工程科学学报，第41卷，第8期：1037-1044,2019年8月 Chinese Joural of Engineering,Vol.41,No.8:1037-1044,August 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.08.009;http://journals.ustb.edu.cn 石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 张永军四，张鹏程，张波，王九花，于文杰，韩静涛 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:zhangyj@(mater..usth.cdu.cn 摘要将0.46%含碳量（质量分数）的石墨化碳素钢在万能材料试验机上进行室温压缩变形，试验钢表现出良好的压缩变 形性能.根据载荷-位移曲线的变化特点，试验钢的压缩变形过程以位移7.0mm(对应相对压下量为58.3%)为节点分为两个 阶段：在位移≤7.0mm的压缩阶段，载荷呈线性增加，压缩试样的鼓度值逐渐增加而达到一个极大值(14.6%)，压缩试样中心 位置的维氏硬度增幅最大，为38.1HV,至位移7.0mm时试样端面径向伸长率的增幅为34%：而在位移>7.0mm的压缩阶段， 载荷呈指数增加，压缩试样的鼓度值从极大值开始逐渐减小，至位移为10.72mm时（相对压下量为89.3%），试样端面的径向 伸长率相比于位移7.0mm时增加了83.1%，压缩试样的中心位置的维氏硬度增幅最小，为32.7HV.上述试验数据表明，在位 移≤7.0mm的压缩过程中，压缩试样内的三个不均匀变形区的位置与传统压缩模型一致，但是当压缩变形进入位移>7.0mm 的压缩过程中，试样中心位置已不再是传统压缩模中变形程度最大的变形区了，即在这个阶段试样中的3个不均匀变形区的 变形程度发生了改变.正因这种不均匀变形区变形程度的改变导致了变形过程中载荷的急剧增加和鼓度值的减低.另外，在 压缩变形过程中，三个不均匀变形区中石墨粒子的微观变形量总是高于铁素体基体，其原因之一可以归结为石墨粒子中层与 层之间容易于滑动的结果. 关键词石墨化碳素钢：室温压缩变形：载荷-位移曲线：鼓度值：微观变形量 分类号TG142.1:TH142.1 Inhomogeneous deformation behavior in compressive deformation process at room temperature of graphitized carbon steel ZHANG Yong-jun,ZHANG Peng-cheng,ZHANG Bo,WANG Jiu-hua,YU Wen-jie,HAN Jing-tao School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zhangyj@mater.ustb.edu.cn ABSTRACT Based on the development trends,graphitized carbon steel has been proposed as a low-sulfur and Pb-free free-cutting steel.This steel has attracted considerable attention because of its excellent cutting performance and good cold forging performance. This study investigates graphitized carbon steel containing 0.46%C with ferrite and graphite.In particular,its compression deforma- tion at room temperature was studied using a universal testing machine.The load-displacement curve was fitted,the drum shape and radial elongation of the end face of the compression specimens were calculated,the surface quality and microstructure of the compres- sion specimens were observed using optical microscopy and field-emission scanning electron microscopy,and the micro-deformation of graphite particles and the ferritic matrix in the compression specimens was statistically analyzed using Image-Pro 6.0.The results show that the tested steel exhibits good compression deformation performance.According to the varying characteristics of the load with respect to displacement,the compression deformation process of the tested steel is divided into two stages with a displacement of 7 mm (corre- sponding to 58.3%reduction):at the compression stage with displacement s7.0 mm,the load increases linearly with displacement. The value of the drum shape increases with increasing displacement,reaching a maximum value of 14.6%,the radial elongation of the 收稿日期：2018-08-01 基金项目：北京市自然科学基金资助项目(2172035)
工程科学学报,第 41 卷,第 8 期:1037鄄鄄1044,2019 年 8 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 8: 1037鄄鄄1044, August 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 08. 009; http: / / journals. ustb. edu. cn 石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 张永军苣 , 张鹏程, 张 波, 王九花, 于文杰, 韩静涛 北京科技大学材料科学与工程学院, 北京 100083 苣通信作者, E鄄mail: zhangyj@ mater. ustb. edu. cn 摘 要 将 0郾 46% 含碳量(质量分数)的石墨化碳素钢在万能材料试验机上进行室温压缩变形,试验钢表现出良好的压缩变 形性能. 根据载荷鄄鄄位移曲线的变化特点,试验钢的压缩变形过程以位移 7郾 0 mm(对应相对压下量为 58郾 3% )为节点分为两个 阶段:在位移臆7郾 0 mm 的压缩阶段,载荷呈线性增加,压缩试样的鼓度值逐渐增加而达到一个极大值(14郾 6% ),压缩试样中心 位置的维氏硬度增幅最大,为38郾 1 HV,至位移7郾 0 mm 时试样端面径向伸长率的增幅为34% ;而在位移 > 7郾 0 mm 的压缩阶段, 载荷呈指数增加,压缩试样的鼓度值从极大值开始逐渐减小,至位移为 10郾 72 mm 时(相对压下量为 89郾 3% ),试样端面的径向 伸长率相比于位移7郾 0 mm 时增加了83郾 1% ,压缩试样的中心位置的维氏硬度增幅最小,为32郾 7 HV. 上述试验数据表明,在位 移臆7郾 0 mm 的压缩过程中,压缩试样内的三个不均匀变形区的位置与传统压缩模型一致,但是当压缩变形进入位移 > 7郾 0 mm 的压缩过程中,试样中心位置已不再是传统压缩模中变形程度最大的变形区了,即在这个阶段试样中的 3 个不均匀变形区的 变形程度发生了改变. 正因这种不均匀变形区变形程度的改变导致了变形过程中载荷的急剧增加和鼓度值的减低. 另外,在 压缩变形过程中,三个不均匀变形区中石墨粒子的微观变形量总是高于铁素体基体,其原因之一可以归结为石墨粒子中层与 层之间容易于滑动的结果. 关键词 石墨化碳素钢; 室温压缩变形; 载荷鄄鄄位移曲线; 鼓度值; 微观变形量 分类号 TG142郾 1; TH142郾 1 收稿日期: 2018鄄鄄08鄄鄄01 基金项目: 北京市自然科学基金资助项目(2172035) Inhomogeneous deformation behavior in compressive deformation process at room temperature of graphitized carbon steel ZHANG Yong鄄jun 苣 , ZHANG Peng鄄cheng, ZHANG Bo, WANG Jiu鄄hua, YU Wen鄄jie, HAN Jing鄄tao School of Materials Science and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣Corresponding author, E鄄mail: zhangyj@ mater. ustb. edu. cn ABSTRACT Based on the development trends, graphitized carbon steel has been proposed as a low鄄sulfur and Pb鄄free free鄄cutting steel. This steel has attracted considerable attention because of its excellent cutting performance and good cold forging performance. This study investigates graphitized carbon steel containing 0郾 46% C with ferrite and graphite. In particular, its compression deforma鄄 tion at room temperature was studied using a universal testing machine. The load鄄鄄 displacement curve was fitted, the drum shape and radial elongation of the end face of the compression specimens were calculated, the surface quality and microstructure of the compres鄄 sion specimens were observed using optical microscopy and field鄄emission scanning electron microscopy, and the micro鄄deformation of graphite particles and the ferritic matrix in the compression specimens was statistically analyzed using Image鄄Pro 6郾 0. The results show that the tested steel exhibits good compression deformation performance. According to the varying characteristics of the load with respect to displacement, the compression deformation process of the tested steel is divided into two stages with a displacement of 7 mm (corre鄄 sponding to 58郾 3% reduction): at the compression stage with displacement 臆7郾 0 mm, the load increases linearly with displacement. The value of the drum shape increases with increasing displacement, reaching a maximum value of 14郾 6% , the radial elongation of the
·1038· 工程科学学报，第41卷，第8期 end face of the compression sample increases 34%,and the Vickers hardness at the center of the compression sample reaches its maxi- mum value of 38.I HV.At the compression stage with displacement >7.0mm,the load increases exponentially,the value of the drum shape gradually decreases from its maximum value,the radial elongation of the end face of compression sample increases by 83.1% compared with that at 7.0mm displacement,and the Vickers hardness at the center of the compression sample reaches its minimum val- ue of 32.7 HV.The aforementioned experimental data show that,in the compression process with displacement s7.0 mm,the three non-uniform deformation zones within the compression sample are consistent with the traditional compression model;however,in the compression process with displacement >7.0mm,the center of the sample is no longer the deformation zone with the largest deforma- tion degree in the traditional compression model.That is,the deformation degree of the three nonuniform deformation zones changes at this stage.This change leads to sharp increase in the load and to a decrease in the drum shape.In addition,during the compression deformation process,the micro-deformation degree of the graphite particles is greater than that of the ferritic matrix in the three inhomo- geneous deformation zones.This is attributed to the crystal structure of graphite.In particular,graphite has a layered,planar structure in which bonding between layers occurs via weak van der Waals interactions,which enables layers of graphite to be easily separated or to slide past each other. KEY WORDS graphitized carbon steel;compression deformation;the load-displacement curve;value of drum shape;micro de- formation 石墨化碳素钢是顺应易切削钢无铅、低硫的发 变形不均匀明显，尤其在大变形情况下，应力-应变 展趋势而提出的，是完全符合当今对环境要求越来 曲线往往很难反映出压缩变形的真实情况，为此本 越严格的“绿色环保”概念的新材料山.该钢是 文从压缩变形过程中的载荷-位移曲线为切入点， 以铁素体+石墨为组织特征的碳钢：而现在使用的 根据载荷随位移的变化规律，分析该钢的压缩变形 碳钢，其加工时的组织常常为铁素体+珠光体，或铁 特征：对压缩试样三个不均匀变形区的显微硬度进 素体+粒状渗碳体等.由这样组织特点可见，该钢 行了测试，并以硬度值判断压缩试样各不均匀变形 将因室温变形时流动阻力小而具有良好的冷变形性 区的变化特征，同时对压缩试样各不均匀变形区中 能.这种钢材同时具有较高切削性能和冷成形性能 石墨粒子、铁素体的微观变形量进行了测量与分析. 的，兼备这两种性能在以前被业界认为是不可能的， 其适用于对切削性能、冷成形性能以及淬透性有较 1试验用钢制备及其试验方法 高要求的机械结构用钢，可用于制造螺栓、螺母、螺 试验用钢以45钢为原料，在ZG-50型真空感 钉、铆钉、自攻螺钉等各种机械标准件和紧固件.在 应电炉中对其进行熔化，炉内真空度为1.33Pa,微 标准件和紧固件的制造过程中常采用冷镦工艺，该 合金化后出钢，浇注成钢锭：然后对钢锭进行热锻成 工艺制造标准件和紧固件不但效率高、质量好，而且 型和680℃×10h的石墨化处理，其组织主要为铁 用料省、成本低，因此被认为是一种优质高效经济的 素体基体上弥散分布着石墨粒子，其中石墨粒子呈 加工方法. 团絮状，平均粒径在8um左右，如图1(a)所示.之 冷镦是在室温下利用金属塑性成型的，具有变 后将其加工成直径为6mm、高度为12mm的圆柱形 形程度大且不均匀的特点.在冷镦过程中变形体内 模拟试样.其主要化学成分（质量分数/%）为 部必然出现不均匀变形区，各区将因其变形程度不 0.46C,1.3Si.0.46Mn,0.009S,0.009P,0.006B. 同而具有不同的应变硬化.作者研究结果显示，变 在WDW-200D型万能材料试验机上对试样进 形体内各不均匀变形区的变形程度在冷镦变形过程 行室温压缩试验.试验前，在试样侧表面赤道位置 中随着变形程度的增加会发生改变，目前公开发表 加划出边长为2mm方形应变网格，如图1(b)所示. 的文献对此却少有报道. 试验时，材料试验机压块的压下速度为1mm· 由于冷镦变形可视为压缩变形，同时，压缩变形 min1、位移分别为2.4,4.8,7.0,9.0和10.72mm, 又是人们用来研究材料可加工性能的一种方便而实 则压缩试样对应的相对压下量分别为20%、40%、 用的实验方法[2】，因此，本文在万能材料试验机上 58.3%、75%和89.3%.试验后，观察试样表面有无 对以铁素体+石墨为组织特征的质量分数为 裂纹，测量压缩试样鼓形位置的直径、端面直径，以 0.46%含碳量的石墨化碳素钢进行室温下的压缩变 及侧表面赤道位置网格变形后的轴向尺寸H、周向 形试验.目前，对室温压缩变形行为的研究主要是 尺寸W:然后将压缩试样从中心沿压缩轴方向剖开， 通过分析应力-应变曲线来进行，但是室温下压缩 并对其剖面进行打磨、抛光以及体积分数为3%的
工程科学学报,第 41 卷,第 8 期 end face of the compression sample increases 34% , and the Vickers hardness at the center of the compression sample reaches its maxi鄄 mum value of 38郾 1 HV. At the compression stage with displacement > 7郾 0 mm, the load increases exponentially, the value of the drum shape gradually decreases from its maximum value, the radial elongation of the end face of compression sample increases by 83郾 1% compared with that at 7郾 0 mm displacement, and the Vickers hardness at the center of the compression sample reaches its minimum val鄄 ue of 32郾 7 HV. The aforementioned experimental data show that, in the compression process with displacement 臆7郾 0 mm, the three non鄄uniform deformation zones within the compression sample are consistent with the traditional compression model; however, in the compression process with displacement > 7郾 0 mm, the center of the sample is no longer the deformation zone with the largest deforma鄄 tion degree in the traditional compression model. That is, the deformation degree of the three nonuniform deformation zones changes at this stage. This change leads to sharp increase in the load and to a decrease in the drum shape. In addition, during the compression deformation process, the micro鄄deformation degree of the graphite particles is greater than that of the ferritic matrix in the three inhomo鄄 geneous deformation zones. This is attributed to the crystal structure of graphite. In particular, graphite has a layered, planar structure in which bonding between layers occurs via weak van der Waals interactions, which enables layers of graphite to be easily separated or to slide past each other. KEY WORDS graphitized carbon steel; compression deformation; the load鄄鄄 displacement curve; value of drum shape; micro de鄄 formation 石墨化碳素钢是顺应易切削钢无铅、低硫的发 展趋势而提出的,是完全符合当今对环境要求越来 越严格的“绿色环保冶 概念的新材料[1鄄鄄11] . 该钢是 以铁素体 + 石墨为组织特征的碳钢;而现在使用的 碳钢,其加工时的组织常常为铁素体 + 珠光体,或铁 素体 + 粒状渗碳体等. 由这样组织特点可见,该钢 将因室温变形时流动阻力小而具有良好的冷变形性 能. 这种钢材同时具有较高切削性能和冷成形性能 的,兼备这两种性能在以前被业界认为是不可能的, 其适用于对切削性能、冷成形性能以及淬透性有较 高要求的机械结构用钢,可用于制造螺栓、螺母、螺 钉、铆钉、自攻螺钉等各种机械标准件和紧固件. 在 标准件和紧固件的制造过程中常采用冷镦工艺,该 工艺制造标准件和紧固件不但效率高、质量好,而且 用料省、成本低,因此被认为是一种优质高效经济的 加工方法. 冷镦是在室温下利用金属塑性成型的,具有变 形程度大且不均匀的特点. 在冷镦过程中变形体内 部必然出现不均匀变形区,各区将因其变形程度不 同而具有不同的应变硬化. 作者研究结果显示,变 形体内各不均匀变形区的变形程度在冷镦变形过程 中随着变形程度的增加会发生改变,目前公开发表 的文献对此却少有报道. 由于冷镦变形可视为压缩变形,同时,压缩变形 又是人们用来研究材料可加工性能的一种方便而实 用的实验方法[12] ,因此,本文在万能材料试验机上 对以 铁 素 体 + 石 墨 为 组 织 特 征 的 质 量 分 数 为 0郾 46% 含碳量的石墨化碳素钢进行室温下的压缩变 形试验. 目前,对室温压缩变形行为的研究主要是 通过分析应力鄄鄄应变曲线来进行,但是室温下压缩 变形不均匀明显,尤其在大变形情况下,应力鄄鄄应变 曲线往往很难反映出压缩变形的真实情况,为此本 文从压缩变形过程中的载荷鄄鄄 位移曲线为切入点, 根据载荷随位移的变化规律,分析该钢的压缩变形 特征;对压缩试样三个不均匀变形区的显微硬度进 行了测试,并以硬度值判断压缩试样各不均匀变形 区的变化特征,同时对压缩试样各不均匀变形区中 石墨粒子、铁素体的微观变形量进行了测量与分析. 1 试验用钢制备及其试验方法 试验用钢以 45 钢为原料,在 ZG鄄鄄 50 型真空感 应电炉中对其进行熔化,炉内真空度为 1郾 33 Pa,微 合金化后出钢,浇注成钢锭;然后对钢锭进行热锻成 型和 680 益 伊 10 h 的石墨化处理,其组织主要为铁 素体基体上弥散分布着石墨粒子,其中石墨粒子呈 团絮状,平均粒径在 8 滋m 左右,如图 1(a)所示. 之 后将其加工成直径为 6 mm、高度为 12 mm 的圆柱形 模拟试 样. 其 主 要 化 学 成 分 ( 质 量 分 数/ % ) 为 0郾 46C,1郾 3Si,0郾 46Mn,0郾 009S,0郾 009P,0郾 006B. 在 WDW鄄鄄200D 型万能材料试验机上对试样进 行室温压缩试验. 试验前,在试样侧表面赤道位置 加划出边长为 2 mm 方形应变网格,如图 1(b)所示. 试验时, 材 料 试 验 机 压 块 的 压 下 速 度 为 1 mm· min - 1 、位移分别为 2郾 4,4郾 8,7郾 0,9郾 0 和 10郾 72 mm, 则压缩试样对应的相对压下量分别为 20% 、40% 、 58郾 3% 、75% 和 89郾 3% . 试验后,观察试样表面有无 裂纹,测量压缩试样鼓形位置的直径、端面直径,以 及侧表面赤道位置网格变形后的轴向尺寸 H、周向 尺寸 W;然后将压缩试样从中心沿压缩轴方向剖开, 并对其剖面进行打磨、抛光以及体积分数为 3% 的 ·1038·
张永军等：石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 ·1039· 2 100um 6 图1试样用钢.(a)金相组织：(b)圆柱形压缩试样及其上的应变网格（单位：mm) Fig.1 Tested steel:(a)microstructure;(b)eylinder compression sample with the square grid (unit;mm) 硝酸酒精侵蚀，利用低倍显微镜、光学显微镜对各压 轴建立直角坐标系，在此坐标系中绘制试验钢的轴 缩试样进行有无裂纹的观察以及金相组织观察，同 向应变-周向应变曲线，如图2所示.图中A点对应 时，再利用EM-1500L型显微硬度仪测试压缩试样 的是20%相对压下量、B点对应的是40%相对压下 剖面上三个不均匀变形区的维氏硬度，并利用m- 量，依次类推，即C点对应的是58.3%、D点对应的 age-pro6.0专业图像分析软件，对试样中的石墨粒 是75%、E点对应的是89.3%. 子、铁素体基体的尺寸进行测量，以对石墨粒子、铁 1.0 素体基体的微观变形量进行统计分析. ·一试验数据点 0.8 -·断裂线 2试验结果与分析 0.6 2.1试验用钢的压缩变形性能 序 “ 压缩性能好主要是指该钢能承受很大程度的变 形而不产生裂纹.其评价方法是借助于低倍显微镜 进行观察或按照经验公式来进行判断.本试验的低 0.2 倍观察结果显示，压缩试样表面及其组织内部并未 发现微观或宏观的裂纹，说明试验钢具有良好的塑 -.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 轴向应变，， 性变形能力，即具有良好的压缩性能.同时，本文还 图2不同相对压下量下压缩试样的轴向应变与周向应变之间 根据压缩试样测表面的应变网格的变形情况，利用 的对应关系 Kudo的直线断裂条件[3-1]来对试验钢的压缩性能 Fig.2 Corresponding relation between axial and circumferential 进行了评价.本试验条件下，随着变形量的增加，应 strains of the compression sample under different deformation degree 变网格被逐渐压扁，周向尺寸增加，轴向尺寸减小 图2中的虚线是利用Kudo提出的直线断裂条 根据测得的压缩试样侧表面赤道位置应变网格的轴 件所绘制的.即： 向尺寸和周向尺寸，按照式(1)、(2)可以得到应变 网格的轴向应变和周向应变 a=a-号 (3) 轴向应变，6： 式中，6是周向断裂应变，6：是轴向断裂应变，α是 6,=In H (1) 平面应变断裂应变，由于试验钢的成分与45钢接 周向应变，Ea: 近，因此根据文献[13]，取其值为0.3.对于压缩变 W 形来件，如果试样应变网格的轴向应变与周向应变 (2) 的坐标点位于断裂线（图2中的虚线）上面，预示着 式中，H为压缩试样矩形网格变形后的轴向尺寸；H。 试样将发生断裂.因此，如果要实现材料的无裂纹 为压缩试样矩形网格变形前的轴向尺寸：W为压缩 压缩，应变网格的应变轨迹应该始终落在这条线的 试样矩形网格变形后的周向尺寸：W。为压缩试样矩 下面.本试验条件下的试验用钢在压缩变形过程 形网格变形前的周向尺寸. 中，应变网格的轴向应变与周向应变的坐标点值随 以轴向应变￡.为水平轴、周向应变E。为垂直 着变形程度的增加，逐渐向这条断裂线靠近，但并未
张永军等: 石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 图 1 试样用钢 郾 (a) 金相组织; (b) 圆柱形压缩试样及其上的应变网格(单位: mm) Fig. 1 Tested steel: (a) microstructure; (b) cylinder compression sample with the square grid (unit: mm) 硝酸酒精侵蚀,利用低倍显微镜、光学显微镜对各压 缩试样进行有无裂纹的观察以及金相组织观察,同 时,再利用 EM鄄鄄1500L 型显微硬度仪测试压缩试样 剖面上三个不均匀变形区的维氏硬度,并利用 Im鄄 age鄄鄄 pro 6郾 0 专业图像分析软件,对试样中的石墨粒 子、铁素体基体的尺寸进行测量,以对石墨粒子、铁 素体基体的微观变形量进行统计分析. 2 试验结果与分析 2郾 1 试验用钢的压缩变形性能 压缩性能好主要是指该钢能承受很大程度的变 形而不产生裂纹. 其评价方法是借助于低倍显微镜 进行观察或按照经验公式来进行判断. 本试验的低 倍观察结果显示,压缩试样表面及其组织内部并未 发现微观或宏观的裂纹,说明试验钢具有良好的塑 性变形能力,即具有良好的压缩性能. 同时,本文还 根据压缩试样测表面的应变网格的变形情况,利用 Kudo 的直线断裂条件[13鄄鄄15] 来对试验钢的压缩性能 进行了评价. 本试验条件下,随着变形量的增加,应 变网格被逐渐压扁,周向尺寸增加,轴向尺寸减小. 根据测得的压缩试样侧表面赤道位置应变网格的轴 向尺寸和周向尺寸,按照式(1)、(2)可以得到应变 网格的轴向应变和周向应变. 轴向应变,着z: 着z = ln ( H H ) 0 (1) 周向应变,着兹: 着兹 = ln ( W W ) 0 (2) 式中,H 为压缩试样矩形网格变形后的轴向尺寸;H0 为压缩试样矩形网格变形前的轴向尺寸;W 为压缩 试样矩形网格变形后的周向尺寸;W0为压缩试样矩 形网格变形前的周向尺寸. 以轴向应变 着z 为水平轴、周向应变 着兹 为垂直 轴建立直角坐标系,在此坐标系中绘制试验钢的轴 向应变鄄鄄周向应变曲线,如图 2 所示. 图中 A 点对应 的是 20% 相对压下量、B 点对应的是 40% 相对压下 量,依次类推,即 C 点对应的是 58郾 3% 、D 点对应的 是 75% 、E 点对应的是 89郾 3% . 图 2 不同相对压下量下压缩试样的轴向应变与周向应变之间 的对应关系 Fig. 2 Corresponding relation between axial and circumferential strains of the compression sample under different deformation degree 图 2 中的虚线是利用 Kudo 提出的直线断裂条 件所绘制的. 即: 着兹f = 琢 - 着zf 2 (3) 式中,着兹f是周向断裂应变,着zf是轴向断裂应变,琢 是 平面应变断裂应变,由于试验钢的成分与 45 钢接 近,因此根据文献[13],取其值为 0郾 3. 对于压缩变 形来件,如果试样应变网格的轴向应变与周向应变 的坐标点位于断裂线(图 2 中的虚线)上面,预示着 试样将发生断裂. 因此,如果要实现材料的无裂纹 压缩,应变网格的应变轨迹应该始终落在这条线的 下面. 本试验条件下的试验用钢在压缩变形过程 中,应变网格的轴向应变与周向应变的坐标点值随 着变形程度的增加,逐渐向这条断裂线靠近,但并未 ·1039·
·1040· 工程科学学报，第41卷，第8期 越过该线.据此可以断定，在本试验条件下试验钢 有很高的拟合程度（见图3）.其中，式(4)回归模型 在压缩变形过程中无裂纹出现，这与前述的低倍观 误差占总误差的比例R为0.9915：式(5)的R为 察结果是一致的.这一结果为后续分析提供了可能 0.99997.两式中的R值都接近于1，这表明回归模 性，即说明试验钢在压缩变形过程中是一个连续体， 型与试验数据吻合得越好. 即其连续性并未被破坏 2.3压缩试样的鼓形特征 2.2试验用钢压缩变形时的载荷-位移曲线 鼓形是压缩不均匀变形的主要表现特征之一· 试验钢压缩变形时载荷随着位移的增大而增 圆柱体试样经过压缩变形后，由于万能材料试验机 加，但是其增加幅度在小位移时是稳定增加，而在大 压块与试样之间的接触面存在一定的摩擦力，试样 位移时是急剧增加，如图3所示.根据这一特征，本 变形不均匀，变形后成为鼓形，如图4所示 文以位移7.0mm(对应试样的相对压下量为 为定量描述压缩试样的鼓形特征，本文引入文 58.3%,这也正是前述试验方案中选用58.3%为变 献[16]中鼓度0的定义，即： 形量的原因)分界点，将试验钢的压缩变形过程分 0=d=-d×100% 为两个阶段.为了定量描述这一特征，本文对该载 (6) 荷-位移曲线进行了拟合，得到这两个阶段的载荷 式中，dm和dn分别为压缩变形后试样的最大、最 随位移变化的拟合公式 小直径.鼓度θ随变形量的变化而发生变化的情况 200 如图5所示.从图5可见，鼓度值0随着相对压下 量的增加是先增大后减小的，即鼓度值日有一个极 160 y=970.94002e22348+30608.45159(x>7) 大值14.6%，相应的位移为7.0mm(对应试样的相 120 对压下量为58.3%).在位移7.0mm时出现试样鼓 度极大值的主要原因是，压缩试样端面的径向流动 80 y=10441.97217+5753.04076x 在位移>7.0mm以后的压缩变形过程中发生了较 0.3≤x≤7刀 大的变化，如图5所示，在位移≤7.0mm的压缩变 形过程中，压缩试样端面的径向伸长率随着试样变 形程度的增加是稳定增大的：而在位移>7.0mm 345678911121314 时，却是急剧增大的，如相对压下量75%、89.3%压 位移mm 缩试样端面的径向伸长率分别为75.1%，123.6%， 图3压缩变形时的载荷-位移曲线 Fig.3 Load-displacement curve in the compression deformation 较58.3%相对压下量（对应的位移量为7.0mm)时 的40.5%分别增加了34.6%和83.1%.这正是导 当位移≤7.0mm,且≥0.3mm时（即忽略较小 致此阶段试样鼓度值降低的原因.另外，此阶段压 位移的弹性变形阶段)，其载荷(y)-位移(x)拟合公 缩试样端面的径向伸长率增加幅度大，也说明试样 式为线性函数： 与试验机压块之间的接触面积急剧增加，导致材料 y=10441.97217+5753.04076x (4) 流动的摩擦阻力进一步增加，这也正是此阶段压缩 当位移>7.0mm时，其载荷(y)-位移(x)拟合 变形时载荷随变形程度增大而呈指数增加的原因. 公式为指数函数： 2.4压缩试样内不均匀应变硬化程度 y=970.94002e22B4s+30608.45159(5) 由金属塑性变形原理可知，如果钢在室温条件 式(4)、式(5)对试验得到的载荷-位移曲线具 下发生塑性变形，随着变形程度的增加钢的强度和 a (b) e d le) 图4不同变形程度下压缩试样的宏观形貌.(a)20%:(b)40%:(c)58.3%:(d)75%:(e)89.3% Fig.4 Macro profile of samples under different deformation degree:(a)20%;(b)40%;(c)58.3%;(d)75%;(e)89.3%
工程科学学报,第 41 卷,第 8 期 越过该线. 据此可以断定,在本试验条件下试验钢 在压缩变形过程中无裂纹出现,这与前述的低倍观 察结果是一致的. 这一结果为后续分析提供了可能 性,即说明试验钢在压缩变形过程中是一个连续体, 即其连续性并未被破坏. 2郾 2 试验用钢压缩变形时的载荷鄄鄄位移曲线 试验钢压缩变形时载荷随着位移的增大而增 加,但是其增加幅度在小位移时是稳定增加,而在大 位移时是急剧增加,如图 3 所示. 根据这一特征,本 文以 位 移 7郾 0 mm ( 对 应 试 样 的 相 对 压 下 量 为 58郾 3% ,这也正是前述试验方案中选用 58郾 3% 为变 形量的原因) 分界点,将试验钢的压缩变形过程分 为两个阶段. 为了定量描述这一特征,本文对该载 荷鄄鄄位移曲线进行了拟合,得到这两个阶段的载荷 随位移变化的拟合公式. 图 3 压缩变形时的载荷鄄鄄位移曲线 Fig. 3 Load鄄鄄 displacement curve in the compression deformation 图 4 不同变形程度下压缩试样的宏观形貌 郾 (a) 20% ; (b) 40% ; (c) 58郾 3% ; (d) 75% ; (e) 89郾 3% Fig. 4 Macro profile of samples under different deformation degree: (a) 20% ; (b) 40% ; (c) 58郾 3% ; (d) 75% ; (e) 89郾 3% 当位移臆7郾 0 mm,且逸0郾 3 mm 时(即忽略较小 位移的弹性变形阶段),其载荷(y)鄄鄄位移(x)拟合公 式为线性函数: y = 10441郾 97217 + 5753郾 04076x (4) 当位移 > 7郾 0 mm 时,其载荷(y)鄄鄄位移(x)拟合 公式为指数函数: y = 970郾 94002e x / 2郾 21348 + 30608郾 45159 (5) 式(4)、式(5)对试验得到的载荷鄄鄄 位移曲线具 有很高的拟合程度(见图 3). 其中,式(4)回归模型 误差占总误差的比例 R 2 为 0郾 9915;式(5) 的 R 2 为 0郾 99997. 两式中的 R 2值都接近于 1,这表明回归模 型与试验数据吻合得越好. 2郾 3 压缩试样的鼓形特征 鼓形是压缩不均匀变形的主要表现特征之一. 圆柱体试样经过压缩变形后,由于万能材料试验机 压块与试样之间的接触面存在一定的摩擦力,试样 变形不均匀,变形后成为鼓形,如图 4 所示. 为定量描述压缩试样的鼓形特征,本文引入文 献[16]中鼓度 兹 的定义,即: 兹 = dmax - dmin dmin 伊 100% (6) 式中,dmax和 dmin分别为压缩变形后试样的最大、最 小直径. 鼓度 兹 随变形量的变化而发生变化的情况 如图 5 所示. 从图 5 可见,鼓度值 兹 随着相对压下 量的增加是先增大后减小的,即鼓度值 兹 有一个极 大值 14郾 6% ,相应的位移为 7郾 0 mm(对应试样的相 对压下量为58郾 3% ). 在位移7郾 0 mm 时出现试样鼓 度极大值的主要原因是,压缩试样端面的径向流动 在位移 > 7郾 0 mm 以后的压缩变形过程中发生了较 大的变化,如图 5 所示,在位移臆7郾 0 mm 的压缩变 形过程中,压缩试样端面的径向伸长率随着试样变 形程度的增加是稳定增大的;而在位移 > 7郾 0 mm 时,却是急剧增大的,如相对压下量 75% 、89郾 3% 压 缩试样端面的径向伸长率分别为 75郾 1% ,123郾 6% , 较 58郾 3% 相对压下量(对应的位移量为 7郾 0 mm)时 的 40郾 5% 分别增加了 34郾 6% 和 83郾 1% . 这正是导 致此阶段试样鼓度值降低的原因. 另外,此阶段压 缩试样端面的径向伸长率增加幅度大,也说明试样 与试验机压块之间的接触面积急剧增加,导致材料 流动的摩擦阻力进一步增加,这也正是此阶段压缩 变形时载荷随变形程度增大而呈指数增加的原因. 2郾 4 压缩试样内不均匀应变硬化程度 由金属塑性变形原理可知,如果钢在室温条件 下发生塑性变形,随着变形程度的增加钢的强度和 ·1040·
张永军等：石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 ·1041· 130 130 的压缩变形试样，位移为10.72mm压缩变形试样中 120 120 110 110 I区硬度增幅75.6HV:Ⅱ区硬度增幅32.7HV;Ⅲ 100 100 区硬度增幅为41.8HV,这说明在此变形阶段变形 0 90 8 延伸率 80 体内的I区、Ⅲ区的变形程度大于Ⅱ区，与传统压缩 70 模型中的难变形区、自由变形区和大变形区不再对 60 60 5 50 应了，此阶段图6(a)中的I区、Ⅲ区的应变硬化程 40 度均大于Ⅱ区.由此可见，压缩变形试样内的不均 30 20 匀变形区的应变硬化程度或变形程度在整个压缩变 10 鼓度 10 形过程中并不是固定不变的.在变形量比较小的压 04 40 60 80 1D0 缩变形过程中，变形体中的Ⅱ区因变形程度大而出 相对压下量/% 现了较大的应变硬化，其进一步塑性变形的变形抗 图5压缩试样鼓形程度、端面径向伸长率与相对压下量之间的 力将增大，而其他I区、Ⅲ区的变形程度较小，其应 关系 变硬化程度也较小，进一步塑性变形的变形力较低 Fig.5 Relation between value of drum shape,radial elongation of end face,and deformation degree 这样，当压缩变形程度进一步增大时，需要较小变形 力的【区、Ⅲ区是个相对弱区，其变形程度就会大于 硬度增加，其原因从微观上讲，主要是加工变形造成 需要较大变形力的Ⅱ区.概括来讲，在鼓形值增大 位错密度增加所致，即变形程度大的区域，对应的位 的压缩变形过程中，压缩试样内部的三个不均匀变 错密度也大.因此，可以根据硬度值的变化来判断 形区的变形程度是Ⅱ区>I区、Ⅲ区，即Ⅱ区仍为传 压缩试样各不均匀变形区的变化特征.对于压缩变 统压缩模型中的大变形区，在该变形阶段其应变硬 形试样内部的3个不均匀变形区（如图6(a)所示， 化程度或变形程度较大：在随后的鼓形值减小的压 I、Ⅱ、Ⅲ区)，不同变形区变形程度的差异在其硬 缩变形过程中，圆柱体压缩试样内部的三个不均匀 度上也会有所体现，一般变形程度大的变形区，即应 变形区的变形程度是I区、Ⅲ区>Ⅱ区，即此时Ⅱ区 变硬化程度大，其硬度值及其增幅也要大一些：相 已由传统压缩模型中的大变形区转变为小变形区， 反，变形程度小的变形区，即应变硬化程度小，其硬 在该变形阶段其应变硬化程度或变形程度变小.正 度值及其增幅也就会小一些.为此，本试验采用硬 因这种不均匀变形区变形程度的改变导致了该变形 度法分析压缩变形的不均匀应变硬化程度，进而反 阶段载荷的急剧增加、试样鼓形值的减小和端面径 映不同变形区变形程度的差异.由于大载荷下更能 向伸长率的急剧增大，这也将使变形体内不均匀变 反映材料的平均硬度，压痕尺寸更大，测试结果也会 形区之间的变形程度逐渐接近，即不均匀变形程度 更为准确，因此在测试硬度时尽可能采用较大的载 逐渐降低 荷，本实验所采用的载荷是200g 对于本试验来讲，在位移>7.0mm的压缩变形 试验用钢压缩试样硬度测试区域如图6(a)所 阶段，变形体内的I区、Ⅲ区由于先前的应变硬化低 示，测试区域选择在传统压缩模型中的三个不均匀 而成为较大变形区，致使压缩试样端面的径向延伸 变形区.三个区的维氏硬度与变形程度之间的关系 率随着位移量或相对压下量的增加而急剧增加， 如图6(b)所示.总体趋势是三个区的维氏硬度均 这不仅使压缩试样的鼓性特征降低，而且还由于 随着相对压下量的增大而增加，不同的是在增幅方 其使压缩试样端面尺寸增加，使得试样端面与压 面.在鼓度值随着变形程度增加而增大的压缩变形 块之间接触面积增加而导致压缩载荷随位移的急 过程中（位移≤7.0mm,即试样的相对压下量≤ 剧增大 58.3%),压缩试样中I区硬度增幅21.7HV,Ⅱ区 2.5压缩时试样中石墨、铁素体组织的微观变形特征 硬度增幅38.1HV,Ⅲ区硬度增幅为23.95HV,这说 试验钢在室温下进行压缩变形时，试样中心区 明在此变形阶段变形体内的I区、Ⅲ区的变形程度 域内部组织中的石墨粒子和铁素体基体均随相对压 小于Ⅱ区，这三个区域对应的就是传统模型中的难 下量的增大而逐渐被压扁，即在垂直于压缩方向上 变形区、自由变形区和大变形区，即试样中心位置Ⅱ 逐渐呈纤维状，如图7所示.由此图可见，随着变形 区的应变硬化程度最大：而在鼓度值随着变形程度 量的增加，石墨和铁素体纤维化明显，如40%、 增加而减小的压缩变形过程中（位移>7.0mm,即 54.2%相对压下量试样中的铁素体被压扁效果较为 试样的相对压下量>58.3%)，相对于位移为7.mm 明显（如图7(a)、(b)所示）：及至相对压下量达到
张永军等: 石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 图 5 压缩试样鼓形程度、端面径向伸长率与相对压下量之间的 关系 Fig. 5 Relation between value of drum shape, radial elongation of end face, and deformation degree 硬度增加,其原因从微观上讲,主要是加工变形造成 位错密度增加所致,即变形程度大的区域,对应的位 错密度也大. 因此,可以根据硬度值的变化来判断 压缩试样各不均匀变形区的变化特征. 对于压缩变 形试样内部的 3 个不均匀变形区(如图 6( a)所示, 玉、域、芋区),不同变形区变形程度的差异在其硬 度上也会有所体现,一般变形程度大的变形区,即应 变硬化程度大,其硬度值及其增幅也要大一些;相 反,变形程度小的变形区,即应变硬化程度小,其硬 度值及其增幅也就会小一些. 为此,本试验采用硬 度法分析压缩变形的不均匀应变硬化程度,进而反 映不同变形区变形程度的差异. 由于大载荷下更能 反映材料的平均硬度,压痕尺寸更大,测试结果也会 更为准确,因此在测试硬度时尽可能釆用较大的载 荷,本实验所采用的载荷是 200 g. 试验用钢压缩试样硬度测试区域如图 6( a)所 示,测试区域选择在传统压缩模型中的三个不均匀 变形区. 三个区的维氏硬度与变形程度之间的关系 如图 6(b)所示. 总体趋势是三个区的维氏硬度均 随着相对压下量的增大而增加,不同的是在增幅方 面. 在鼓度值随着变形程度增加而增大的压缩变形 过程中( 位移臆7郾 0 mm,即试样的相对压下量臆 58郾 3% ),压缩试样中玉区硬度增幅 21郾 7 HV,域区 硬度增幅 38郾 1 HV,芋区硬度增幅为 23郾 95 HV,这说 明在此变形阶段变形体内的玉区、芋区的变形程度 小于域区,这三个区域对应的就是传统模型中的难 变形区、自由变形区和大变形区,即试样中心位置域 区的应变硬化程度最大;而在鼓度值随着变形程度 增加而减小的压缩变形过程中(位移 > 7郾 0 mm,即 试样的相对压下量 > 58郾 3% ),相对于位移为 7郾 mm 的压缩变形试样,位移为 10郾 72 mm 压缩变形试样中 玉区硬度增幅 75郾 6 HV;域区硬度增幅 32郾 7 HV;芋 区硬度增幅为 41郾 8 HV,这说明在此变形阶段变形 体内的玉区、芋区的变形程度大于域区,与传统压缩 模型中的难变形区、自由变形区和大变形区不再对 应了,此阶段图 6(a)中的玉区、芋区的应变硬化程 度均大于域区. 由此可见,压缩变形试样内的不均 匀变形区的应变硬化程度或变形程度在整个压缩变 形过程中并不是固定不变的. 在变形量比较小的压 缩变形过程中,变形体中的域区因变形程度大而出 现了较大的应变硬化,其进一步塑性变形的变形抗 力将增大,而其他玉区、芋区的变形程度较小,其应 变硬化程度也较小,进一步塑性变形的变形力较低. 这样,当压缩变形程度进一步增大时,需要较小变形 力的玉区、芋区是个相对弱区,其变形程度就会大于 需要较大变形力的域区. 概括来讲,在鼓形值增大 的压缩变形过程中,压缩试样内部的三个不均匀变 形区的变形程度是域区 > 玉区、芋区,即域区仍为传 统压缩模型中的大变形区,在该变形阶段其应变硬 化程度或变形程度较大;在随后的鼓形值减小的压 缩变形过程中,圆柱体压缩试样内部的三个不均匀 变形区的变形程度是玉区、芋区 > 域区,即此时域区 已由传统压缩模型中的大变形区转变为小变形区, 在该变形阶段其应变硬化程度或变形程度变小. 正 因这种不均匀变形区变形程度的改变导致了该变形 阶段载荷的急剧增加、试样鼓形值的减小和端面径 向伸长率的急剧增大,这也将使变形体内不均匀变 形区之间的变形程度逐渐接近,即不均匀变形程度 逐渐降低. 对于本试验来讲,在位移 > 7郾 0 mm 的压缩变形 阶段,变形体内的玉区、芋区由于先前的应变硬化低 而成为较大变形区,致使压缩试样端面的径向延伸 率随着位移量或相对压下量的增加而急剧增加, 这不仅使压缩试样的鼓性特征降低,而且还由于 其使压缩试样端面尺寸增加,使得试样端面与压 块之间接触面积增加而导致压缩载荷随位移的急 剧增大. 2郾 5 压缩时试样中石墨、铁素体组织的微观变形特征 试验钢在室温下进行压缩变形时,试样中心区 域内部组织中的石墨粒子和铁素体基体均随相对压 下量的增大而逐渐被压扁,即在垂直于压缩方向上 逐渐呈纤维状,如图 7 所示. 由此图可见,随着变形 量的增加, 石墨和铁素体纤维 化 明 显, 如 40% 、 54郾 2% 相对压下量试样中的铁素体被压扁效果较为 明显(如图 7( a)、( b)所示);及至相对压下量达到 ·1041·
.1042. 工程科学学报，第41卷，第8期 380 一不均匀变形区Ⅱ图6》 b 360 ·一不均匀变形区Ⅲ图6(a) (a 340 ◆一不均匀变形区I(图6(a) 外力P 320 300 280 260 240 220 外力P 20002030405060708090100 相对压下量/% 图6压缩试样内三个不均匀变形区及其维氏硬度与相对压下量之间的关系.()压缩试样内的三个不均匀变形区；(b)维氏硬度与相 对压下量之间的关系 Fig.6 Nonuniform deformation zones inside compression specimen and the relation between their hardness and deformation degree:(a)three nonuni- form deformation zones;(b)the relation between Vickers hardness and deformation degree 30μm 30μm (d) 304m 30μm 图7不同相对压下量时压缩试样中心区域的金相组织.(a)40%:(b)58.3%:(c)75%:(d)89.3% Fig.7 Metallographic structure of cold compression for graphitized carbon steel:(a)40%;(b)58.3%;(e)75%;(d)89.3% 75%、89.3%时.试样中的石墨和铁素体由于变形量 测量结果显示，压缩试样大变形区内的石墨粒子在 大被压扁的程度最为明显（如图7(c)、(d)所示）， 40%相对压下量时，其对应的宽高比的平均值为 由于此时墨粒子的压扁程度显著增大，其变形形态 3.36:相对压下量达到58.3%时，宽高比的平均值 在光学显微镜下难以清晰显示，因此本文对该相对 为6.78，相对压下量达到75%时，宽高比的平均值 压下量的压缩试样内大变形区的石墨粒子的变形形 为11.26，相对压下量达到89.3%时，宽高比的平均 态进行了场发射扫描电镜观察，石墨粒子细长，且其 值较大，为22.33.说明随着变形程度的增大，石墨 轴线大都垂直于压缩方向，如图8所示 粒子的压扁程度在逐渐增加，且愈来愈显著. 对于石墨粒子在压缩变形过程中的纤维化程 为了定量描述压缩变形过程中石墨粒子和铁素 度即压扁程度，本文利用石墨粒子的宽高比进行定 体基体的微观变形特征，采用下式对石墨粒子与铁 量说明.试样内大变形区石墨粒子的宽高比的统计 素体的微观变形量进行计算：
工程科学学报,第 41 卷,第 8 期 图 6 压缩试样内三个不均匀变形区及其维氏硬度与相对压下量之间的关系 郾 (a) 压缩试样内的三个不均匀变形区; ( b) 维氏硬度与相 对压下量之间的关系 Fig. 6 Nonuniform deformation zones inside compression specimen and the relation between their hardness and deformation degree: (a) three nonuni鄄 form deformation zones; (b) the relation between Vickers hardness and deformation degree 图 7 不同相对压下量时压缩试样中心区域的金相组织 郾 (a) 40% ; (b) 58郾 3% ; (c) 75% ; (d) 89郾 3% Fig. 7 Metallographic structure of cold compression for graphitized carbon steel: (a) 40% ; (b) 58郾 3% ; (c) 75% ; (d) 89郾 3% 75% 、89郾 3% 时,试样中的石墨和铁素体由于变形量 大被压扁的程度最为明显(如图 7( c)、( d)所示), 由于此时墨粒子的压扁程度显著增大,其变形形态 在光学显微镜下难以清晰显示,因此本文对该相对 压下量的压缩试样内大变形区的石墨粒子的变形形 态进行了场发射扫描电镜观察,石墨粒子细长,且其 轴线大都垂直于压缩方向,如图 8 所示. 对于石墨粒子在压缩变形过程中的纤维化程 度,即压扁程度,本文利用石墨粒子的宽高比进行定 量说明. 试样内大变形区石墨粒子的宽高比的统计 测量结果显示,压缩试样大变形区内的石墨粒子在 40% 相对压下量时,其对应的宽高比的平均值为 3郾 36;相对压下量达到 58郾 3% 时,宽高比的平均值 为 6郾 78,相对压下量达到 75% 时,宽高比的平均值 为 11郾 26,相对压下量达到 89郾 3% 时,宽高比的平均 值较大,为 22郾 33. 说明随着变形程度的增大,石墨 粒子的压扁程度在逐渐增加,且愈来愈显著. 为了定量描述压缩变形过程中石墨粒子和铁素 体基体的微观变形特征,采用下式对石墨粒子与铁 素体的微观变形量进行计算: ·1042·
张永军等：石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 ·1043· 其中：6G、6g分别代表石墨粒子和铁素体基体的微 观变形量；hm和ho分别表示未变形前石墨粒子的 初始平均高度和铁素体基体的初始平均高度（即石 墨粒子的初始平均间距)：而hc和h分别表示在变 形之后石墨粒子和铁素体基体的平均高度：可表示试 样不同的相对压下量，其对应值分别为20%、40%、 58.3%、75%和89.3%.对本试验条件下的压缩试 样中3个不均匀变形区（图6(a)所示的I、Ⅱ、Ⅲ 区)的石墨粒子和铁素体的尺寸进行统计并根据 图889.3%相对压下量试样内部大变形区石墨粒子变形形态的 式(7)、(8)，计算石墨粒子与铁素体的微观变形 精细观察 量，其统计结果如图9所示.从图中可以看出，不 Fig.8 Fine observation on the deformation morphology of graphite 论是哪个不均匀变形区，在试样总压缩变形量为 particles in the large deformation zone in sample with 89.3%relative E,时，其石墨粒子的变形量s总是高于铁素体基 reduction using FESEM 体的变形量E本文认为，这是石墨粒子的结构 hco -hci 特点造成，石墨晶体结构为简单六方结构，层与层 8Gi=- ho (7) 之间比较容易滑动，且硬度极低，这样，石墨粒子 hpo-h (8) 会比铁素体更容易变形而出现了如图9所呈现的 EF=- hpo 结果 0 0 70F ·一，石墨粒子 60 ·一。，石墨粒子 60 ·铁素体基体 50 ·￡份铁素体基体 50 40 40 30 30 20 10 10 20 40 0 80 100 20 40 60 80 100 相对压下量% 相对压下量% 35 (e) 304 一，石墨粒子 25 ·一￡铁素体基体 号20 15 20 40 60 80 100 相对压下量% 图9石墨粒子和铁素体基体的微观变形曲线.(a)不均匀变形Ⅱ区：(b)不均匀变形Ⅲ区：（©）不均匀变形I区 Fig.9 Micro-deformation curve between graphite particles and ferritic matrix:(a)non-uniform deformation zone II;(b)non-uniform deformation zone Ill;(c)non-uniform deformation zone I 3结论 变网格轴向应变与周向应变之间的关系，均说明试 验钢在本文进行的相对压下量为20%~89.3%的 (1)通过低倍观察压缩试样的表面及其组织内 压缩变形过程未产生裂纹，表现出良好的压缩变形 部，以及根据Kudo直线断裂条件分析压缩试样应 性能
张永军等: 石墨化碳素钢室温压缩过程中的不均匀变形行为 图 8 89郾 3% 相对压下量试样内部大变形区石墨粒子变形形态的 精细观察 Fig. 8 Fine observation on the deformation morphology of graphite particles in the large deformation zone in sample with 89郾 3% relative reduction using FESEM 着Gj = hG0 - hGj hG0 (7) 着Fj = hF0 - hFj hF0 (8) 其中:着Gj、着Fj分别代表石墨粒子和铁素体基体的微 观变形量;hG0和 hF0分别表示未变形前石墨粒子的 初始平均高度和铁素体基体的初始平均高度(即石 墨粒子的初始平均间距);而 hGj和 hFj分别表示在变 形之后石墨粒子和铁素体基体的平均高度;j 表示试 样不同的相对压下量,其对应值分别为 20% 、40% 、 58郾 3% 、75% 和 89郾 3% . 对本试验条件下的压缩试 样中 3 个不均匀变形区(图 6( a) 所示的玉、域、芋 区)的石墨粒子和铁素体的尺寸进行统计并根据 式(7) 、(8) ,计算石墨粒子与铁素体的微观变形 量,其统计结果如图 9 所示. 从图中可以看出,不 论是哪个不均匀变形区,在试样总压缩变形量为 着j 时,其石墨粒子的变形量 着Gj总是高于铁素体基 体的变形量 着Fj . 本文认为,这是石墨粒子的结构 特点造成,石墨晶体结构为简单六方结构,层与层 之间比较容易滑动,且硬度极低,这样,石墨粒子 会比铁素体更容易变形而出现了如图 9 所呈现的 结果. 图 9 石墨粒子和铁素体基体的微观变形曲线 郾 (a) 不均匀变形域区; (b) 不均匀变形芋区; (c) 不均匀变形玉区 Fig. 9 Micro鄄deformation curve between graphite particles and ferritic matrix: (a) non鄄uniform deformation zone 域; ( b) non鄄uniform deformation zone 芋; (c) non鄄uniform deformation zone 玉 3 结论 (1)通过低倍观察压缩试样的表面及其组织内 部,以及根据 Kudo 直线断裂条件分析压缩试样应 变网格轴向应变与周向应变之间的关系,均说明试 验钢在本文进行的相对压下量为 20% ~ 89郾 3% 的 压缩变形过程未产生裂纹,表现出良好的压缩变形 性能. ·1043·
·1044· 工程科学学报，第41卷，第8期 (2)根据压缩载荷随位移变化特点，本文以位 理工大学，2016) 移7.0mm(对应试样的相对压下量为58.3%)为分 [4]Inam A,He K J,Edmonds D V.Graphitisation:a potential new 界点，将试验钢的压缩变形过程分为两个阶段.在 route to free-machining steels//HSLA Steels 2015,Microalloying 2015 and Offshore Engineering Steels 2015.Hangzhou,2015:817 位移≤7.0mm的压缩变形阶段，载荷、试样的鼓度 [5]Inam A,Brydson R,Edmonds D V.Effect of starting microstruc- 值、试样端面的径向伸长率逐渐增加，当位移量为 ture upon the nucleation sites and distribution of graphite particles 7.0mm时，试样的鼓度值达到极大值(14.6%)，试 during a graphitising anneal of an experimental medium-carbon ma- 样端面的径向伸长率为40.5%，试样中心位置的维 chining steel.Mater Charact,2015,106:86 氏硬度增幅为38.1HV,是试样三个不均匀变形区 [6]Mokhtari A,Rashidi A M.The transformation of CK45 steel to the dual phase graphite steel and the study of its microstructure.Indi- 增幅最大的区域：而在位移>7.0mm的压缩阶段， an J Fundam Appl Life Sci,2015,5(Suppl 2):1749 载荷呈指数增加，试样的鼓度值从极大值开始逐渐 [7]Yin YY,Fang F,Yan X,et al.Microstructure and properties of 减小，当位移达到10.72mm时（相对压下量为 environmental graphitized free-cutting steel.Trans Mater Heat 89.3%),试样端面的径向伸长率相比于位移7.0 Treat,2013,34(4):133 mm时增加了83.1%，其中心位置的维氏硬度增幅 (尹云洋，方芳，严翔，等.环保石墨易切削钢的组织及性能 材料热处理学报，2013,34(4)：133) 为32.7HV,是试样三个不均匀变形区增幅最小的 [8]Rounaghi S A,Kiani-Rashid A R.A study on graphitisation accel- 区域.上述数据表明，在位移≤7.0mm的压缩过程 eration during annealing of martensitic hypereutectoid steel.Phase 中，压缩试样内的三个不均匀变形区的位置与传统 Transitions,2011,84(11-l2）:981 模型一致，但是当变形进入位移>7.0mm的压缩过 [9]Zhang Y J,Han JT,Wang QL,et al.Research and development 程中，传统压缩模型中试样中心位置的大变形区此 of graphitized hypoeutectoid free cutting steel.Iron Steel,2008, 43(8):73 时已不再是变形程度最大的变形区了.正因这种不 (张永军，韩静涛，王全礼，等.亚共析石墨化易切削钢的开 均匀变形区变形程度的改变导致了变形过程中载荷 发.钢铁，2008,43(8)：73) 的急剧增加和鼓形值的减低，这也使试样内不均匀 [10]Zhang Y J.Han JT.Wang QL.et al.Graphitization process of 变形区之间的变形程度逐渐接近，即试样的不均匀 medium-Carbon steel.Mater Sci Technol,2009,17(6):750 变形程度逐渐降低. (张永军，韩静涛，王全礼，等.中碳钢的石墨化过程.材料 科学与工艺，2009,17(6)：750) (3)压缩试样内部组织中石墨粒子与铁素体基 [11]Iwamoto T,Murakami T.Bar and wire steels for gears and valves 体的微观变形量的统计结果显示，在压缩变形过程 of automobiles-eco-friendly free cutting steel without lead addi- 中，压缩试样3个不均匀变形区中的石墨粒子的变 tion.JFE Techn Rep,2004(4):74 形量总是高于铁素体基体.本文认为，这与石墨粒 [12]Ji G J,Peng Y H,Ruan X Y.Experimental study on metal free 子的结构特点有关，即与石墨简单六方结构中层与 upsetting.Metal Forming Technol,1999(5):23 (嵇国金，彭颖红，阮雪榆。金属自由缴粗的实验研究.金属 层之间易于滑动，以及硬度较低有关. 成形工艺.1999(5)：23) [13]Kudo H,Aoi K.Effect of compression test condition upon fractu- 参考文献 ring of a medium carbon steel.J Jpn Soc Tech Plast,1967,8: [1]Chen X Y,Cao JC,Zhou X L.Effect of heat treatment on micro- 17 structure of graphitized free-cutting steel.Hot Working Technol, [14]Lee P W,Kuhn H A.Fracture in cold upset forging-a criterion 2017,46(4):234 and model.Metall Trans,1973,4(4):969 (陈宣宇，曹建春，周晓龙.热处理对石墨易切削钢显微组织 [15]Dodd B,Bai Y L,Zhang Z X.A review of free surface cracking 的影响.热加工工艺，2017,46(4)：234) in upset forging.Chin J Theor Appl Mech,1981(5):474 [2]Gao J X,Wei B Q,Li DD,et al.Nucleation and growth charac- (Dodd B,白以龙，张志新.关于镦粗锻造中自由表面开裂 teristics of graphite spheroids in bainite during graphitization an- 的综述.力学学报，1981(5)：474) nealing of a medium carbon steel.Mater Charact,2016,118:1 [16]Xu S Q,Chen Z Y,Zhang S Y.Research on the relation be- [3]Chen X Y.Study on Graphitization Technology of Medium Carbon tween bulging and friction in cylinder upsetting.Forging Stam- Steel Dissertation].Kunming:Kunming University of Science ping Technol,2004(5):46 and Technology,2016 (许树勤，陈志英，张善元.镦粗试验中鼓度与摩擦的相关 (陈宣宇.中碳钢的石墨化工艺研究[学位论文].昆明：昆明 性研究.锻压技术，2004(5)：46)
工程科学学报,第 41 卷,第 8 期 (2)根据压缩载荷随位移变化特点,本文以位 移 7郾 0 mm(对应试样的相对压下量为 58郾 3% )为分 界点,将试验钢的压缩变形过程分为两个阶段. 在 位移臆7郾 0 mm 的压缩变形阶段,载荷、试样的鼓度 值、试样端面的径向伸长率逐渐增加,当位移量为 7郾 0 mm 时,试样的鼓度值达到极大值(14郾 6% ),试 样端面的径向伸长率为 40郾 5% ,试样中心位置的维 氏硬度增幅为 38郾 1 HV,是试样三个不均匀变形区 增幅最大的区域;而在位移 > 7郾 0 mm 的压缩阶段, 载荷呈指数增加,试样的鼓度值从极大值开始逐渐 减小,当 位 移 达 到 10郾 72 mm 时 ( 相 对 压 下 量 为 89郾 3% ),试样端面的径向伸长率相比于位移 7郾 0 mm 时增加了 83郾 1% ,其中心位置的维氏硬度增幅 为 32郾 7 HV,是试样三个不均匀变形区增幅最小的 区域. 上述数据表明,在位移臆7郾 0 mm 的压缩过程 中,压缩试样内的三个不均匀变形区的位置与传统 模型一致,但是当变形进入位移 > 7郾 0 mm 的压缩过 程中,传统压缩模型中试样中心位置的大变形区此 时已不再是变形程度最大的变形区了. 正因这种不 均匀变形区变形程度的改变导致了变形过程中载荷 的急剧增加和鼓形值的减低,这也使试样内不均匀 变形区之间的变形程度逐渐接近,即试样的不均匀 变形程度逐渐降低. (3)压缩试样内部组织中石墨粒子与铁素体基 体的微观变形量的统计结果显示,在压缩变形过程 中,压缩试样 3 个不均匀变形区中的石墨粒子的变 形量总是高于铁素体基体. 本文认为,这与石墨粒 子的结构特点有关,即与石墨简单六方结构中层与 层之间易于滑动,以及硬度较低有关. 参 考 文 献 [1] Chen X Y, Cao J C, Zhou X L. Effect of heat treatment on micro鄄 structure of graphitized free鄄cutting steel. Hot Working Technol, 2017, 46(4): 234 (陈宣宇, 曹建春, 周晓龙. 热处理对石墨易切削钢显微组织 的影响. 热加工工艺, 2017, 46(4): 234) [2] Gao J X, Wei B Q, Li D D, et al. Nucleation and growth charac鄄 teristics of graphite spheroids in bainite during graphitization an鄄 nealing of a medium carbon steel. Mater Charact, 2016, 118: 1 [3] Chen X Y. Study on Graphitization Technology of Medium Carbon Steel [ Dissertation]. Kunming: Kunming University of Science and Technology, 2016 (陈宣宇. 中碳钢的石墨化工艺研究[学位论文]. 昆明: 昆明 理工大学, 2016) [4] Inam A, He K J, Edmonds D V. Graphitisation: a potential new route to free鄄machining steels / / HSLA Steels 2015, Microalloying 2015 and Offshore Engineering Steels 2015. Hangzhou, 2015: 817 [5] Inam A, Brydson R, Edmonds D V. Effect of starting microstruc鄄 ture upon the nucleation sites and distribution of graphite particles during a graphitising anneal of an experimental medium鄄carbon ma鄄 chining steel. Mater Charact, 2015, 106: 86 [6] Mokhtari A, Rashidi A M. The transformation of CK45 steel to the dual phase graphite steel and the study of its microstructure. Indi鄄 an J Fundam Appl Life Sci, 2015, 5(Suppl 2): 1749 [7] Yin Y Y, Fang F, Yan X, et al. Microstructure and properties of environmental graphitized free鄄cutting steel. Trans Mater Heat Treat, 2013, 34(4): 133 (尹云洋, 方芳, 严翔, 等. 环保石墨易切削钢的组织及性能. 材料热处理学报, 2013, 34(4): 133) [8] Rounaghi S A, Kiani鄄Rashid A R. A study on graphitisation accel鄄 eration during annealing of martensitic hypereutectoid steel. Phase Transitions, 2011, 84(11鄄12): 981 [9] Zhang Y J, Han J T, Wang Q L, et al. Research and development of graphitized hypoeutectoid free cutting steel. Iron Steel, 2008, 43(8): 73 (张永军, 韩静涛, 王全礼, 等. 亚共析石墨化易切削钢的开 发. 钢铁, 2008, 43(8): 73) [10] Zhang Y J, Han J T, Wang Q L, et al. Graphitization process of medium鄄Carbon steel. Mater Sci Technol, 2009, 17(6): 750 (张永军, 韩静涛, 王全礼, 等. 中碳钢的石墨化过程. 材料 科学与工艺, 2009, 17(6): 750) [11] Iwamoto T, Murakami T. Bar and wire steels for gears and valves of automobiles鄄eco鄄friendly free cutting steel without lead addi鄄 tion. JFE Techn Rep, 2004(4): 74 [12] Ji G J, Peng Y H, Ruan X Y. Experimental study on metal free upsetting. Metal Forming Technol, 1999(5): 23 (嵇国金, 彭颖红, 阮雪榆. 金属自由镦粗的实验研究. 金属 成形工艺, 1999(5): 23) [13] Kudo H, Aoi K. Effect of compression test condition upon fractu鄄 ring of a medium carbon steel. J Jpn Soc Tech Plast, 1967, 8: 17 [14] Lee P W, Kuhn H A. Fracture in cold upset forging鄄a criterion and model. Metall Trans, 1973, 4(4): 969 [15] Dodd B, Bai Y L, Zhang Z X. A review of free surface cracking in upset forging. Chin J Theor Appl Mech, 1981(5): 474 (Dodd B, 白以龙, 张志新. 关于镦粗锻造中自由表面开裂 的综述. 力学学报, 1981(5): 474) [16] Xu S Q, Chen Z Y, Zhang S Y. Research on the relation be鄄 tween bulging and friction in cylinder upsetting. Forging Stam鄄 ping Technol, 2004(5): 46 (许树勤, 陈志英, 张善元. 镦粗试验中鼓度与摩擦的相关 性研究. 锻压技术, 2004(5): 46) ·1044·