齒輪鋼中硫化錳夾雜物熱變形行為研究

孫雅平，楊 麗*，李永亮，楊玉厚

（1.唐山科技職業技術學院,河北 唐山 063001；2.唐山鋼鐵集團有限責任公司 技術中心,河北 唐山 063016）

0 引言

汽車齒輪主要安裝在變速器與差速器中，起傳動、調速作用，在工作時主要受到交變載荷的沖擊力、摩擦力、接觸應力等多種應力的綜合作用。隨著時間和成本的要求越來越高，齒輪生產廠家將齒輪加工多種步驟整合到一臺機床，使用一把刀具，該刀具十分昂貴，因此在齒輪鋼中添加硫元素作為易切削元素，減少加工過程中對刀具的磨損。而鋼在鍛造或者軋制過程中，硫化物容易沿著軋制方向伸長，從而使鋼的橫向性能明顯降低。同時齒輪工作時受到交變載荷的應力作用易在長條狀硫化物尖端產生應力集中，成為裂紋源，并沿著硫化物擴展，最終造成齒輪的開裂失效[1-3]。因此如何在易切削齒輪鋼中獲得長寬比小的球狀或橢球狀硫化物至關重要。

前人對于鋼中MnS 夾雜物在變形過程中的形貌控制進行了較多的研究。邵肖靜[4]等在研究非調質鋼中MnS 夾雜物的熱變形行為時發現，隨著變形溫度的增加，長度大于5 μm 的MnS 數量呈減少趨勢，變形量對MnS 的相對塑性影響較大，隨著變形量從10%增加到50%，MnS 的相對塑性平均值從2.26 減小到0.30，同時變形速率對MnS 夾雜物的長度和相對塑性沒有明顯的影響。此外，婁德春[5-7]等認為硫化物的碎化是隨著變形量呈周期性的變化，周期點和碎化程度與變形溫度有關。

為了充分了解MnS 夾雜物在鋼基體變形過程中碎化的周期性變化，筆者利用Gleeble-1500 熱-力學模擬試驗機在相同變形速率下對試樣在不同溫度、不同變形量下進行壓縮變形，對MnS 夾雜物的形貌與尺寸進行統計分析，根據應力-應變曲線對MnS夾雜物的碎化進行分析，最后根據MnS 夾雜物與基體之間的相對塑性確定適宜的軋制參數，以便對實際生產中的軋制工藝進行理論指導。

1 試驗材料和方法

為了研究變形溫度及變形量對MnS 夾雜物的影響，從Cr-Ni-Mo 系齒輪鋼連鑄坯中取樣并加工成?8 mm×15 mm 的圓柱，按圖1 所示的加熱和變形制度進行試驗。試驗鋼化學成分如表1 所示。試樣首先以10 ℃/s 的加熱速率加熱到1 300 ℃，保溫180 s 以得到均勻的奧氏體組織，然后以10 ℃/s 的速率降溫到變形溫度后保溫30 s 以均勻試樣溫度，接著以0.01 s-1的變形速率分別進行壓縮變形到變形量20%、40%、60%，達到設定變形量后立刻水淬以保留奧氏體組織。將變形后的試樣從剖面切開，經鑲嵌、打磨、拋光后在光學顯微鏡下觀察MnS 夾雜物的形貌，每個試樣連續拍攝五十個視場用來統計MnS 夾雜物的長寬比及其分布。

圖1 Gleeble-1500 熱-力學模擬試驗機加熱及變形制度Fig.1 Heating and deformation schedule of Gleeble-1500 thermo-mechanical simulator

表1 試驗鋼化學成分Table 1 Chemical composition of test steel %

壓縮過程中MnS 與齒輪用鋼基體間的相對塑性計算采用Malkiewicz 與Rudnik[5-7]的定義公式，即MnS 相對塑性ν為：

式中，εi代表MnS 真應變，εm代表試驗鋼基體真應變，λ0和λ代表MnS 軋制前后的長寬比，h0和h代表試樣原始長度和壓縮后長度。

2 試驗結果與討論

2.1 MnS 夾雜物分析

2.1.1 MnS 夾雜物形貌

基體的壓縮變形溫度和變形量對MnS 夾雜物形貌的影響如圖2 所示，可以看出，在20%變形量下，隨著溫度升高，MnS 尺寸逐漸長大后減小，在1 100 ℃時達到最大；在40%變形量下，隨著溫度升高，MnS 尺寸同樣呈現先長大后減小的趨勢，在1 000 ℃時達到最大；在60 %變形量下，MnS 尺寸呈現逐漸長大的趨勢。在900 ℃和1 200 ℃時，MnS 夾雜物尺寸呈現規律性變化，900 ℃時，隨著變形量增加，MnS 尺寸逐漸降低；在1 200 ℃時隨著變形量增加，MnS 尺寸逐漸升高；在1 000 ℃和1 100 ℃時，MnS 尺寸無明顯的規律性。這說明在變形過程中MnS 的長大和碎化同時發生，在不同溫度和不同變形量下，長大和碎化分別占據主要地位。從圖中可以看出，隨著溫度的增加，MnS 達到碎化狀態所需變形量在逐漸降低。在900 ℃-60%和1 200 ℃-20%時，MnS 夾雜物的尺寸較小，數量較多，且此時形貌比較規則，呈橢圓形或圓形，說明此時碎化在變形過程中占據主要地位，實際軋制過程中宜選用低溫大變形量或者高溫小變形量軋制制度。

圖2 變形溫度和變形量對MnS 夾雜物形貌的影響Fig.2 Effect of deformation temperature and deformation amount on morphology of MnS inclusions

2.1.2 MnS 夾雜物尺寸分布

根據試驗結果，統計了不同變形參數下MnS 的長寬比及其分布情況，如圖3 所示。在900 ℃下，隨著變形量的增加，長寬比小于2 的MnS 數量大大增加，MnS 的狀態由長大變為碎化；而在1 200 ℃下，隨著變形量的增加，長寬比小于2 的MnS 數量呈現降低的趨勢，MnS 的狀態由碎化變為長大，在1 200 ℃-40%下進行壓縮變形時，雖然長寬比小于2 的MnS 數量較多，同時長寬比大于4 的MnS 數量同樣較多。長寬比小于2 的MnS 可以視為圓形或者橢圓型，在900 ℃-60%和1 200 ℃-20%時能夠獲得較多數量的長寬比小于2 的MnS，這與MnS夾雜物形貌分析結果一致。

2.2 應力應變分析

圖4 為試樣在不同變形條件下的應力應變曲線圖。從圖4 中可以看出，隨著壓縮變形的進行，應力隨著應變逐漸增加而逐漸增加，當應力增加到一定值后，增加趨勢放緩，最終成為一條平緩的平直曲線，達到穩定的狀態。這是由于在變形的初期，應變引起位錯密度的增加，導致基體的加工硬化，此時應力快速增加，隨著變形的增加，動態回復也逐漸增加，使得位錯相互抵消，位錯密度降低，動態回復造成的軟化效果抵消了部分加工硬化效果，使得應力上升趨勢放緩，在變形的后期發生動態再結晶，使得應力不在增加甚至出現下降的趨勢。MnS 夾雜物在凝固過程中由于偏析多在奧氏體晶界處析出，然后在軋制過程中被拉伸變長，由于動態再結晶，晶界的移動將會使得拉長的MnS 夾雜物分割、斷裂，最終碎化[8]。

在低溫（900 ℃）進行壓縮變形時，由于動態回復與動態再結晶不明顯，因此在變形的初期只發生夾雜物的長大現象，當變形量達到60%時，基體中開始出現動態再結晶才會出現夾雜物的碎化現象。在1 200 ℃時進行壓縮變形，應變在20%時已經出現明顯的動態再結晶，在晶界的移動下拉長的MnS夾雜物被分割而碎化，但是已經碎化的MnS 在后續變形的過程中會繼續發生長大現象，因為高溫時合金元素的擴散速度較快，MnS 的Ostwald 熟化現象能夠進行的比較充分[9-10]。

2.3 MnS 夾雜物相對塑性

MnS 夾雜物的相對塑性指的是在變形過程中MnS 相對于基體的變形能力，與MnS 的形貌、尺寸有重要關系，如相對塑性越大，在基體變形過程中MnS 更易變形，易于沿軋制方向伸長呈長條狀，如相對塑性較小，說明MnS 的變形能力較弱，在基體變形的過程中僅輕微變形甚至保持原始形貌。因此，選擇MnS 夾雜物相對塑性較小的熱變形參數十分重要。

根據公式（1）計算了試樣在壓縮變形后統計的MnS 夾雜物的相對塑性值，并繪制了圖5。從圖中可知，隨著變形溫度或者變形量的增加，MnS 夾雜物的相對塑性逐漸降低，從1.6 降低到0.25，說明MnS 的平均長寬比逐漸降低，高溫、大變形量能夠降低MnS 的相對塑性值。值得注意的是，從圖3（d）中可以看出，在1 200 ℃進行壓縮變形時，變形量為20%和40%仍然能夠保持較多數量的長寬比小于2 的MnS，當變形量為60%時，MnS 的數量大量減少，說明在較高溫度且大變形量時，MnS 夾雜物發生了粗化，此時相對塑性值有些許回升。

圖3 熱變形參數對硫化物長寬比分布的影響Fig.3 Effect of thermal deformation parameters on the aspect ratio distribution of sulfide

圖4 試驗鋼的真應力應變曲線Fig.4 True stress-strain curve of test steel

圖5 變形參數對硫化物相對塑性的影響Fig.5 Effect of deformation parameters on relative plasticity of sulfide

高溫、大變形量能夠降低MnS 的相對塑性值的機理是：高溫下，合金元素擴散速度快，促進了MnS的熔斷和重新形核，同時大變形量引發的動態再結晶能夠將拉長后的MnS 切割，促進MnS 的碎化。由于低硫易切削鋼在1 000 ℃和1 100 ℃下變形的無規律性，考慮到實際軋制過程中變形溫度和變形量不能精準控制，應當避免在1 000～1 100 ℃下進行軋制，選擇低溫大變形量或者高溫小變形量較為合適。

3 結論

1）低溫大變形量或高溫小變形量能夠獲得數量較多、長寬比較小的MnS 夾雜物，不僅有利于MnS夾雜物的彌散分布，同時對應的MnS 夾雜物的相對塑性較小。

2）在1 000 ℃或1 100 ℃時對試驗鋼進行軋制或鍛造，MnS 的變形呈現無規律性，由于實際生產過程中變形溫度和變形量難以精準控制，因此應當避免在1 000～1 100 ℃范圍內進行軋制或鍛造。