体，组织略 51215 20 成带状分布，其中灰色部分为MnS夹杂物.通常状 况下，贝氏体硬度相对珠光体较高，铁素体硬度最 低.其中铁素体的硬度主要取决于其中的合金元素 10 含量和晶体缺陷两个因素，珠光体硬度很大程度 上受铁素体硬度影响，而贝氏体硬度主要取决于贝 00 100 200300400 500.600 氏体中铁素体、碳化物弥散度和分布状况、溶质元素 位移nm 固溶强化和位错密度，其中碳的固溶强化作用比其 图4不同基体载荷一位移曲线 他合金元素大得多.试样20CMo-BN中珠光体质 Fig.4 Load versus indenter displacement for the based metal 量分数约为50%，试样1215中珠光体质量分数约

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 表 2 试样纳米压痕表征结果及维氏硬度值 Table 2 Nanoindentation results and Vickers hardness 试样 夹杂物 纳米压痕表征结果 硬度/GPa 弹性模量/GPa 最大载荷量/mN 最大位移量/ nm 维氏硬度，HV 42CrMo-BNC BN 0. 242 5. 085 1. 673 546. 096 — BN 0. 323 7. 917 2. 285 541. 463 — BN 0. 237 6. 061 1. 666 536. 717 — 基体 2. 419 183. 468 17. 627 506. 720 255 TiN 12. 603 307. 347 76. 872 518. 126 1000 ～ 4000［10］ 42CrMo-N TiN 10. 286 247. 937 63. 133 517. 274 基体 3. 197 260. 658 23. 494 508. 665 285 Al2O3 3. 750 231. 589 26. 413 504. 623 900 ～ 2500 20CrMo-BN Al2O3 3. 329 290. 239 25. 228 515. 933 基体 2. 737 242. 175 20. 433 510. 587 164 42CrMo-BNF BN 1. 290 105. 414 9. 471 505. 316 — Al2O3 3. 928 239. 072 27. 836 506. 951 900 ～ 2500［10］ 基体 4. 456 244. 070 30. 935 505. 231 307 基体 4. 374 248. 583 30. 532 505. 470 1215 MnS 0. 412 12. 154 3. 062 543. 796 MnS 0. 424 13. 032 3. 126 539. 604 100［10］ MnS 0. 382 11. 162 2. 797 540. 539 基体 0. 516 16. 396 3. 906 545. 403 115 图 3 不同夹杂物载荷--位移曲线 . ( a) MnS、Al2O3与 TiN 夹杂物; ( b) 两种状态的 BN 夹杂物 Fig． 3 Load versus indenter displacement for inclusions: ( a) MnS，Al2O3 and TiN; ( b) BN in two states 图 4 不同基体载荷--位移曲线 Fig． 4 Load versus indenter displacement for the based metal ( b) 为贝氏体和少量铁素体，( c) 组织为珠光体和块 状分布的铁素体，( d) 组织均为贝氏体、少量铁素体 和少量珠光体，( e) 组织为珠光体和铁素体，组织略 成带状分布，其中灰色部分为 MnS 夹杂物． 通常状 况下，贝氏体硬度相对珠光体较高，铁素体硬度最 低． 其中铁素体的硬度主要取决于其中的合金元素 含量和晶体缺陷两个因素［11］，珠光体硬度很大程度 上受铁素体硬度影响，而贝氏体硬度主要取决于贝 氏体中铁素体、碳化物弥散度和分布状况、溶质元素 固溶强化和位错密度，其中碳的固溶强化作用比其 他合金元素大得多． 试样 20CrMo--BN 中珠光体质 量分数约为 50% ，试样 1215 中珠光体质量分数约 · 609 ·

第7期 王毓男等：易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 ·907· 20 um 20m 20m 图5试样显微组织.(a)42CrMo-BNc:(b)42CrMo-N:(c)20CrMo-BN:(d)42CrMo-BNg:(e)1215 Fig.5 Microstructures of samples:(a)42CrMo-BNc (b)42CrMo-N:(c)20CrMo-BN:(d)42CrMo-BNg:(e)1215 为5.5%，珠光体含量是导致试样20CrMo-BN维氏 析出的A山203夹杂物.图7中复合夹杂物也非常清 硬度大于试样1215的主要影响因素，合金元素固溶 晰地证实了理论计算结果.由表2可知，钢中TN 强化作用也有一定的影响.碳元素对贝氏体的固溶 和A山，0，夹杂物硬度很高，在切削过程中对刀具产 强化作用最大，试样42CrMo-BNc、42CrMo-N、 生磨料磨损作用，将严重降低刀具寿命：而由图6和 42CMo-BN,的碳含量逐渐增大，维氏硬度也逐渐 图7所示，BN和MnS夹杂物可以在钢中TiN和 增大. A山，0，夹杂物周围形成包裹，在切削时避免刀具与其 直接接触，从而减轻超硬夹杂物质点的磨损，使钢的 3分析与讨论 易切削性能得到改善 3.1夹杂物对易切削性能的影响 3.2纳米压痕表征及宏观硬度测量的误差分析 由表2可知，BNc夹杂物硬度甚至略低于MnS 由以上分析可知，纳米压痕表征中试样1215基 夹杂物，BN夹杂物硬度与基体相比也很低，因此其 体的硬度、弹性回复系数及塑性变形量均与其他基 可以与Mns夹杂物一样，在钢中近似的被看成裂缝 体差别很大.试样1215显微组织为铁素体和珠光 或孔洞.BN夹杂物破坏了基体的连续性，由于质软 体，根据Choi等0)的研究，低碳钢(0.1C0.26Si- 而起着内部缺口作用，引起应力集中并改变BN夹 1.5Mn0.053V)中铁素体的纳米压痕硬度为2~3 杂物缺口前沿附近基体的应力状态，从而使切屑易 GPa.根据刘朝霞等的测定，低碳钢Q235 断.文献2]表明BN摩擦因数为0.2~0.3，略高 (0.13C0.19Si-0.49Mn-0.012P)中形变诱导铁素 于石墨(0.05~0.19)，被称为白色固体润滑剂，证 体的纳米压痕硬度为2.0~2.5GPa,先共析铁素体 实了BN夹杂物在钢中可以起到润滑作用. 的纳米压痕硬度为1.8~2.1GPa.钢中元素对铁素 通过FactSage6.2软件对试样42CrMo-BNc和 体相的固溶强化作用强弱为P>Si>Mn>Ni>Mo> 1215中夹杂物析出进行计算可知（图6），试样 V>W>Cr.文献13]中实验钢Si和Mn含量均高 42CrMo-BNc中BN与MnS夹杂物的析出温度低于 于文献4]，P含量稍低，因此其铁素体的纳米压痕 Al20,和TiN夹杂物，即使在高硫试样1215中，MnS 硬度较高.本研究中试样1215(0.071C-0.005Si- 夹杂物的析出温度仍在液相线以下，低于在液相中 1.23Mn0.056P)的Si含量低于文献04]，而Mn 005@ 1.5 0.04 BN MnS 1.0 0.03 AIN 0.02 MnS 0.5 0.01 TiN ALO 800 1000 1200 1400 1600 1800 800 1000 1200 1400 1600 1800 温度℃ 温度℃ 图6夹杂物析出温度与质量分数.(a)42CrMo-BNc;(b)1215 Fig.6 Precipitation temperature and mass fraction of main inclusions in samples:(a)42CrMo-BNc:(b)1215

第 7 期 王毓男等: 易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 图 5 试样显微组织 . ( a) 42CrMo--BNC ; ( b) 42CrMo--N; ( c) 20CrMo--BN; ( d) 42CrMo--BNF ; ( e) 1215 Fig． 5 Microstructures of samples: ( a) 42CrMo-BNC ; ( b) 42CrMo-N; ( c) 20CrMo-BN; ( d) 42CrMo-BNF ; ( e) 1215 为 5. 5% ，珠光体含量是导致试样 20CrMo--BN 维氏 硬度大于试样 1215 的主要影响因素，合金元素固溶 强化作用也有一定的影响． 碳元素对贝氏体的固溶 强 化 作 用 最 大，试 样 42CrMo--BNC、42CrMo--N、 42CrMo--BNF的碳含量逐渐增大，维氏硬度也逐渐 增大． 3 分析与讨论 3. 1 夹杂物对易切削性能的影响 由表 2 可知，BNC夹杂物硬度甚至略低于 MnS 夹杂物，BNF夹杂物硬度与基体相比也很低，因此其 可以与 MnS 夹杂物一样，在钢中近似的被看成裂缝 或孔洞． BN 夹杂物破坏了基体的连续性，由于质软 而起着内部缺口作用，引起应力集中并改变 BN 夹 杂物缺口前沿附近基体的应力状态，从而使切屑易 断． 文献［12］表明 BN 摩擦因数为 0. 2 ～ 0. 3，略高 于石墨( 0. 05 ～ 0. 19) ，被称为白色固体润滑剂，证 实了 BN 夹杂物在钢中可以起到润滑作用． 图 6 夹杂物析出温度与质量分数 . ( a) 42CrMo--BNC ; ( b) 1215 Fig． 6 Precipitation temperature and mass fraction of main inclusions in samples: ( a) 42CrMo-BNC ; ( b) 1215 通过 FactSage 6. 2 软件对试样 42CrMo--BNC和 1215 中夹杂物析出进行计算可知 ( 图 6 ) ，试 样 42CrMo--BNC中 BN 与 MnS 夹杂物的析出温度低于 Al2O3和 TiN 夹杂物，即使在高硫试样 1215 中，MnS 夹杂物的析出温度仍在液相线以下，低于在液相中 析出的 Al2O3夹杂物． 图 7 中复合夹杂物也非常清 晰地证实了理论计算结果． 由表 2 可知，钢中 TiN 和 Al2O3夹杂物硬度很高，在切削过程中对刀具产 生磨料磨损作用，将严重降低刀具寿命; 而由图 6 和 图 7 所 示，BN 和 MnS 夹杂物可以在钢中 TiN 和 Al2O3夹杂物周围形成包裹，在切削时避免刀具与其 直接接触，从而减轻超硬夹杂物质点的磨损，使钢的 易切削性能得到改善． 3. 2 纳米压痕表征及宏观硬度测量的误差分析 由以上分析可知，纳米压痕表征中试样 1215 基 体的硬度、弹性回复系数及塑性变形量均与其他基 体差别很大． 试样 1215 显微组织为铁素体和珠光 体，根据 Choi 等［13］的研究，低碳钢( 0. 1C--0. 26Si-- 1. 5Mn--0. 053V) 中铁素体的纳米压痕硬度为 2 ～ 3 GPa． 根 据 刘 朝 霞 等［14］ 的 测 定，低 碳 钢 Q235 ( 0. 13C--0. 19Si--0. 49Mn--0. 012P) 中形变诱导铁素 体的纳米压痕硬度为 2. 0 ～ 2. 5 GPa，先共析铁素体 的纳米压痕硬度为 1. 8 ～ 2. 1 GPa． 钢中元素对铁素 体相的固溶强化作用强弱为 P ＞ Si ＞ Mn ＞ Ni ＞ Mo ＞ V ＞ W ＞ Cr． 文献［13］中实验钢 Si 和 Mn 含量均高 于文献［14］，P 含量稍低，因此其铁素体的纳米压痕 硬度较高． 本研究中试样 1215 ( 0. 071C--0. 005Si-- 1. 23Mn--0. 056P) 的 Si 含量低于文献［14］，而 Mn · 709 ·

·908· 北京科技大学学报 第36卷 (b) (c) BN- TiN- -MnS BN- -AL0, 2 um 10m 5um 2 Hm 图7复合夹杂物形貌.(a)BN与A山，O:(b)BN与TN:(c)BN、TiN与A山，O:(d)Mns与A山，O3 Fig.7 SEM images of complex inclusions:(a)BN and Al2O3:(b)BN and TiN:(c)BN,TiN and Al2O:(d)MnS and Al2O3 含量和P含量则高于文献4]，因此其中铁素体硬 利用定倍定标金相显微镜(52XA)和显微粒度 度不应低于文献4]，纳米压痕表征出现明显误 分析软件(UV-G)对试样1215中MnS夹杂物的直 差.图8为试样1215中MnS夹杂物与基体的载荷- 径进行统计，统计了0.15mm2内236个MnS夹杂 位移曲线，可以看出基体曲线与MnS夹杂物曲线趋 物，其直径分布如图10所示.利用DeHoff公式的 势一致，仅载荷稍高.本文认为，曲线1所表征的基 计算单位体积MnS夹杂物数量及其体积分数： 体，其表面为基体，下部为MnS夹杂物，示意图如图 Ny= 2 N, 9所示.如图9所示，纳米压痕探头压入基体表面经 md (4) 少量位移后，即压入表层下MS夹杂物，所得的硬 (5) 度、弹性模量及载荷一位移曲线不能表征基体，而是 片Σ量 近似于MnS夹杂物. V=若N (6) 1-1215 式中：Nv为试样单位体积内MnS夹杂物数量，m-3; 2-MnS N。为试样单位面积内MnS夹杂物数量，m-2;d为n 个夹杂物中第i个夹杂物直径，m;d为MnS夹杂物 2 直径的调和平均值，m;V为MnS夹杂物的体积分数. 经计算可得，试样1215中MnS夹杂物的体积 分数为0.96%，含量较多，有可能出现图9中所示 的现象.因此在对夹杂物含量较多的钢基体进行纳 米压痕表征时，需排除夹杂物可能带来的基底效应 100 200300400500600 位移/nm 40 图8试样1215载荷-位移曲线 Fig.8 Load versus indenter displacement for Sample 1215 0.5um 压头 10 0 MnS 10 1520 25 MnS直径分布/am 图10试样1215中MS夹杂物数量随直径的变化 Fig.10 Change of MnS number with MnS diameter for Sample 1215 本文以试样1215为例，对维氏硬度测量的误差 进行分析.由上文可知，试样1215中铁素体的体积 图9试样1215基体纳米压痕测量示意图 Fig.9 Schematic diagram of nanoindentation for the based metal of 分数约为93.5%，珠光体和MnS夹杂物的体积分数 Sample 1215 分别为5.5%和1%，在对试样进行维氏硬度测量 时，其硬度不仅取决于化学成分和显微组织，钢中大

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 7 复合夹杂物形貌 . ( a) BN 与 Al2O3 ; ( b) BN 与 TiN; ( c) BN、TiN 与 Al2O3 ; ( d) MnS 与 Al2O3 Fig． 7 SEM images of complex inclusions: ( a) BN and Al2O3 ; ( b) BN and TiN; ( c) BN，TiN and Al2O3 ; ( d) MnS and Al2O3 含量和 P 含量则高于文献［14］，因此其中铁素体硬 度不应低于文献［14］，纳米压痕表征出现明显误 差． 图 8 为试样 1215 中 MnS 夹杂物与基体的载荷-- 位移曲线，可以看出基体曲线与 MnS 夹杂物曲线趋 势一致，仅载荷稍高． 本文认为，曲线 1 所表征的基 体，其表面为基体，下部为 MnS 夹杂物，示意图如图 9 所示． 如图 9 所示，纳米压痕探头压入基体表面经 少量位移后，即压入表层下 MnS 夹杂物，所得的硬 度、弹性模量及载荷--位移曲线不能表征基体，而是 近似于 MnS 夹杂物． 图 8 试样 1215 载荷--位移曲线 Fig． 8 Load versus indenter displacement for Sample 1215 图 9 试样 1215 基体纳米压痕测量示意图 Fig． 9 Schematic diagram of nanoindentation for the based metal of Sample 1215 利用定倍定标金相显微镜( 52XA) 和显微粒度 分析软件( UV--G) 对试样 1215 中 MnS 夹杂物的直 径进行统计，统计了 0. 15 mm2 内 236 个 MnS 夹杂 物，其直径分布如图 10 所示． 利用 DeHoff 公式［15］ 计算单位体积 MnS 夹杂物数量及其体积分数: NV = 2 π ·Na d ， ( 4) 1 d = 1 n ∑ 1 di ， ( 5) V = π 6 d3 NV． ( 6) 式中: NV 为试样单位体积内 MnS 夹杂物数量，m － 3 ; Na 为试样单位面积内 MnS 夹杂物数量，m － 2 ; di 为 n 个夹杂物中第 i 个夹杂物直径，m; d 为 MnS 夹杂物 直径的调和平均值，m; V 为 MnS 夹杂物的体积分数． 经计算可得，试样 1215 中 MnS 夹杂物的体积 分数为 0. 96% ，含量较多，有可能出现图 9 中所示 的现象． 因此在对夹杂物含量较多的钢基体进行纳 米压痕表征时，需排除夹杂物可能带来的基底效应． 图 10 试样 1215 中 MnS 夹杂物数量随直径的变化 Fig． 10 Change of MnS number with MnS diameter for Sample 1215 本文以试样 1215 为例，对维氏硬度测量的误差 进行分析． 由上文可知，试样 1215 中铁素体的体积 分数约为 93. 5% ，珠光体和 MnS 夹杂物的体积分数 分别为 5. 5% 和 1% ，在对试样进行维氏硬度测量 时，其硬度不仅取决于化学成分和显微组织，钢中大 · 809 ·

第7期 王毓男等：易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 ·909· 量存在的MnS夹杂物对其也有一定的影响，其示意 (陈列.新型低碳复合易切削钢的研究[学位论文].北京：北 图如图11所示.由于MnS夹杂物相对基体较软，必 京科技大学，2010) B] Oliver W C,Pharr G M.An improved technique for determining 然会使试样宏观硬度相应降低，从而产生误差，因此 hardness and elastic modulus using load and displacement sensing 对含大量夹杂物的试样，其维氏硬度测量不仅仅要 indentation experiments.J Mater Res,1992,7(6):1564 考虑其化学成分和显微组织，夹杂物的影响也必须 4 Oliver W C,Pharr G M.Measurement of hardness and elastic 被考虑进去，其他宏观硬度测量也应考虑这一因素 modulus by instrumented indentation:advances in understanding and refinements to methodology.J Mater Res,2004,19(1):3 的 Xie C Y.Applications of nanoindentation techniques in material 压头 science.Physics,2001,30(7):432 (谢存毅.纳米压痕技术在材料科学中的应用.物理，2001， ··2 30(7):432) ::: [6]Kuhn H,Medlin D.ASM Handbook:Volume 8:Materials Testing and Eraluation.10th Ed.Ohio:Intemational Materials Park, 2000 Guo Q,Yan H G.Chen Z H,et al.Effect of multiple forging process on microstructure and mechanical properties of magnesium alloy AZ80.Acta Metall Sin,2006,42(7)739 :,·::",::· (郭强，严红革，陈振华，等.多向锻造工艺对AZ80镁合金显 微组织和力学性能的影响.金属学报，2006,42(7)：739) MnS [8]Tsui T Y,Vlassak J,Nix W D.Indentation plastic displacement 图11试样1215维氏硬度测量示意图 field:Part II.The case of hard films on soft substrates.J Mater Fig.11 Schematic diagram of Vickers hardness measurement for Re,1999,14(6):2204 Sample 1215 [9] Moody N R,Gerberich WW,Burnham N,et al.Fundamentals of Nanoindentation and Nanotribology.Warrendale:Materials Re- 4结论 search Society,1998 [10]Nagashima N,Matsuoka S,Miyahara K.AFM ultra-micro hard- (1)对钢中夹杂物进行纳米压痕表征可知：铸 ness test for inclusions in high strength steels.Trans Ipn Soc 态BN夹杂物硬度低于MnS夹杂物，两者均远低于 Mech Eng A,1999,65(631):477 (長岛伸夫，松岡三郎，宫原健介.高強度鋼中)介在物) 基体；锻造态BN夹杂物硬度相对MnS较高，但相对 AFM超微小硬ě試骏.日本機械学會論文集(A编)，1999， 基体其硬度仍很低：钢中A山，03夹杂物硬度相近或 65(631):477) 稍高于基体；TN夹杂物硬度很高，约为基体的 1] Song H W,Shi B,Wang X F,et al.Characterization of a low 3倍. carbon low alloy steel by nanoindentation.Acta Metall Sin, (2)通过对不同状态BN夹杂物的纳米压痕表 2005,41(3):287 征可知，铸态BN夹杂物与锻造态BN夹杂物相对其 (宋洪伟，史弼，王秀芳，等.一种低碳低合金钢的纳米压痕 表征.金属学报，2005,41(3)：287) 基体硬度均很低，在钢中可以起到应力集中源的 [12]Wang H D,Xu B S,Liu JJ.Micro and Nano Sulfide Solid Lu- 作用. brication.Beijing:Science Press,2009 (3)通过对钢中夹杂物析出进行计算及验证， (王海斗，徐滨士，刘家浚.微纳米硫系固体润滑.北京：科 证实了BN夹杂物在钢中可以起到包裹硬质点的作 学出版社，2009) 用，改善钢的易切削性能 [13]Choi Y,Choo W Y,Kwon D.Analysis of mechanical property distribution in multiphase ultra-fine-grained steels by nanoindent- ation.Scripta Mater,2001,45(12):1401 参考文献 [14]Liu C X,Li DZ,Qiao G W.Investigation on deformation in- [Lou D C,Cui K,Wu X C,et al.The relationship between inclu- duced ferrite (a kind of martensite)transformation above A sion and free-cutting mechanism of resulphurized composite free temperature in a low carbon steel.Acta Metall Sin,2005,41 cutting steel.Mater Mech Eng,1996,20(5):27 (11):1127 (娄德春，崔昆，吴晓春，等.硫复合系易切钢中夹杂物与易 (刘朝霞，李殿中，乔桂文.低碳钢在A温度之上的形变诱 切削机理的研究.机械工程材料，1996,20(5)：27) 导铁素体（一种马氏体）的相变研究.金属学报，2005,41 Chen Study on New Type Lo-earbon Composite Free-machining (11):1127) Steel DDissertation].Beijing:University of Science and Technolo- [15]DeHoff R T.Quantitatice Microscopy.New York:MeGraw-Hill, gy Beijing,2010 1968

第 7 期 王毓男等: 易切削钢中夹杂物的纳米压痕表征 量存在的 MnS 夹杂物对其也有一定的影响，其示意 图如图 11 所示． 由于 MnS 夹杂物相对基体较软，必 然会使试样宏观硬度相应降低，从而产生误差，因此 对含大量夹杂物的试样，其维氏硬度测量不仅仅要 考虑其化学成分和显微组织，夹杂物的影响也必须 被考虑进去，其他宏观硬度测量也应考虑这一因素． 图 11 试样 1215 维氏硬度测量示意图 Fig． 11 Schematic diagram of Vickers hardness measurement for Sample 1215 4 结论 ( 1) 对钢中夹杂物进行纳米压痕表征可知: 铸 态 BN 夹杂物硬度低于 MnS 夹杂物，两者均远低于 基体; 锻造态 BN 夹杂物硬度相对 MnS 较高，但相对 基体其硬度仍很低; 钢中 Al2 O3 夹杂物硬度相近或 稍高 于 基 体; TiN 夹 杂 物 硬 度 很 高，约 为 基 体 的 3 倍． ( 2) 通过对不同状态 BN 夹杂物的纳米压痕表 征可知，铸态 BN 夹杂物与锻造态 BN 夹杂物相对其 基体硬度均很低，在钢中可以起到应力集中源的 作用． ( 3) 通过对钢中夹杂物析出进行计算及验证， 证实了 BN 夹杂物在钢中可以起到包裹硬质点的作 用，改善钢的易切削性能． 参 考 文 献 ［1］ Lou D C，Cui K，Wu X C，et al． The relationship between inclu￾sion and free-cutting mechanism of resulphurized composite free cutting steel． Mater Mech Eng，1996，20( 5) : 27 ( 娄德春，崔昆，吴晓春，等． 硫复合系易切钢中夹杂物与易 切削机理的研究． 机械工程材料，1996，20( 5) : 27) ［2］ Chen L． Study on New Type Low-carbon Composite Free-machining Steel［Dissertation］． Beijing: University of Science and Technolo￾gy Beijing，2010 ( 陈列． 新型低碳复合易切削钢的研究［学位论文］． 北京: 北 京科技大学，2010) ［3］ Oliver W C，Pharr G M． An improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments． J Mater Ｒes，1992，7( 6) : 1564 ［4］ Oliver W C，Pharr G M． Measurement of hardness and elastic modulus by instrumented indentation: advances in understanding and refinements to methodology． J Mater Ｒes，2004，19( 1) : 3 ［5］ Xie C Y． Applications of nanoindentation techniques in material science． Physics，2001，30( 7) : 432 ( 谢存毅． 纳米压痕技术在材料科学中的应用． 物理，2001， 30( 7) : 432) ［6］ Kuhn H，Medlin D． ASM Handbook Volume 8: Materials Testing and Evaluation． 10th Ed． Ohio: International Materials Park， 2000 ［7］ Guo Q，Yan H G，Chen Z H，et al． Effect of multiple forging process on microstructure and mechanical properties of magnesium alloy AZ80． Acta Metall Sin，2006，42( 7) : 739 ( 郭强，严红革，陈振华，等． 多向锻造工艺对 AZ80 镁合金显 微组织和力学性能的影响． 金属学报，2006，42( 7) : 739) ［8］ Tsui T Y，Vlassak J，Nix W D． Indentation plastic displacement field: Part II． The case of hard films on soft substrates． J Mater Ｒes，1999，14( 6) : 2204 ［9］ Moody N Ｒ，Gerberich W W，Burnham N，et al． Fundamentals of Nanoindentation and Nanotribology． Warrendale: Materials Ｒe￾search Society，1998 ［10］ Nagashima N，Matsuoka S，Miyahara K． AFM ultra-micro hard￾ness test for inclusions in high strength steels． Trans Jpn Soc Mech Eng A，1999，65( 631) : 477 ( 長島伸夫，松岡三郎，宮原健介． 高強度鋼中の介在物の AFM 超微小硬さ試験． 日本機械学會論文集( A 編) ，1999， 65( 631) : 477) ［11］ Song H W，Shi B，Wang X F，et al． Characterization of a low carbon low alloy steel by nanoindentation． Acta Metall Sin， 2005，41( 3) : 287 ( 宋洪伟，史弼，王秀芳，等． 一种低碳低合金钢的纳米压痕 表征． 金属学报，2005，41( 3) : 287) ［12］ Wang H D，Xu B S，Liu J J． Micro and Nano Sulfide Solid Lu￾brication． Beijing: Science Press，2009 ( 王海斗，徐滨士，刘家浚． 微纳米硫系固体润滑． 北京: 科 学出版社，2009) ［13］ Choi Y，Choo W Y，Kwon D． Analysis of mechanical property distribution in multiphase ultra-fine-grained steels by nanoindent￾ation． Scripta Mater，2001，45( 12) : 1401 ［14］ Liu C X，Li D Z，Qiao G W． Investigation on deformation in￾duced ferrite ( a kind of martensite) transformation above Ae3 temperature in a low carbon steel． Acta Metall Sin，2005，41 ( 11) : 1127 ( 刘朝霞，李殿中，乔桂文． 低碳钢在 Ae3温度之上的形变诱 导铁素体( 一种马氏体) 的相变研究． 金属学报，2005，41 ( 11) : 1127) ［15］ DeHoff Ｒ T． Quantitative Microscopy． New York: McGraw-Hill， 1968 · 909 ·