瞿 熙,鮑思前,趙 剛,黃芳玉,賀 萌,張 帆

(武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室,湖北武漢 430081)

1 前 言

橋索鋼絲是斜拉橋和懸索橋等大跨徑橋梁的承重件,由過共析盤條經(jīng)拉拔、鍍鋅而成,具有耐腐蝕、強度高等優(yōu)點,且保持一定的韌性,故廣泛應用于大跨徑橋梁纜索[1]。目前國內(nèi)外的橋梁纜索鋼絲強度水平已逐漸從1670 MPa逐漸發(fā)展到1960 MPa,如墨西拿海峽大橋采用1860 MPa級珠光體鋼絲,韓國的蔚山大橋采用1960 MPa級鍍鋅鋼絲[2-3]。高強度意味著更安全、更大的跨度、更低的成本。高碳珠光體盤條具備大應變冷拉拔變形中的加工硬化效應而形成高強度細鋼絲,因此對生產(chǎn)橋梁纜索用冷拔珠光體鋼絲的微觀組織及織構機理研究也日益深入[4]。目前國內(nèi)最高強度級——2000 MPa級橋索鋼絲率先完成工業(yè)生產(chǎn),并首先應用于滬通大橋,這是中國高強度鋼絲發(fā)展過程中的里程碑。拉拔過程鋼絲強度的變化受珠光體片層間距減小[5]、滲碳體和鐵素體微觀組織變化、宏觀織構等的影響[6-7]。Herbig等[8]的研究表明經(jīng)拉拔后的高碳珠光體鋼絲是強度最高的鋼種,其強度可達7 GPa；楊林江等[9-10]的研究表明鋼絲冷拉拔變形中微觀組織和織構演變對鋼絲力學性能有較大的影響；Hono等[11]研究了大應變量下滲碳體的溶解現(xiàn)象,周立初等人則分析了珠光體片層取向?qū)︿摻z變形的影響并分析了鋼絲的織構。目前學者對冷拔鋼絲的織構研究較少且對拉拔過程中的強化機理未達成一致意見,故本文對大應變冷拔及鍍鋅過程中橋索鋼微觀組織、織構演變、力學性能及強化機理進行研究,以此為工業(yè)高強度冷拔鋼絲的生產(chǎn)提供理論依據(jù)和參考。

2 實驗材料與方法

2.1 實驗材料

實驗材料為直徑14 mm 的某鋼廠橋梁纜索用高碳熱軋盤條,其主要化學成分如表1所示。將高碳珠光體盤條經(jīng)六道次連續(xù)拉拔至7 mm,拉拔鋼絲的變形量如表2所示。將拉拔應變ε為1.41時的鋼絲穿過約450 ℃左右的鋅液,鋼絲表面的鐵和鋅液發(fā)生反應生成鋅鐵合金層[12],然后冷卻至室溫制成鍍鋅鋼絲。拉拔應變?yōu)?

表1 鋼絲的化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)Table 1 Chemical compositions of wire rod(mass/%)

表2 冷拔鋼絲的變形量Table 2 Deformation amount of the cold drawn steel wires

式中:A0、A為拉拔前后鋼絲橫截面的面積,m2；d0、d為拉拔前后鋼絲橫截面的直徑,m。

2.2 實驗方法

采用線切割技術分別切取各不同應變量鋼絲的縱截面試樣,熱鑲后磨拋,然后使用體積濃度為4%的硝酸酒精腐蝕合適時間之后,使用NOVA400 Nano型場發(fā)射掃描電鏡（SEM）觀察不同應變量和鍍鋅鋼絲縱截面顯微組織結構,并利用Nano Measurer軟件測量不同應變量鋼絲珠光體片層間距。采用線切割技術切取厚度約300μm 的圓形薄片狀樣品,減薄至50～70 μm,隨后沖成直徑為3 mm 的圓片,最后在Struers Tenupol-5型電解雙噴減薄儀上減薄,電解電壓為40 V,在JSM-2100F 型透射電鏡（TEM）下分析鐵素體中位錯分布和珠光體片層間距變化。鋼絲的宏觀織構使用ARL9900-811 X 射線衍射儀進行測試。鋼絲的拉伸實驗在ZWICK-ROLL 拉伸機上進行,對每個試樣至少做3～4次測試,取其平均值。鋼絲橫、縱截面的硬度實驗使用Zeiss Axioplan顯微維氏硬度計進行測試,載荷500 gf,加載時間10 s,加載點數(shù)量最少為11個,取其平均值,硬度測試標準為《金屬維氏硬度實驗》GB/T 4340。

3 實驗結果與分析

3.1 顯微組織

如圖1（a）～（c）所示,初始盤條中,取向不同的各珠光體團沿各個方向隨機分布在珠光體晶界內(nèi)。當應變量較小時,珠光體團變化不大。隨著拉拔應變的增大,鐵素體作為軟相先發(fā)生變形,珠光體團逐漸發(fā)生偏轉和扭折變形,組織呈現(xiàn)方向性,珠光體逐漸轉向平行于拉拔軸方向,珠光體片層間距逐漸減小。在中低應變冷拔鋼絲的拉拔變形過程中,具有不同初始取向的鐵素體和滲碳體,其變形規(guī)律并不相同。與拉拔方向接近于平行的原始珠光體片層,在拉拔變形中,受到沿拉拔軸方向的壓應力較小,最先旋轉到平行于拉拔軸的方向,層片極易被拉長、減薄,片層間距很快減小。與拉拔軸方向接近垂直的珠光體片層,在拉拔變形中受到沿拉拔軸方向的壓應力較大,會先朝著拉拔方向彎曲、扭折、轉動,彎曲變形處層片組織扭曲畸變嚴重,彎折后的片層會沿著拉拔方向進一步減薄。進一步增大變形量,珠光體片層偏轉和扭折劇烈,珠光體片層進一步減薄,珠光體片層基本都轉到拉拔軸向,呈纖維狀,部分滲碳體和鐵素體的界面模糊,很難分辨。從圖1（e）可以看出,鍍鋅后的珠光體片層和拉拔后的片層基本相同。

圖1 不同應變量鋼絲縱截面SEM 圖像（a）ε＝0；（b）ε＝0.49；（c）ε＝0.98；（d）ε＝1.4；（e）鍍鋅絲Fig.1 SEM images in longitudinal section of the steel wires with different strains（a）ε＝0；（b）ε＝0.49；（c）ε＝0.98；（d）ε＝1.4；（e）galvanized wire

Langford等[13-14]認為在具有不同空間取向和應變局部化的珠光體變形中,橫截面上觀察到的珠光體平面應變變形與縱截面上觀測到的珠光體片層的單軸變薄之間有差異,有許多因素可以解釋[110]纖維狀鋼絲的預期平面應變變形與單軸減薄之間的差異。具有正交晶體結構的球狀珠光體或滲碳體薄片可能作為增強相,引起珠光體單軸變形的差異。在單軸張力下彎曲薄片的變形與管狀結構類似,亞晶界可以適應相鄰晶粒的取向差。

從圖2（a）可以看出,初始盤條中珠光體片層間距較大,約為90μm,由黑色滲碳體和白色鐵素體兩相交替組成,滲碳體與鐵素體的界面清晰,鐵素體內(nèi)位錯較少且大部分位錯線呈平行狀分布。當應變量約為0.5時,珠光體片層間距明顯減?。s為78 nm）,位錯密度增加。珠光體片層在外界應力的作用下被拉長減薄,位錯運動區(qū)域減小,位錯塞積和增值使得位錯線變密[15]。從圖2（c）可以看出,位錯密度進一步增加,出現(xiàn)高密度位錯集中區(qū)域。鍍鋅后珠光體片層與拉拔后的鋼絲相差不大,一樣存在高密度位錯集中區(qū)域,鐵素體片層中存在大量位錯,滲碳體和鐵素體界面模糊。從圖2（d）可以看出,珠光體片層斷裂,部分片層狀滲碳體發(fā)生球化,這為鍍鋅后鋼絲強度的下降提供了原因。

圖2 不同應變量鋼絲縱截面TEM 圖像（a）ε＝0；（b）ε＝0.71；（c）ε＝1.4；（d）鍍鋅絲Fig.2 TEM images in longitudinal section of the steel wires with different strains（a）ε＝0；（b）ε＝0.71；（c）ε＝1.4；（d）galvanized wire

圖3顯示隨著ε從0增加至1.4,珠光體片層間距從92 nm 減小至53 nm,珠光體片層間距與應變量呈現(xiàn)線性關系。珠光體片層間距的大小在很大程度上影響著鋼絲的塑性和強度,隨著片層間距的減小,鋼絲的塑性和強度均會增加。組織細小的索氏體盤條,隨著后續(xù)的冷拉拔變形,珠光體片層逐漸轉向形成＜110＞織構,由于加工硬化的作用得到高強度的細鋼絲。

圖3 不同應變量鋼絲珠光體片層間距變化規(guī)律Fig.3 Variation of the spacing of the pearlite layer with the strain

3.2 織構分析

從圖4可以看出,原始盤條中晶體取向較為分散,晶粒沒有擇優(yōu)取向,存在強度較低的＜110＞纖維織構。隨著拉拔道次的增加,＜110＞織構逐漸成為主導織構,其強度逐漸加強,其他組分織構逐漸消失。當應變量達到最大值1.4時,＜110＞織構強度也達到峰值4.3。經(jīng)過450℃鍍鋅的鋼絲＜110＞織構強度略微有所下降,但其他組分織構較少,＜110＞織構仍為主導織構。

圖4 不同應變量下的鋼絲沿沿拉拔方向的反極圖（a）ε＝0；（b）ε＝0.49；（c）ε＝0.98；（d）ε＝1.4；（e）鍍鋅絲Fig.4 ODF figures of steel wires with different strains（a）ε＝0；（b）ε＝0.49；（c）ε＝0.98；（d）ε＝1.4；（e）galvanized wire

珠光體鋼中鐵素體是體心立方結構,其主要滑移系為（110）＜111＞和（112）＜110＞。鋼絲的塑性變形通過位錯的滑移實現(xiàn),晶體在塑性變形中發(fā)生轉動,最終在與滑移面對稱的位置穩(wěn)定存在,因此珠光體鋼在拉拔過程中通過鐵素體內(nèi)的位錯滑移形成穩(wěn)定的＜110＞織構[16]。在拉拔變形過程中,與拉拔軸方向接近平行的珠光體團會優(yōu)先沿拉拔方向旋轉伸長,而與拉拔軸方向接近垂直的珠光體團首先通過彎折變形旋轉到與拉拔軸平行的方向,然后沿拉拔軸方向伸長,如圖1所示,珠光體的彎折使得鐵素體的＜110＞取向逐漸與拉拔軸向平行,這使得＜110＞織構強度增加,也進一步促使晶粒取向由隨機分散向軟取向集中,這使得珠光體變形抗力較小,這使得后續(xù)變形得以繼續(xù)進行。

3.3 性能測試

圖5顯示,隨ε的增加,抗拉強度快速增大,基本呈線性趨勢。當應變量從0增至1.4時,鋼絲的抗拉強度增加了614 MPa。鍍鋅后,鋼絲的抗拉強度稍有降低。屈服強度隨ε變化規(guī)律與抗拉強度基本相同。

圖5 抗拉強度和屈服強度隨應變量的變化Fig.5 Relationship of tensile strength and yield strength of longitudinal steel wire with strain

隨ε逐漸增加,珠光體片層減薄,滲碳體和鐵素體界面增加,且細化的珠光體晶粒起到了細晶強化的作用,鋼絲抗拉強度增大[17]。拉拔過程中,位錯逐漸從單滑移過渡到多滑移,錯纏結形成位錯胞和位錯墻,這些不易滑移的組態(tài)會增加變形的抗力,使鋼絲抗拉強度增加。但是片層狀滲碳體經(jīng)過熱鍍鋅會發(fā)生明顯的球化,會造成鍍鋅鋼絲抗拉強度的降低。

圖6顯示,隨ε增加,鋼絲橫縱截面的維氏硬度均增加。當ε增加至1.4 時,橫截面纖維硬度增加了133 HV,縱截面纖維硬度增加93 HV。經(jīng)過鍍鋅之后,鋼絲橫縱截面韋氏硬度均下降。

圖6 鋼絲橫縱截面維氏硬度隨應變量的變化Fig.6 Relationship of Webster hardness of horizontal and longitudinal steel wire with strain

橫截面和縱截面的顯微硬度均增大,但相比較于縱截面而言,橫截面上升趨勢更快。這可能是因為原始盤條中珠光體團隨機分布,晶粒取向分散,橫截面與縱截面微觀組織差異不大,故低應變鋼絲橫縱截面的顯微硬度差異也不大。隨著ε逐漸增大,同一試樣橫截面與縱截面的韋氏硬度差別逐漸增大,這可能是因為珠光體片層由隨機分布逐漸轉向平行于拉拔軸的方向,橫截面與縱截面微觀組織差異性增大,故橫縱截面顯微組織差異性也增大,導致縱截面的顯微硬度低于橫截面。鍍鋅后,片層狀滲碳體部分球化,原來的規(guī)則組織結構被破壞,導致橫縱截面硬度均降低。由此可見,拉拔過程中抗拉強度、屈服強度、硬度與＜110＞織構強度變化趨勢一致。

珠光體鋼絲在冷拔過程中的加工硬化機理多年來一直是學者的研究熱點,拉拔過程中的位錯強化、細晶強化和固溶強化是主要的強化方式。

金屬中位錯密度的增加會使得其強度得到提高,金屬材料的變形,本質(zhì)是位錯的運動和增值,位錯之間的交互作用阻礙位錯運動,變形抗力增大,因此強度增大。隨著拉拔的進行,片層內(nèi)位錯塞積,位錯長度減小,位錯增值使得位錯密度增加,鐵素體片層以及鐵素體滲碳體界面處塞積大量的位錯[18-19]。位錯強化的本質(zhì)即是,隨著拉拔的進行,位錯密度增大,金屬變形抗力增大,表現(xiàn)為抗拉強度、硬度等增大,即表現(xiàn)為加工硬化。

細晶強化是通過細化內(nèi)部晶粒來提高強度的機制。在冷拉拔過程中,珠光體團中鐵素體和滲碳體被減薄細化呈纖維狀,減薄后的滲碳體/鐵素體界面增加,對位錯的阻礙作用增強,即材料的抗拉強度增大。晶粒尺寸越小,位錯塞積數(shù)量越少,應力集中越小,滑移所需外力越大,屈服強度越大[20-21]。

大變形冷拉拔過程中,滲碳體會發(fā)生溶解,碳原子脫離了鐵原子的束縛進入鐵素體中的位錯周圍或鐵素體八面體間隙來降低體系能量,鐵素體中的碳原子過飽和析出形成固溶強化。

4 結 論

原始盤條的索氏化程度較高,珠光體片層間距較?。s為92 nm）,等軸珠光體團的取向具有隨機性。原始盤條中雖存在＜110＞纖維織構,但強度較低。

隨著拉拔應變的增加,珠光體片間距逐漸減小至53 nm,位錯密度增加,珠光體逐漸形成平行于拉拔軸方向的纖維狀組織。＜110＞織構隨拉拔應變量的增加逐步增強至4.3,其他組分織構逐步減弱。當拉拔應變量增大至1.4時,部分滲碳體和鐵素體界面模糊,難以分辨。鋼絲的抗拉強度、屈服強度和顯微硬度均隨著應變的增大而上升,且鋼絲縱截面的硬度略低橫縱截面硬度。

與拉拔鋼絲相比,鍍鋅后的鋼絲珠光體片層變化并不大,位錯密度有所降低。鍍鋅后的鋼絲＜110＞織構略微下降至4.0,但仍為主導織構。鍍鋅后部分滲碳體球化成短桿狀或顆粒狀,鋼絲的抗拉強度、屈服強度和顯微硬度均有所下降。

隨著拉拔的進行,位錯密度增大,金屬變形抗力增大,表現(xiàn)為抗拉強度、硬度等增大；在冷拉拔過程中,珠光體團被減薄細化呈纖維狀,減薄后的滲碳體/鐵素體界面增加,對位錯的阻礙作用增強,即材料的抗拉強度增大；滲碳體會發(fā)生溶解,鐵素體中的碳原子過飽和析出形成固溶強化。