工程科学学报，第38卷，第4期：522531,2016年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.4:522-531,April 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.04.011:http://journals.ustb.edu.cn 微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 龚 帅”，任学冲四，陈刚2，赵海2》，江波2》 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)马鞍山钢铁股份有限公司技术中心，马鞍山243000 ☒通信作者，Email:xcren(@ustb.cdu.cm 摘要利用不同奥氏体化温度和冷却速率对碳质量分数为0.54%高速车轮钢进行热处理，得到具有不同晶粒尺寸和珠光 体片间距微观组织的试样.在-120~20℃温度下对具有不同微观组织的拉伸试样和三点弯曲(3PB)缺口试样进行测试；采 用二维平面应变有限元计算三点弯曲缺口试样缺口前的应力分布：利用扫描电镜对3PB试样断口进行观察并测量解理起裂 源的位置：测定不同微观组织车轮钢试样的解理断裂应力.在扩展控制断裂机制下，微观组织对车轮钢的解理断裂应力具有 明显影响，晶粒尺寸和珠光体片间距越小解理断裂应力越高.细化品粒使未扩展微裂纹的特征长度减小，细化珠光体片间距 有助于提高珠光体的有效表面能，从而使得解理新裂应力提高 关键词车轮钢：微观组织：解理断裂；断裂应力 分类号TG142.4 Effect of microstructure on the cleavage fracture stress of high-speed railway wheel steel GONG Shuai,REN Xue-chong,CHEN Gang?,ZHAO Hai,JIANG Bo2 1)National Center for Materials Service Safety,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Technical Center of Ma'anshan Steel Iron Corporation,Ma'anshan 243000,China Corresponding author,E-mail:xeren@ustb.edu.en ABSTRACT The microstructures with different grain sizes and pearlite interlamellar spacings of high-speed railway wheel steel with a carbon mass fraction of 0.54%were achieved by heat treatment at different austenitizing temperatures and cooling rates.Notched 3- point bending (3PB)bars and tensile specimens with different microstructures were tested at temperatures from -120C to 20C.The stress distribution ahead of the notch tip was calculated by a two-dimensional plane strain finite element method.The fracture surfaces of the 3PB specimens were observed by scanning electron microscopy and the cleavage initiation site was located.The cleavage fracture stress of specimens with different microstructures was measured.It is shown that the cleavage fracture stress depends on the microstruc- ture when the cleavage critical event is propagation-controlled.The characteristic size of un-propagated microcracks decreases by grain refinement,the decrease of pearlite interlameller spacing is be propitious to increase the effective surface energy of the pearlite micro- structure,so the cleavage fracture stress increases with decreasing grain size and pearlite interlameller spacing. KEY WORDS wheel steel:microstructure:cleavage fracture;fracture stress 珠光体钢由于具有良好的硬度、韧性、耐磨性等综 结构的高速车轮钢的断裂韧性也提出更高的要求.最 合力学性能的配合以及较低的成本，是列车车轮兼顾 近的研究发现”微观组织对车轮钢的断裂韧性具有明 使用寿命和安全性的理想材料.近年来随着高速铁路 显的影响，随原奥氏体晶粒尺寸的降低，断裂韧性增 对列车运行安全要求的提高，对以珠光体为主要组织 加，相同晶粒尺寸下珠光体片间距越小断裂韧性越高： 收稿日期：2015-08-25 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51171020，U1234207):国家重点基础研究发展计划资助项目(2015CB654800)
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期: 522--531，2016 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 4: 522--531，April 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 04． 011; http: / /journals． ustb． edu． cn 微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 龚 帅1) ，任学冲1) ，陈 刚2) ，赵 海2) ，江 波2) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 2) 马鞍山钢铁股份有限公司技术中心，马鞍山 243000 通信作者，E-mail: xcren@ ustb． edu． cn 摘 要 利用不同奥氏体化温度和冷却速率对碳质量分数为 0. 54% 高速车轮钢进行热处理，得到具有不同晶粒尺寸和珠光 体片间距微观组织的试样． 在 － 120 ～ 20 ℃温度下对具有不同微观组织的拉伸试样和三点弯曲( 3PB) 缺口试样进行测试; 采 用二维平面应变有限元计算三点弯曲缺口试样缺口前的应力分布; 利用扫描电镜对 3PB 试样断口进行观察并测量解理起裂 源的位置; 测定不同微观组织车轮钢试样的解理断裂应力． 在扩展控制断裂机制下，微观组织对车轮钢的解理断裂应力具有 明显影响，晶粒尺寸和珠光体片间距越小解理断裂应力越高． 细化晶粒使未扩展微裂纹的特征长度减小，细化珠光体片间距 有助于提高珠光体的有效表面能，从而使得解理断裂应力提高． 关键词 车轮钢; 微观组织; 解理断裂; 断裂应力 分类号 TG142. 4 Effect of microstructure on the cleavage fracture stress of high-speed railway wheel steel GONG Shuai1) ，ＲEN Xue-chong1) ，CHEN Gang2) ，ZHAO Hai2) ，JIANG Bo2) 1) National Center for Materials Service Safety，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Technical Center of Ma'anshan Steel ＆ Iron Corporation，Ma'anshan 243000，China Corresponding author，E-mail: xcren@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The microstructures with different grain sizes and pearlite interlamellar spacings of high-speed railway wheel steel with a carbon mass fraction of 0. 54% were achieved by heat treatment at different austenitizing temperatures and cooling rates． Notched 3- point bending ( 3PB) bars and tensile specimens with different microstructures were tested at temperatures from － 120 ℃ to 20 ℃ ． The stress distribution ahead of the notch tip was calculated by a two-dimensional plane strain finite element method． The fracture surfaces of the 3PB specimens were observed by scanning electron microscopy and the cleavage initiation site was located． The cleavage fracture stress of specimens with different microstructures was measured． It is shown that the cleavage fracture stress depends on the microstructure when the cleavage critical event is propagation-controlled． The characteristic size of un-propagated microcracks decreases by grain refinement，the decrease of pearlite interlameller spacing is be propitious to increase the effective surface energy of the pearlite microstructure，so the cleavage fracture stress increases with decreasing grain size and pearlite interlameller spacing． KEY WOＲDS wheel steel; microstructure; cleavage fracture; fracture stress 收稿日期: 2015--08--25 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51171020，U1234207) ; 国家重点基础研究发展计划资助项目( 2015CB654800) 珠光体钢由于具有良好的硬度、韧性、耐磨性等综 合力学性能的配合以及较低的成本，是列车车轮兼顾 使用寿命和安全性的理想材料． 近年来随着高速铁路 对列车运行安全要求的提高，对以珠光体为主要组织 结构的高速车轮钢的断裂韧性也提出更高的要求． 最 近的研究发现［1］微观组织对车轮钢的断裂韧性具有明 显的影响，随原奥氏体晶粒尺寸的降低，断裂韧性增 加，相同晶粒尺寸下珠光体片间距越小断裂韧性越高;
龚帅等：微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 523 当平均晶粒尺寸达到一定尺寸（约80m)以上时，珠 应变（或位移）曲线.每种状态下拉伸试验采用2个试 光体片间距的影响不再明显.然而由于宏观断裂力学 样，测量得到屈服应力R抗拉强度R、伸长率A及 的局限性，对于这一现象并未得到很好的解释.解理 断面收缩率Z,结果取平均值。 断裂应力σ作为一个细观断裂力学参数，既具有宏观 450 断裂力学场参数的特征，又与材料的微观组织相关，是 联系宏观断裂力学和细观断裂物理的桥梁.大量研究 表明2-，解理断裂应力是一个稳定的材料参数，对加 R025 载速度、温度、缺口根部半径以及起裂源的位置均不敏 B=F=12.7 70 感，仅与材料微观组织及断裂模式相关.Lewandowski 和Thompson仞、Alexander和Bernstein对全珠光体钢 图1三点弯曲缺口试样尺寸和加载方式（单位：mm) 的研究发现，解理断裂应力与珠光体团尺寸及原奥氏 Fig.1 Dimensions and loading methods for notched 3PB specimens 体晶粒尺寸无关，仅取决于珠光体片间距，解理断裂应 (unit:mm) 力随珠光体片间距的减小而增加.Chen和Yan、 Curry和Knot@等对铁素体钢的研究表明，当解理断 从每种热处理条件下断裂后的三点弯曲缺口试样 的断口附近取金相试样，用3%硝酸乙醇溶液浸蚀，通 裂的临界事件为扩展控制时，解理断裂应力随晶粒尺 过光学显微镜对其微观组织进行观察，并采用三圆截 寸的减小而升高，第二相粒子对解理断裂应力基本没 点法(GB/T6394一2002)统计试样的奥氏体平均晶粒 有影响.高速车轮钢微观组织以珠光体为主，还含有 直径，奥氏体晶粒尺寸以网状晶界铁素体为界进行测 少量的铁素体，这些铁素体主要呈网状分布在原奥氏 体晶界.尽管对这种钢的研究表明，其解理断裂应 量，每种热处理态试样随机进行五次测量，结果取其平 均值，并取标准差作为误差：浸蚀后的金相试样在 力在一定的温度范围内不随温度变化，但这种以珠 Zeiss-EVO18型扫描电子显微镜下进行珠光体片间距 光体为主的珠光体一铁素体复相组织中影响解理断裂 的测量，每种热处理态试样随机选取10个珠光体团进 应力的主要因素是什么还不清楚.本文通过不同热处 行测量，结果取其平均值，并取标准差作为误差 理工艺得到具有不同微观组织的高速车轮钢试样，在 用扫描电子显微镜观察三点弯曲缺口试样的断口 -120~20℃温度范围内进行拉伸和缺口试样三点弯 形貌，寻找解理断裂起裂源，测量起裂源到缺口前端的 曲试验，得到不同微观组织车轮钢的解理断裂应力，为 距离.对三点弯曲试样缺口尖端附近断口取截面，用 研究断裂韧性与微观组织的关系提供参考依据 3%硝酸乙醇溶液浸蚀后在扫描电镜下观察断口附近 1 实验方法 区域的残留微裂纹. 实验所用材料为国产轧制高速车轮钢，其中C、 用ANSYS软件的弹塑性二维平面应变模型模拟 Si、Mn、P、S和Cr元素的质量分数分别为0.54%、 三点弯曲试验，利用不同温度下测量得到的材料真应 0.25%、0.73%、0.005%、0.003%和0.24%，其余为 力一真应变曲线作为有限元模拟的材料本构关系，计 Fe元素.从车轮轮辋部位截取圆棒拉伸试样和三点弯 算不同温度下试样缺口前端的正应力σ，及等效塑性 曲(3PB)缺口试样毛坯.为获得不同微观组织试样， 应变E随载荷的分布.结合三点弯曲实验测量的断 将试样毛坯在马弗炉中进行不同工艺热处理：材料采 裂载荷P和扫描电镜观察测量起裂源位置X,以及通 用两种奥氏体化温度，分别为850℃和1050℃，在奥氏 过有限元计算的缺口前端应力分布曲线σ，x测定解 体化温度下保温1h,然后每种奥氏体化温度保温后的 理断裂应力σ，☒ 试样分2批，分别按照随炉冷却和空气冷却方式冷却 2实验结果 至室温，最终得到4种不同的微观组织 热处理后的试样毛坯制成圆棒拉伸试样（长度沿2.1微观组织 车轮轮辋周向)和三点弯曲缺口试样（缺口对称面法 不同热处理后车轮钢的金相组织如图2所示.图 向与轮辋周向平行)，拉伸试样测试段直径为8mm,标 2(a)和图(b)分别为奥氏体化温度为850℃时在空气 距为50mm,三点弯曲缺口试样的尺寸和加载方式如 中冷却(850~450℃时平均冷却速率为1.2℃·s1)和 图1所示（图中P表示加载点位置），拉伸及三点弯曲 随炉冷却(850~450℃时平均冷却速率为0.1℃·s) 试验在配有环境箱的电液伺服万能试验机(MTS- 条件国下的金相组织.图2(c)和图(d)分别为奥氏 810)上进行，试验温度分别为20、0、-20、-40、-60、 体化温度为1050℃后在空气中冷却和随炉冷却条件 -80和-120℃，控制温差±2℃，拉伸及三点弯曲试 下的金相组织.由图2可见，热处理后车轮钢的微观 验加载速率均为0.03mm·s,试验机自动记录载荷一 组织均为少量网状先共析铁素体+珠光体.不同热
龚 帅等: 微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 当平均晶粒尺寸达到一定尺寸( 约 80 μm) 以上时，珠 光体片间距的影响不再明显． 然而由于宏观断裂力学 的局限性，对于这一现象并未得到很好的解释． 解理 断裂应力 σf作为一个细观断裂力学参数，既具有宏观 断裂力学场参数的特征，又与材料的微观组织相关，是 联系宏观断裂力学和细观断裂物理的桥梁． 大量研究 表明［2--6］，解理断裂应力是一个稳定的材料参数，对加 载速度、温度、缺口根部半径以及起裂源的位置均不敏 感，仅与材料微观组织及断裂模式相关． Lewandowski 和 Thompson［7］、Alexander 和 Bernstein［8］对全珠光体钢 的研究发现，解理断裂应力与珠光体团尺寸及原奥氏 体晶粒尺寸无关，仅取决于珠光体片间距，解理断裂应 力随珠 光 体 片 间 距 的 减 小 而 增 加． Chen 和 Yan［9］、 Curry 和 Knott［10］等对铁素体钢的研究表明，当解理断 裂的临界事件为扩展控制时，解理断裂应力随晶粒尺 寸的减小而升高，第二相粒子对解理断裂应力基本没 有影响． 高速车轮钢微观组织以珠光体为主，还含有 少量的铁素体，这些铁素体主要呈网状分布在原奥氏 体晶界［1］． 尽管对这种钢的研究表明，其解理断裂应 力在一定的温度范围内不随温度变化［11］，但这种以珠 光体为主的珠光体--铁素体复相组织中影响解理断裂 应力的主要因素是什么还不清楚． 本文通过不同热处 理工艺得到具有不同微观组织的高速车轮钢试样，在 － 120 ～ 20 ℃ 温度范围内进行拉伸和缺口试样三点弯 曲试验，得到不同微观组织车轮钢的解理断裂应力，为 研究断裂韧性与微观组织的关系提供参考依据． 1 实验方法 实验所用材料为国产轧制高速车轮钢，其中 C、 Si、Mn、P、S 和 Cr 元 素 的 质 量 分 数 分 别 为 0. 54% 、 0. 25% 、0. 73% 、0. 005% 、0. 003% 和 0. 24% ，其 余 为 Fe 元素． 从车轮轮辋部位截取圆棒拉伸试样和三点弯 曲( 3PB) 缺口试样毛坯． 为获得不同微观组织试样， 将试样毛坯在马弗炉中进行不同工艺热处理: 材料采 用两种奥氏体化温度，分别为850 ℃和1050 ℃，在奥氏 体化温度下保温 1 h，然后每种奥氏体化温度保温后的 试样分 2 批，分别按照随炉冷却和空气冷却方式冷却 至室温，最终得到 4 种不同的微观组织． 热处理后的试样毛坯制成圆棒拉伸试样( 长度沿 车轮轮辋周向) 和三点弯曲缺口试样( 缺口对称面法 向与轮辋周向平行) ，拉伸试样测试段直径为 8 mm，标 距为 50 mm，三点弯曲缺口试样的尺寸和加载方式如 图 1 所示( 图中 P 表示加载点位置) ． 拉伸及三点弯曲 试验在 配 有 环 境 箱 的 电 液 伺 服 万 能 试 验 机 ( MTS-- 810) 上进行，试验温度分别为 20、0、－ 20、－ 40、－ 60、 － 80 和 － 120 ℃，控制温差 ± 2 ℃，拉伸及三点弯曲试 验加载速率均为 0. 03 mm·s － 1，试验机自动记录载荷-- 应变( 或位移) 曲线． 每种状态下拉伸试验采用 2 个试 样，测量得到屈服应力 Ｒel、抗拉强度 Ｒm、伸长率 A 及 断面收缩率 Z，结果取平均值． 图 1 三点弯曲缺口试样尺寸和加载方式( 单位: mm) Fig． 1 Dimensions and loading methods for notched 3PB specimens ( unit: mm) 从每种热处理条件下断裂后的三点弯曲缺口试样 的断口附近取金相试样，用 3% 硝酸乙醇溶液浸蚀，通 过光学显微镜对其微观组织进行观察，并采用三圆截 点法( GB / T6394—2002) 统计试样的奥氏体平均晶粒 直径，奥氏体晶粒尺寸以网状晶界铁素体为界进行测 量，每种热处理态试样随机进行五次测量，结果取其平 均值，并 取 标 准 差 作 为 误 差; 浸 蚀 后 的 金 相 试 样 在 Zeiss--EVO18 型扫描电子显微镜下进行珠光体片间距 的测量，每种热处理态试样随机选取 10 个珠光体团进 行测量，结果取其平均值，并取标准差作为误差． 用扫描电子显微镜观察三点弯曲缺口试样的断口 形貌，寻找解理断裂起裂源，测量起裂源到缺口前端的 距离． 对三点弯曲试样缺口尖端附近断口取截面，用 3% 硝酸乙醇溶液浸蚀后在扫描电镜下观察断口附近 区域的残留微裂纹． 用 ANSYS 软件的弹塑性二维平面应变模型模拟 三点弯曲试验，利用不同温度下测量得到的材料真应 力--真应变曲线作为有限元模拟的材料本构关系，计 算不同温度下试样缺口前端的正应力 σyy及等效塑性 应变 εeff随载荷的分布． 结合三点弯曲实验测量的断 裂载荷 Pf和扫描电镜观察测量起裂源位置 Xf，以及通 过有限元计算的缺口前端应力分布曲线 σyy--x 测定解 理断裂应力 σf ［12］． 2 实验结果 2. 1 微观组织 不同热处理后车轮钢的金相组织如图 2 所示． 图 2( a) 和图( b) 分别为奥氏体化温度为 850 ℃ 时在空气 中冷却( 850 ～ 450 ℃时平均冷却速率为 1. 2 ℃·s － 1 ) 和 随炉冷却( 850 ～ 450 ℃时平均冷却速率为 0. 1 ℃·s － 1 ) 条件［13］下的金相组织． 图 2( c) 和图( d) 分别为奥氏 体化温度为 1050 ℃ 后在空气中冷却和随炉冷却条件 下的金相组织． 由图 2 可见，热处理后车轮钢的微观 组织均为少量网状先共析铁素体 + 珠光体． 不同热 · 325 ·
·524· 工程科学学报，第38卷，第4期 处理试样的平均晶粒直径如表1所示.随着奥氏体 寸主要受奥氏体化温度影响，冷却速率的影响并不 化温度的升高，平均晶粒直径明显增加.平均晶粒尺 明显 20 00四 图2不同热处理条件下试样的金相组织.(a)850℃奥氏体化空冷：(b)850℃奥氏体化炉冷：(c)1050℃奥氏体化空冷：(d)1050℃奥氏 体化炉冷 Fig.2 Metallographs of specimens with different heat treatments:(a)austenitized at 850C and cooled in air:(b)austenitized at 850C and cooled in the furnace:(c)austenitized at 1050C and cooled in air:(d)austenitized at 1050C and cooled in the furnace 表1不同热处理条件下车轮钢品粒尺寸及珠光体片间距 Table 1 Grain size and interlamellar spacing of specimens with different heat treatments 编号 热处理条件 平均冷却速率/（℃·s1)珠光体片间距/am 平均品粒直径/um 微观组织标记 850℃保温1h,空冷 1.2 213.2±15.3 24.6±1.5 FG/FS 850℃保温1h,炉冷 0.1 418.5±22.6 27.3±2.6 FG/CS 1050℃保温1h,空冷 1.2 223.9±20.1 87.1±4.2 CG/FS 1050℃保温1h,炉冷 0.1 403.1±25.6 95.0±6.7 CG/CS 图3为不同条件热处理后车轮钢的珠光体片间距 2.2拉伸力学性能 形貌.图3(a)和(b)分别为850℃奥氏体化后在空气 不同微观组织车轮钢在不同温度下的拉伸力学性 中冷却和随炉冷却条件下的珠光体片间距.图3() 能如图4所示.图4(a)为不同微观组织试样屈服应力 和(d)分别为1050℃奥氏体化后在空气中冷却和随炉 随温度的变化.由图可见：随温度的降低试样的屈服 冷却条件下的珠光体片间距.由图可见，空冷条件下 应力均呈升高的趋势，材料的屈服应力主要取决于珠 珠光体片间距较炉冷条件的明显减小.不同热处理条 光体片间距，珠光体片间距越小，强度越高：而平均晶 件下珠光体片间距统计见表1.当冷却条件相同时，珠 粒直径对强度几乎没有影响.图4(b)为不同微观组 光体片间距基本相同，基本不受奥氏体化温度的影响. 织试样抗拉强度随温度的变化.由图可见，抗拉强度 根据晶粒尺寸和珠光体片间距的大小，850℃奥 也主要由珠光体片间距决定，受平均晶粒直径影响较 氏体化后在空气中冷却和随炉冷却试样分别称为细晶 小.图4()为不同微观组织试样断后伸长率随温度 粒细珠光体片间距组织试样（记为FG/S)和细晶粒 的变化.由图可见，断后伸长率主要受平均晶粒尺寸 粗珠光体片间距组织试样（记为FG/CS);1050℃奥氏 的影响，晶粒尺寸小，断后伸长率高，而珠光体片间距 体化后在空气中冷却和随炉冷却试样分别称为粗晶粒 则影响不大.图4()为不同微观组织试样断面收缩 细珠光体片间距组织试样（记为CG/FS)和粗晶粒粗 率随温度的变化.由图可见，断面收缩率随温度的降 珠光体片间距组织试样（记为CG/CS). 低而下降，其主要受平均晶粒直径和珠光体片间距的
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 处理试样的平均晶粒直径如表 1 所示． 随着奥氏体 化温度的升高，平均晶粒直径明显增加． 平均晶粒尺 寸主要受奥氏体化温度影响，冷却速率的影响并不 明显． 图 2 不同热处理条件下试样的金相组织． ( a) 850 ℃奥氏体化空冷; ( b) 850 ℃奥氏体化炉冷; ( c) 1050 ℃奥氏体化空冷; ( d) 1050 ℃奥氏 体化炉冷 Fig． 2 Metallographs of specimens with different heat treatments: ( a) austenitized at 850 ℃ and cooled in air; ( b) austenitized at 850 ℃ and cooled in the furnace; ( c) austenitized at 1050 ℃ and cooled in air; ( d) austenitized at 1050 ℃ and cooled in the furnace 表 1 不同热处理条件下车轮钢晶粒尺寸及珠光体片间距 Table 1 Grain size and interlamellar spacing of specimens with different heat treatments 编号 热处理条件 平均冷却速率/( ℃·s － 1 ) 珠光体片间距/ nm 平均晶粒直径/μm 微观组织标记 1 850 ℃保温 1 h，空冷 1. 2 213. 2 ± 15. 3 24. 6 ± 1. 5 FG /FS 2 850 ℃保温 1 h，炉冷 0. 1 418. 5 ± 22. 6 27. 3 ± 2. 6 FG /CS 3 1050 ℃保温 1 h，空冷 1. 2 223. 9 ± 20. 1 87. 1 ± 4. 2 CG /FS 4 1050 ℃保温 1 h，炉冷 0. 1 403. 1 ± 25. 6 95. 0 ± 6. 7 CG /CS 图 3 为不同条件热处理后车轮钢的珠光体片间距 形貌． 图 3( a) 和( b) 分别为 850 ℃ 奥氏体化后在空气 中冷却和随炉冷却条件下的珠光体片间距． 图 3( c) 和( d) 分别为 1050 ℃奥氏体化后在空气中冷却和随炉 冷却条件下的珠光体片间距． 由图可见，空冷条件下 珠光体片间距较炉冷条件的明显减小． 不同热处理条 件下珠光体片间距统计见表 1． 当冷却条件相同时，珠 光体片间距基本相同，基本不受奥氏体化温度的影响． 根据晶粒尺寸和珠光体片间距的大小，850 ℃ 奥 氏体化后在空气中冷却和随炉冷却试样分别称为细晶 粒细珠光体片间距组织试样( 记为 FG / FS) 和细晶粒 粗珠光体片间距组织试样( 记为 FG /CS) ; 1050 ℃ 奥氏 体化后在空气中冷却和随炉冷却试样分别称为粗晶粒 细珠光体片间距组织试样( 记为 CG / FS) 和粗晶粒粗 珠光体片间距组织试样( 记为 CG /CS) ． 2. 2 拉伸力学性能 不同微观组织车轮钢在不同温度下的拉伸力学性 能如图4 所示． 图4( a) 为不同微观组织试样屈服应力 随温度的变化． 由图可见: 随温度的降低试样的屈服 应力均呈升高的趋势，材料的屈服应力主要取决于珠 光体片间距，珠光体片间距越小，强度越高; 而平均晶 粒直径对强度几乎没有影响． 图 4( b) 为不同微观组 织试样抗拉强度随温度的变化． 由图可见，抗拉强度 也主要由珠光体片间距决定，受平均晶粒直径影响较 小． 图 4( c) 为不同微观组织试样断后伸长率随温度 的变化． 由图可见，断后伸长率主要受平均晶粒尺寸 的影响，晶粒尺寸小，断后伸长率高，而珠光体片间距 则影响不大． 图 4( d) 为不同微观组织试样断面收缩 率随温度的变化． 由图可见，断面收缩率随温度的降 低而下降，其主要受平均晶粒直径和珠光体片间距的 · 425 ·
龚帅等：微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 ·525· 2m 图3不同条件热处理后车轮钢的珠光体形貌.(a)850℃奥氏体化空冷：(b)850℃奥氏体化炉冷：(c)1050℃奥氏体化空冷：(d)1050℃ 奥氏体化炉冷 Fig.3 Interlamellar spacing of specimens with different heat treatments:(a)austenitized at 850 C and cooled in air:(b)austenitized at 850C and cooled in the furnace:(c)austenitized at 1050C and cooled in air:(d)austenitized at 1050C and cooled in the furnace 800 1100 (a) b -FC/FS 700 1000L 一《 900 1 400 800 300 -40 700 -120 -80 40 -120 -80 -40 0 40 温度/ 温度℃ 23 60 (e) -FG/FS 55 -FG/CS CG/FS 21 -CG/CS 50 。-CG/S ▲-G/ -CG/CS 18 17 35 16 s 25l -120 -80 40 0 -120 -80 -40 40 温度℃ 温度( 图4不同微观组织试样拉伸性能随温度的变化.(a)屈服强度：(b)抗拉强度：(c)伸长率：(d)面缩率 Fig.4 Tensile properties of specimens with different microstructures at different temperatures:(a)yield stress:(b)ultimate strength:(c)elonga- tion:(d)reduction of area
龚 帅等: 微观组织对高速车轮钢解理断裂应力的影响 图3 不同条件热处理后车轮钢的珠光体形貌 . ( a) 850 ℃奥氏体化空冷; ( b) 850 ℃奥氏体化炉冷; ( c) 1050 ℃奥氏体化空冷; ( d) 1050 ℃ 奥氏体化炉冷 Fig． 3 Interlamellar spacing of specimens with different heat treatments: ( a) austenitized at 850 ℃ and cooled in air; ( b) austenitized at 850 ℃ and cooled in the furnace; ( c) austenitized at 1050 ℃ and cooled in air; ( d) austenitized at 1050 ℃ and cooled in the furnace 图 4 不同微观组织试样拉伸性能随温度的变化 . ( a) 屈服强度; ( b) 抗拉强度; ( c) 伸长率; ( d) 面缩率 Fig． 4 Tensile properties of specimens with different microstructures at different temperatures: ( a) yield stress; ( b) ultimate strength; ( c) elongation; ( d) reduction of area · 525 ·
·526· 工程科学学报，第38卷，第4期 综合影响，但晶粒尺寸的影响更为主要.晶粒尺寸和 试样在-40℃下，缺口前端出现较长的延性撕裂，韧 珠光体片间距越小面缩率越大 窝区宽度(b)均大于200um,如图5(a)所示.FG/Cs 2.3三点弯曲断裂试验 试样在-40℃下，缺口前端也出现较长的延性撕裂， 表2给出三点弯曲试验结果.由表可见：FG/FS 如图5(b)所示.由于缺口尖端出现较大的延性撕裂， 表2三点弯曲试样实验结果 Table 2 Results of notched 3-point bending specimens 是否在夹杂 试样编号 T/℃ P:/N PyIPcs X,lμm b/μm Or/MPa D/wm 物处起裂 4- 20 13744 1.77 517 0 0.010 1234 120×150 西 4-2 20 13498 1.80 580 0 0.012 1150 200×120 是/TN 43 20 13509 1.79 420 0 0.019 1296 180×160 是/TN 4-4 0 14033 1.73 0 0 145×205 否 45 0 11352 1.49 0 0 230×270 否 46 -20 10870 1.34 0 0 182×280 否 4-7 -20 9692 1.21 0 0 240×150 否 3-1 -20 10396 0.93 57 45 一 3-2 -20 11807 1.05 134 37 1-1 -40 18098 1.34 930 350 1-2 -40 17509 1.30 510 240 2-1 -40 14131 1.41 215 205 2-2 -40 13536 1.35 138 100 3-3 -40 14363 1.22 290 0 0.016 1343 40×30 34 -40 14825 1.26 451 0 0.003 1297 36×40 是/TN 48 -40 10813 1.08 0 142×155 否 4-9 -40 10812 1.08 0 0 173×116 否 1-3 -80 16917 1.13 350 0 0.015 1556 26×33 否 14 -80 16900 1.13 295 0 0.023 1590 30×31 否 2-3 -80 14153 1.35 93 80 21×29 否 24 -80 13536 1.29 110 100 30×30 否 2-5 -80 14922 1.42 512 50 0.010 1256 30×32 否 26 -80 14001 1.33 168 0 0.086 1374 31×35 否 35 -80 10315 0.71 0 116×140 否 36 -80 11280 0.78 0 0 115×125 否 4-10 -80 8372 0.74 0 162×130 否 4-1 -80 7032 0.62 0 0 190×200 否 1-5 -120 11538 0.61 0 28×31 否 16 -120 14090 0.74 0 0 29×33 否 2-7 -120 7427 0.41 0 0 25×30 否 28 -120 6695 0.35 0 0 30×42 否 3-7 -120 5947 0.31 0 0 58×52 否 38 -120 5789 0.30 0 0 105×76 否 4-12 -120 5510 0.32 0 0 60×60 否 4-13 -120 6291 0.37 0 0 115×80 否 注：T为测试温度，P。为断裂载荷，P。,为整体屈服载荷，X,为起裂源到缺口尖端的距离，b为缺口前端延性撕裂区宽度，6为断裂时起裂 源处的等效塑性应变，D为起裂源处解理刻面尺寸，“”表示未测量到有效值
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 综合影响，但晶粒尺寸的影响更为主要． 晶粒尺寸和 珠光体片间距越小面缩率越大． 2. 3 三点弯曲断裂试验 表 2 给出三点弯曲试验结果． 由表可见: FG / FS 试样在 － 40 ℃ 下，缺口前端出现较长的延性撕裂，韧 窝区宽度( b) 均大于 200 μm，如图 5( a) 所示． FG /CS 试样在 － 40 ℃ 下，缺口前端也出现较长的延性撕裂， 如图 5( b) 所示． 由于缺口尖端出现较大的延性撕裂， 表 2 三点弯曲试样实验结果 Table 2 Ｒesults of notched 3-point bending specimens 试样编号 T /℃ PF /N PF /PGy Xf /μm b /μm εeff σf /MPa D/μm2 是否在夹杂 物处起裂 4--1 20 13744 1. 77 517 0 0. 010 1234 120 × 150 否 4--2 20 13498 1. 80 580 0 0. 012 1150 200 × 120 是/TiN 4--3 20 13509 1. 79 420 0 0. 019 1296 180 × 160 是/TiN 4--4 0 14033 1. 73 0 0 — — 145 × 205 否 4--5 0 11352 1. 49 0 0 — — 230 × 270 否 4--6 － 20 10870 1. 34 0 0 — — 182 × 280 否 4--7 － 20 9692 1. 21 0 0 — — 240 × 150 否 3--1 － 20 10396 0. 93 57 45 — — — — 3--2 － 20 11807 1. 05 134 37 — — — — 1--1 － 40 18098 1. 34 930 350 — — — — 1--2 － 40 17509 1. 30 510 240 — — — — 2--1 － 40 14131 1. 41 215 205 — — — — 2--2 － 40 13536 1. 35 138 100 — — — — 3--3 － 40 14363 1. 22 290 0 0. 016 1343 40 × 30 否 3--4 － 40 14825 1. 26 451 0 0. 003 1297 36 × 40 是/TiN 4--8 － 40 10813 1. 08 0 0 — — 142 × 155 否 4--9 － 40 10812 1. 08 0 0 — — 173 × 116 否 1--3 － 80 16917 1. 13 350 0 0. 015 1556 26 × 33 否 1--4 － 80 16900 1. 13 295 0 0. 023 1590 30 × 31 否 2--3 － 80 14153 1. 35 93 80 — — 21 × 29 否 2--4 － 80 13536 1. 29 110 100 — — 30 × 30 否 2--5 － 80 14922 1. 42 512 50 0. 010 1256 30 × 32 否 2--6 － 80 14001 1. 33 168 0 0. 086 1374 31 × 35 否 3--5 － 80 10315 0. 71 0 0 — — 116 × 140 否 3--6 － 80 11280 0. 78 0 0 — — 115 × 125 否 4--10 － 80 8372 0. 74 0 0 — — 162 × 130 否 4--11 － 80 7032 0. 62 0 0 — — 190 × 200 否 1--5 － 120 11538 0. 61 0 0 — — 28 × 31 否 1--6 － 120 14090 0. 74 0 0 — — 29 × 33 否 2--7 － 120 7427 0. 41 0 0 — — 25 × 30 否 2--8 － 120 6695 0. 35 0 0 — — 30 × 42 否 3--7 － 120 5947 0. 31 0 0 — — 58 × 52 否 3--8 － 120 5789 0. 30 0 0 — — 105 × 76 否 4--12 － 120 5510 0. 32 0 0 — — 60 × 60 否 4--13 － 120 6291 0. 37 0 0 — — 115 × 80 否 注: T 为测试温度，PF为断裂载荷，PGy为整体屈服载荷，Xf为起裂源到缺口尖端的距离，b 为缺口前端延性撕裂区宽度，εeff为断裂时起裂 源处的等效塑性应变，D 为起裂源处解理刻面尺寸，“—”表示未测量到有效值． · 625 ·