工藝參數(shù)對(duì)楔橫軋42CrMo/Q235層合軸復(fù)合界面顯微硬度的影響

張孝，彭文飛，束學(xué)道，吳志軍

(1.寧波大學(xué)機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院，浙江寧波，315211；2.寧波大學(xué)浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江寧波，315211)

軸類(lèi)件在高溫、重載等苛刻服役條件作用下易出現(xiàn)過(guò)量變形、斷裂、表面損傷等問(wèn)題[1]，傳統(tǒng)的解決方法是開(kāi)發(fā)性能優(yōu)異的稀有金屬、合金等新材料[2-3]，但面臨著新材料開(kāi)發(fā)周期長(zhǎng)、生產(chǎn)制造成本高等問(wèn)題。復(fù)合材料層合軸是選擇耐高溫、耐磨損的優(yōu)質(zhì)鋼作為覆層材料，選擇韌性好、成本低的普碳鋼作為基層材料。采用楔橫軋的生產(chǎn)工藝在高溫高壓力的作用下實(shí)現(xiàn)基層材料和覆層材料界面的結(jié)合，生產(chǎn)出成本低，能夠在高溫、重載使役條件下的復(fù)合材料層合軸。層合材料界面結(jié)合過(guò)程中，界面在高溫高壓作用下的復(fù)合機(jī)理與界面附近硬度等性能的變化機(jī)理較為復(fù)雜。目前，對(duì)于雙金屬層合板的爆炸復(fù)合和軋制復(fù)合的復(fù)合機(jī)理研究較多。在爆炸復(fù)合領(lǐng)域，ZU 等[4]研究了鈦/鋼爆炸復(fù)合板界面結(jié)合機(jī)理與力學(xué)行為，結(jié)果表明在金屬板之間形成了波狀界面組織，劇烈塑性變形使得鋼基體發(fā)生明顯的塑性流動(dòng)；ZHANG 等[5]通過(guò)有限元分析研究鈦/鋼復(fù)合板的爆炸焊接，發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，揭示了鈦/鋼復(fù)合板爆炸復(fù)合界面產(chǎn)生折疊缺陷的原因；劉榮等[6]通過(guò)調(diào)整炸藥密度和配比，采用內(nèi)爆法制備了小直徑鋁/不銹鋼復(fù)合管，研究結(jié)果表明當(dāng)結(jié)合界面為小波紋時(shí)結(jié)合強(qiáng)度最高；王芝玲等[7]采用爆炸復(fù)合法制備了Q345R/304爆炸復(fù)合板，并對(duì)爆炸復(fù)合板結(jié)合區(qū)的顯微組織、結(jié)構(gòu)及性能進(jìn)行了研究。在軋制復(fù)合領(lǐng)域，焦少陽(yáng)等[8]分析了雙金屬熱軋復(fù)合過(guò)程中不同工藝條件對(duì)結(jié)合質(zhì)量的影響；POZUELO 等[9]研究了熱軋界面對(duì)超高碳鋼多層板力學(xué)性能的影響；NAMBU等[10]研究了界面結(jié)合強(qiáng)度對(duì)多層鋼復(fù)合材料拉伸性能的影響，結(jié)果表明，隨著界面結(jié)合強(qiáng)度的增加，拉伸延展性顯著提高；MANESH 等[11]利用上限法研究了層狀材料的塑性變形行為，建立了對(duì)稱夾層板冷軋的數(shù)學(xué)模型，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。在層合材料硬度方面，張罡等[12-13]研究了304/Q245R 爆炸復(fù)合板結(jié)合界面的硬度，揭示了界面變形區(qū)的硬化機(jī)理；VAIRAMANI 等[14]研究了304 奧氏體不銹鋼和銅合金異種接頭的界面處的最小硬度；陳志輝等[15]研究了在預(yù)置層中添加體積分?jǐn)?shù)為16.7%鎢鐵粉對(duì)復(fù)合層的界面組織和基體硬度的影響，結(jié)果表明復(fù)合層基體中彌散分布的Fe3W3C 相提高了復(fù)合層的基體硬度；姜岳峰[16]利用納米顯微硬度分析了TA2/316L 爆炸焊接結(jié)合區(qū)內(nèi)各層次的硬化機(jī)理。上述學(xué)者的研究成果為揭示層合材料界面結(jié)合機(jī)理和界面力學(xué)性能變化奠定了基礎(chǔ)，但他們的研究多是基于等截面的復(fù)合板、復(fù)合棒等，對(duì)于變截面的層合材料的零部件成形研究還相對(duì)較少。WU等[17]提出采用楔橫軋成形42CrMo/Q235 層合軸的工藝，研究了軋制溫度對(duì)層合軸界面微觀組織、Cr 元素的擴(kuò)散和拉伸斷口形貌等的影響，為改善層合軸界面處的結(jié)合質(zhì)量提供了參考依據(jù)。層合材料結(jié)合界面力學(xué)性能是衡量復(fù)合材料質(zhì)量的重要指標(biāo)，是影響使用性能的一個(gè)重要因素。常用剪切強(qiáng)度、拉伸強(qiáng)度、沖擊韌性和界面附近硬度等性能指標(biāo)來(lái)衡量。層合材料在界面結(jié)合的過(guò)程中可能會(huì)產(chǎn)生某些缺陷，如局部產(chǎn)生融化、形成脆性相等，這些缺陷會(huì)導(dǎo)致層合材料界面硬化程度加重，而界面硬化嚴(yán)重則會(huì)導(dǎo)致層合材料的分層、脆斷[18]。因此，界面硬度反映了層合材料在復(fù)合過(guò)程中的界面硬化程度，對(duì)優(yōu)化工藝參數(shù)、提高界面結(jié)合質(zhì)量有重要的作用。42CrMo/Q235復(fù)合材料層合軸在楔橫軋制過(guò)程中，其界面顯微硬度會(huì)受到多種工藝參數(shù)的影響，顯微硬度又是衡量界面結(jié)合質(zhì)量的重要指標(biāo)之一。故本文作者在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，研究成形角α、展寬角β、斷面收縮率Ψ、軋制溫度t、基材直徑d等工藝參數(shù)對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，為軋制工藝參數(shù)的優(yōu)化，判斷楔橫軋復(fù)合軸類(lèi)零件的界面是否結(jié)合良好及解釋宏觀力學(xué)性能提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 楔橫軋層合軸軋制原理

楔橫軋?jiān)硎峭ㄟ^(guò)2個(gè)帶楔形模具的軋輥同向轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)圓形坯料反方向旋轉(zhuǎn)，在軋制力作用下，坯料同時(shí)發(fā)生徑向壓縮和軸向延伸的塑性變形，在模具孔型的作用下，最終獲得所需軋件[19]，其模具幾何圖如圖1所示。楔橫軋層合軸的軋制原理如圖2所示，在高溫高軋制力的作用下，基層材料和覆層材料發(fā)生徑向壓縮和軸向延伸的塑性變形，二者在界面接觸區(qū)域通過(guò)金屬原子的擴(kuò)散形成結(jié)合界面，得到層合軸產(chǎn)品。

圖1 楔橫軋模具幾何圖Fig.1 Geometry of cross wedge rolling die

圖2 楔橫層合軸軋制原理Fig.2 Principle of cross wedge rolling of laminated shaft

1.2 坯料制備與軋制實(shí)驗(yàn)

層合軸基層材料為低碳鋼Q235，覆層材料為合金結(jié)構(gòu)鋼42CrMo，化學(xué)成分如表1所示。覆材42CrMo軋前外徑為40 mm，基材Q235軋前直徑隨實(shí)驗(yàn)需求而改變。將覆材42CrMo 和基材Q235 打磨、清洗干凈，去除表面的氧化膜，采用小過(guò)盈的配合方式，最大過(guò)盈量為0.05 mm，在復(fù)合坯料兩側(cè)端面采用電弧焊焊接，如圖3所示。

將組裝后的復(fù)合坯料在加熱爐中分別加熱到實(shí)驗(yàn)所需溫度，采用H630楔橫軋機(jī)(寧波大學(xué)浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)對(duì)其進(jìn)行軋制(圖4(a))，獲得如圖4(b)所示的復(fù)合軸軋件。對(duì)獲得的軋件從正中心位置沿徑向線切割，得到對(duì)稱的2個(gè)半剖開(kāi)軋件，選取其中之一軋件，通過(guò)金相試樣研磨機(jī)對(duì)其表面進(jìn)行打磨(圖4(c))，通過(guò)光學(xué)顯微鏡觀察打磨后的軋件界面是否結(jié)合。

1.3 復(fù)合界面顯微硬度測(cè)試

將圖4(c)處獲得的試樣鑲嵌后拋光，使用HV-1000型數(shù)顯顯微硬度計(jì)對(duì)試樣進(jìn)行顯微硬度測(cè)試。從42CrMo/Q235復(fù)合界面處開(kāi)始，分別向Q235側(cè)和42CrMo 側(cè)進(jìn)行顯微硬度測(cè)定，測(cè)試位置如圖5所示，加載載荷為0.49 N，加載時(shí)間為15 s。

2 結(jié)果與分析

顯微硬度在一定程度上反映材料的抗磨能力、屈服強(qiáng)度和加工硬化性質(zhì)等，通過(guò)分析界面附近顯微硬度的變化，可反映出層合軸結(jié)合界面因元素的擴(kuò)散而產(chǎn)生的過(guò)渡區(qū)性能。測(cè)量復(fù)合界面附近的顯微硬度，整理不同工藝參數(shù)的顯微硬度測(cè)試結(jié)果，得到工藝參數(shù)對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，對(duì)優(yōu)化工藝參數(shù)、提高界面結(jié)合質(zhì)量有重要作用。

2.1 軋制溫度對(duì)界面顯微硬度的影響

實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表2所示，將軋制實(shí)驗(yàn)得到的軋件沿軸向?qū)ΨQ中心切開(kāi)，得到不同軋制溫度下軋件橫截面圖，如圖6所示。當(dāng)軋制溫度為1 000 ℃時(shí)，界面分離，對(duì)不同溫度軋制成形后軋件的界面顯微硬度進(jìn)行測(cè)試，整理軋制溫度變化時(shí)界面顯微硬度測(cè)試結(jié)果，得到軋制溫度對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，如圖7所示。

表1 實(shí)驗(yàn)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of experimental materials %

圖3 覆材和基材組裝Fig.3 Assembly of clad and core material

從圖7可以看出：基材Q235 側(cè)顯微硬度(HV)約為200，且距界面越遠(yuǎn)顯微硬度越低，覆材42CrMo 側(cè)顯微硬度(HV)約為700，距界面越遠(yuǎn)顯微硬度越高，界面結(jié)合處的顯微硬度(HV)約為290，其硬度介于42CrMo和Q235的硬度之間，呈現(xiàn)出較為明顯的過(guò)渡特征。在不同溫度條件下，距離界面相同距離處的顯微硬度不同，在1 050 ℃條件下軋制的試樣顯微硬度最大，1 100 ℃時(shí)次之，1 150 ℃時(shí)最小。圖8所示為不同軋制溫度下界面微觀組織。由圖8可知：隨軋制溫度的升高，有利于界面處金屬的回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，促使界面處的晶粒增大，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的軟化作用使界面處的顯微硬度降低。Q235 側(cè)界面附近顯微硬度大于Q235 基體硬度，42CrMo 側(cè)界面附近顯微硬度明顯小于42CrMo基體硬度，這是因?yàn)殇撝蠧r元素是強(qiáng)碳合金元素，主要以碳化物的形式存在于基體中，起到固溶體的作用，對(duì)界面附近硬度的影響較大；在楔橫軋制過(guò)程中，2種金屬界面的氧化膜不斷破碎暴露出新鮮的金屬，在高溫高壓力作用下形成較為穩(wěn)定的熱擴(kuò)散，同時(shí)變形后的余熱使2 種金屬間的原子擴(kuò)散更加充分，使得42CrMo中的Cr元素不斷通過(guò)界面擴(kuò)散至Q235側(cè)，導(dǎo)致復(fù)合界面附近硬度發(fā)生變化。

圖4 軋制實(shí)驗(yàn)與取樣圖Fig.4 Rolling experiment and sampling

圖5 顯微硬度測(cè)試位置示意圖Fig.5 Schematic diagram of microhardness test

表2 不同軋制溫度時(shí)的實(shí)驗(yàn)安排Table 2 Experiment arrangements of different rolling temperatures

圖6 不同軋制溫度下的軋件橫截面圖Fig.6 Cross section of rolled pieces at different rolling temperatures

圖7 不同軋制溫度下界面附近顯微硬度變化Fig.7 Distribution of interface microhardness at different rolling temperatures

2.2 斷面收縮率對(duì)界面顯微硬度的影響

軋制實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表3所示，軋制實(shí)驗(yàn)得到的軋件如圖9所示。當(dāng)斷面收縮率為50%時(shí)，軋件出現(xiàn)橢圓化現(xiàn)象，界面未結(jié)合；當(dāng)斷面收縮率為70%時(shí)，軋件出現(xiàn)縮頸斷裂，界面未結(jié)合。故對(duì)斷面收縮率為55%，60%和65%的軋件進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，整理斷面收縮率變化時(shí)界面顯微硬度測(cè)試結(jié)果，得到斷面收縮率對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，如圖10所示。

圖8 不同軋制溫度下界面微觀組織Fig.8 Interface microstructure at different rolling temperatures

從圖10可知：界面顯微硬度呈梯度變化，基材Q235側(cè)顯微硬度(HV)約為240，覆材42CrMo側(cè)顯微硬度(HV)約為750，界面結(jié)合處的顯微硬度(HV)在255～344之間，界面結(jié)合處的顯微硬度大于基體Q235 的顯微硬度，而小于42CrMo 的顯微硬度。斷面收縮率不同，距離界面相同距離處的顯微硬度不同，斷面收縮率為65%時(shí)顯微硬度最大，60%時(shí)次之，55%時(shí)的顯微硬度最小，即隨著斷面收縮率的增加，變形程度增大，顯微硬度也隨之增加。這是因?yàn)樵谲堉频倪^(guò)程中42CrMo中的Cr元素不斷擴(kuò)散至Q235一側(cè)，而Cr元素是一種強(qiáng)碳合金元素，對(duì)材料的硬度影響較大。此外，隨著斷面收縮率的增加，徑向力增加，加速界面處氧化膜的破損，使界面處的氧化物分布更加彌散，有利于提高界面顯微硬度，而且，徑向力增加迫使界面處晶粒變形與破損增加，界面晶粒度減小，界面顯微硬度增加。綜上所述，在距界面相同距離位置處顯微硬度隨斷面收縮率增加而增大。

表3 不同斷面收縮率時(shí)的實(shí)驗(yàn)安排Table 3 Experiment arrangements of different area reductions

圖9 不同斷面收縮率下的軋件橫截面圖Fig.9 Cross section of rolled pieces in different area reductions

圖10 不同斷面收縮率下界面附近顯微硬度變化Fig.10 Distribution of interface microhardness in different area reductions

2.3 基材直徑對(duì)界面顯微硬度的影響

實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表4所示，實(shí)驗(yàn)得到的軋件如圖11所示?；闹睆綖?0 mm時(shí)軋件出現(xiàn)橢圓化現(xiàn)象，界面分離，故對(duì)基材直徑為22，24 和26 mm 的軋件進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，整理基材直徑變化時(shí)界面顯微硬度測(cè)試結(jié)果，得到基材直徑對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，如圖12所示。

表4 不同基材直徑時(shí)的實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 4 Experimental parameters of different diameters of core material

圖11 不同基材直徑下的軋件橫截面圖Fig.11 Cross section of rolled pieces in differentdiameters of core material

圖12 不同基材直徑下界面附近顯微硬度變化Fig.12 Distribution of interface microhardness in different diameters of core material

從圖12可以看出：界面顯微硬度呈梯度變化，基材Q235側(cè)顯微硬度(HV)約為200，覆材42CrMo側(cè)顯微硬度(HV)約為700，界面結(jié)合處顯微硬度(HV)約為292，Q235 側(cè)靠近界面處顯微硬度大于Q235基體顯微硬度，42CrMo側(cè)靠近界面處顯微硬度小于42CrMo基體顯微硬度，隨軋前基材直徑的增加，距界面相同距離位置處顯微硬度稍有增加，但增加的幅度不大。原因在于，基材直徑增加不大，使得界面結(jié)合應(yīng)力變化不大，Cr 元素?cái)U(kuò)散深度增加不大，所以隨著基材直徑的增加，界面處顯微硬度稍有增加，但增加的幅度不大。

2.4 成形角對(duì)界面顯微硬度的影響

實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表5所示，實(shí)驗(yàn)得到的軋件如圖13所示，對(duì)不同成形角軋制成形后的界面顯微硬度進(jìn)行測(cè)試，整理成形角變化時(shí)界面顯微硬度測(cè)試值，得到成形角對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，如圖14所示。

表5 不同成形角時(shí)的實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 5 Experimental parameters of different forming angles

圖13 不同成形角下的軋件軋橫截面圖Fig.13 Cross section of rolled pieces in different forming angles

圖14 不同成形角下界面附近顯微硬度變化Fig.14 Distribution of interface microhardness in different forming angles

從圖14可知：界面顯微硬度呈梯度變化，基材Q235 側(cè)顯微硬度(HV)約為200，界面結(jié)合處顯微硬度(HV)約為300，覆材42CrMo 側(cè)顯微硬度(HV)約為700，Q235 側(cè)靠近界面處顯微硬度大于Q235基體顯微硬度，42CrMo側(cè)靠近界面處顯微硬度小于42CrMo 基體顯微硬度，隨著成形角的增加，距界面相同距離位置處顯微硬度稍有增加，但增加的幅度不大。原因在于，42CrMo中的Cr元素在軋制過(guò)程中不斷向Q235 一側(cè)擴(kuò)散，復(fù)合界面附近的Cr 元素呈梯度分度，導(dǎo)致復(fù)合界面附近的顯微硬度也呈梯度變化，但隨著成形角的增加，軋制力與軋制變形的增加幅度不大，對(duì)阻礙Cr 元素?cái)U(kuò)散的氧化膜的破裂程度影響較弱，使得Cr 元素的擴(kuò)散深度增加不明顯，因此距界面相同距離位置處顯微硬度稍有增加，但總體對(duì)界面處顯微硬度影響不大。

2.5 展寬角對(duì)界面顯微硬度的影響

軋制實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表6所示，軋制實(shí)驗(yàn)得到的軋件如圖15所示，當(dāng)展寬角為7°時(shí)，層合軸軋扁失效，界面未結(jié)合，故對(duì)展寬角為3°和5°的軋件界面顯微硬度進(jìn)行測(cè)試，整理展寬角變化時(shí)界面顯微硬度測(cè)試結(jié)果，得到展寬角對(duì)界面顯微硬度的影響規(guī)律，如圖16所示。

表6 不同展寬角時(shí)的實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 6 Experimental parameters of different spreading angles

圖15 不同展寬角下的軋件軋橫截面圖Fig.15 Cross section of rolled pieces in different spreading angles

圖16 不同展寬角下界面附近顯微硬度變化Fig.16 Distribution of interface microhardness in different spreading angles

從圖16可知：界面顯微硬度呈梯度變化，基材Q235 側(cè)顯微硬度(HV)約為200，界面結(jié)合處顯微硬度(HV)約為290，覆材42CrMo 側(cè)顯微硬度(HV)約為700，Q235 側(cè)靠近界面處顯微硬度大于Q235基體顯微硬度，42CrMo側(cè)靠近界面處顯微硬度小于42CrMo 基體顯微硬度，隨展寬角的增加，距界面相同距離位置處顯微硬度變化不大，只是略微增加。原因是展寬角的增加，軋制力與軋制變形的增加幅度不大，對(duì)阻礙Cr 元素?cái)U(kuò)散的氧化膜的破裂程度影響較弱，對(duì)Cr 元素的擴(kuò)散未產(chǎn)生較大影響，因此，展寬角對(duì)界面顯微硬度影響不大。

3 結(jié)論

1)層合軸復(fù)合界面顯微硬度表現(xiàn)出明顯的過(guò)渡特征，基材Q235 側(cè)顯微硬度(HV)約為200，覆材42CrMo 側(cè)顯微硬度(HV)約為700，界面結(jié)合處顯微硬度(HV)約為300，其顯微硬度介于基材與覆材硬度之間，說(shuō)明層合軸實(shí)現(xiàn)了冶金結(jié)合。

2)軋制溫度升高有利于晶粒動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的發(fā)生與長(zhǎng)大，使得距界面相同距離位置處的顯微硬度隨著軋制溫度的升高而降低。斷面收縮率增加，變形程度增大，使界面處氧化膜與晶粒破損增加，氧化物更加彌散分布于界面，界面晶粒度減小，有利于界面顯微硬度提高，使得距界面相同距離位置處的顯微硬度值隨斷面收縮率的增加而增大。成形角、展寬角和基材直徑對(duì)復(fù)合界面Cr 元素?cái)U(kuò)散的影響不大，所以，隨著基材直徑的增加，距界面相同距離位置處的顯微硬度變化幅度不大。

3)為實(shí)現(xiàn)層合軸界面的強(qiáng)結(jié)合，應(yīng)該主要通過(guò)工藝參數(shù)軋制溫度與斷面收縮率進(jìn)行調(diào)控。