彭李靜，陳文琳，王少陽(yáng)

(1.廣州海格通信集團(tuán)股份有限公司，廣州 510663;2.合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥 230009)

金屬熱鍛過(guò)程不僅使材料發(fā)生變形，同時(shí)通過(guò)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、晶粒長(zhǎng)大使鍛件晶粒度發(fā)生變化。晶粒度是鍛件質(zhì)量指標(biāo)之一，粗大的奧氏體晶粒不利于鍛后熱處理，難以得到細(xì)小均勻的組織[1]。汽車轉(zhuǎn)向直臂是汽車轉(zhuǎn)向系統(tǒng)中的關(guān)鍵零件，它連接車輪和車身，其質(zhì)量直接決定著行車安全。在汽車行駛過(guò)程中，由于轉(zhuǎn)向直臂承受著頻繁而復(fù)雜的多變應(yīng)力的作用，因此對(duì)它的強(qiáng)度要求比較高。該轉(zhuǎn)向直臂使用42CrMo低合金鋼生產(chǎn)，經(jīng)金相檢測(cè)發(fā)現(xiàn)，生產(chǎn)用坯料加熱后的奧氏體晶粒尺寸為100 μm，必須通過(guò)合理的鍛造工藝，使其晶粒尺寸減小到鍛件質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)要求。文中采用有限單元法，結(jié)合42CrMo動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，對(duì)汽車轉(zhuǎn)向直臂熱鍛成形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，預(yù)報(bào)了熱鍛過(guò)程中晶粒度演化情況。結(jié)果顯示，鍛造完成后晶粒度由初始坯料的100 μm降低至30～50 μm，滿足質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)要求。通過(guò)檢測(cè)實(shí)際鍛件的奧氏體晶粒度，證明該預(yù)報(bào)模型具有一定的可靠性。

1 汽車轉(zhuǎn)向直臂鍛造成形工藝

汽車轉(zhuǎn)向直臂的零件如圖1所示，可以看出，鍛件形狀較簡(jiǎn)單，然而鍛件沿長(zhǎng)度方向各部分的截面尺寸分布不均勻，中間部位的彎曲弧度較大。該鍛件的工藝路線為:電磁感應(yīng)加熱－制坯－終鍛成形，其中制坯工步為鐓粗頭部－拔長(zhǎng)桿部－彎曲，如圖2所示。

圖1 汽車轉(zhuǎn)向直臂零件Fig.1 The steering arm

圖2 工藝路線Fig.2 The Forging Process

2 汽車轉(zhuǎn)向直臂熱鍛成形有限元模型

2.1 42CrMo動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型

動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型能夠描述金屬在不同變形條件下所得到的再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)、平均晶粒度，Lin等對(duì)42CrMo的亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型進(jìn)行了研究[2－4]:

式中:εp為峰值應(yīng)力值對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值;εc為開始發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶時(shí)的應(yīng)變值;·ε為應(yīng)變速率;T為變形熱力學(xué)溫度;R為理想氣體常數(shù);d0為初始晶粒尺寸。

動(dòng)態(tài)再結(jié)晶動(dòng)力學(xué)方程如式(3)所示:

動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型為:

式中:Xdrex為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù);ε0.5為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)在50%時(shí)的應(yīng)變;ε為應(yīng)變值;drex為動(dòng)態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸。

2.2 熱鍛過(guò)程的有限元模型

坯料彎曲和終鍛時(shí)建立的有限元模型如圖3所示，工件材料為42CrMo，初始尺寸為φ65 mm×220 mm，初始晶粒度為100 μm。將上述動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型及42CrMo本構(gòu)模型插入到該模型中[5]，設(shè)置坯料初始溫度為1100℃，模具預(yù)熱溫度均為250℃，摩擦模型為常剪應(yīng)力摩擦模型，摩擦因子取0.3，模鍛速度為200 mm/s。鍛造過(guò)程中各工步間的時(shí)間間隔假設(shè)為5 s，拔長(zhǎng)各道次間隔為2 s。

圖3 坯料彎曲和終鍛時(shí)的有限元模型Fig.3 The FEM model during bending and final forging

3 模擬結(jié)果分析與討論

按照如圖2所示的鍛造工藝，對(duì)工藝過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果顯示，該工藝型腔充填完整，飛邊尺寸均勻，成形性較好。此外，通過(guò)42CrMo動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型，可以直觀地觀察鍛造過(guò)程中晶粒度的演化過(guò)程。

3.1 鐓粗對(duì)鍛件微觀組織的影響

轉(zhuǎn)向直臂的橫梁端展寬較大，坯料相應(yīng)部位應(yīng)進(jìn)行鐓粗，將坯料頭部的100 mm高度鐓粗至40 mm。鐓粗后，坯料上各部分的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖4所示。動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)由心部向外圍逐漸減小，心部的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最大，坯料頭部頂端和桿部基本為0，不發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶。分析認(rèn)為，由于該工步為局部鐓粗，變形主要集中在坯料頭部，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶也主要集中在頭部。另外，由于鐓粗區(qū)域變形不均勻，也導(dǎo)致動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的程度各不相同。鐓粗中心區(qū)為變形劇烈區(qū)域，再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最高，達(dá)到66%。由于兩端的變形死區(qū)形變小，且與溫度較低的模具接觸，因此使得動(dòng)態(tài)再結(jié)晶很難發(fā)生，再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)基本為0。

圖4 鐓粗過(guò)程動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)Fig.4 The dynamic recrystallization volume fraction during upsetting

由圖5可見，坯料經(jīng)鐓粗變形后，頭部金屬的晶粒尺寸得到細(xì)化。由于動(dòng)態(tài)再結(jié)晶不均勻，使得坯料頭部各部分的晶粒尺寸值分布也不均勻。心部平均晶粒尺寸小，最小值為55.2 μm，晶粒細(xì)化程度達(dá)到44.8%，外圍小變形區(qū)平均晶粒尺寸值為75.3～84.3 μm，難變形區(qū)及其附近的黏著區(qū)平均晶粒尺寸值與初始晶粒尺寸值相差不大，晶粒細(xì)化程度最小。

3.2 多道次拔長(zhǎng)對(duì)鍛件晶粒度影響

轉(zhuǎn)向直臂的球頭端和直臂部分的金屬量分布少，需對(duì)坯料桿部進(jìn)行拔長(zhǎng)，將直徑φ65 mm的圓截面拔長(zhǎng)為45 mm×45 mm的矩形截面。坯料桿部長(zhǎng)度僅為120 mm，采用自由鍛整體拔長(zhǎng)。

圖5 鐓粗結(jié)束后平均晶粒尺寸分布Fig.5 The average grain size during upsetting

坯料拔長(zhǎng)過(guò)程實(shí)質(zhì)上就是坯料的鐓粗過(guò)程，同樣存在著心部大變形區(qū)、外圍小變形區(qū)及難變形區(qū)。坯料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)由內(nèi)而外逐漸減小，心部大變形區(qū)的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最高達(dá)到70%;坯料與模具接觸的表層區(qū)域難以變形，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最小。第2輪拔長(zhǎng)過(guò)程中，由于工件翻轉(zhuǎn)90°，使上一輪的難變形區(qū)成為可變形區(qū)。隨著拔長(zhǎng)的進(jìn)行，變形程度也隨著增加，再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)逐漸增加。從整體上看，經(jīng)第2輪拔長(zhǎng)后，坯料桿部各部分區(qū)域均發(fā)生了不同程度的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，這有利于均勻細(xì)化坯料晶粒尺寸。在第3輪拔長(zhǎng)過(guò)程中，越來(lái)越多的表層金屬發(fā)生完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，最終坯料上完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶區(qū)域占總體積的3.91%，如圖6所示，有利于坯料桿部金屬的晶粒尺寸在整體范圍內(nèi)得到細(xì)化。

圖6 拔長(zhǎng)后坯料動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布Fig.6 The dynamic recrystallization volume fraction during stretching

坯料桿部經(jīng)3輪拔長(zhǎng)之后即可達(dá)到形狀及尺寸要求，增加翻轉(zhuǎn)次數(shù)可繼續(xù)均勻化再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)的分布。同時(shí)，自由鍛生產(chǎn)過(guò)程中應(yīng)嚴(yán)格按照工藝步驟進(jìn)行操作，否則可能導(dǎo)致動(dòng)態(tài)再結(jié)晶不足。

拔長(zhǎng)后坯料各截面上的平均晶粒尺寸分布如圖7所示。隨著拔長(zhǎng)道次的增加，坯料平均晶粒尺寸值不斷減小，由拔長(zhǎng)前的90.9 μm減少到拔長(zhǎng)后的61.7 μm，晶粒細(xì)化了36.22%。拔長(zhǎng)道次對(duì)坯料平均晶粒尺寸的影響曲線如圖8所示?？梢钥闯觯鬏啺伍L(zhǎng)對(duì)坯料平均晶粒尺寸值的影響不一，與各輪拔長(zhǎng)的壓下量有關(guān)。4輪拔長(zhǎng)的晶粒細(xì)化程度分別為8.03%，17.13%，6.36%，4.7%，起初的 2 輪拔長(zhǎng)變形量大，晶粒細(xì)化程度也較大，隨后幾輪拔長(zhǎng)的晶粒細(xì)化程度越來(lái)越小。坯料桿部經(jīng)3輪拔長(zhǎng)后，各部分晶粒尺寸逐漸趨于一致，最終晶粒尺寸值均為40～60 μm。

圖7 拔長(zhǎng)后坯料平均晶粒度Fig.7 The average grain size during stretching

圖8 拔長(zhǎng)道次對(duì)坯料平均晶粒尺寸的影響Fig.8 The influence of stretching passes on the average grain size of the billet

3.3 彎曲對(duì)鍛件微觀組織的影響

該鍛件直臂部分存在著2個(gè)彎折點(diǎn)，且彎曲幅度大。通過(guò)預(yù)彎曲工序，可減少終鍛時(shí)的金屬流動(dòng)，延長(zhǎng)終鍛模具的使用壽命。分別在變形體外表面及變形體內(nèi)部沿軸線方向選定4個(gè)跟蹤點(diǎn)，分析坯料彎曲過(guò)程中微觀組織變化情況，如圖9所示。

圖9 坯料上跟蹤特征點(diǎn)的位置分布Fig.9 The distribution of tracking points on the billet

彎曲過(guò)程中各跟蹤點(diǎn)處平均晶粒尺寸的變化曲線如圖10所示，彎曲過(guò)程中各點(diǎn)處的平均晶粒尺寸均減小。點(diǎn)1～8的平均晶粒尺寸值的細(xì)化程度分別為 10.18%，3.69%，4.64%，8.25%，10.85%，11.74% ，13.32%，11.55%，表明彎曲對(duì)坯料晶粒細(xì)化作用的影響較小。由于變形主要集中在坯料表層，尤其是點(diǎn)P1，P4，所以晶粒細(xì)化程度較高;點(diǎn)P2，P3變形小，且溫度低，難于發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒細(xì)化程度小。坯料內(nèi)部金屬雖然等效應(yīng)變值變化幅度不大，但變形溫度高，易于發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，因而細(xì)化晶粒。

圖10 彎曲過(guò)程中各跟蹤點(diǎn)平均晶粒尺寸的變化Fig.10 The average grain size of the tracking points during bending

3.4 終鍛成形對(duì)鍛件微觀組織的影響

轉(zhuǎn)向直臂終鍛成形后的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖11所示。經(jīng)過(guò)終鍛成形之后，鍛件上有87%的區(qū)域發(fā)生了完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)平均值為0.974，鍛件晶粒充分細(xì)化，性能也得到大大改善。如圖12所示，鍛件變形及晶粒尺寸分布不均勻，使得終鍛件的平均晶粒尺寸值存在差別，桿部局部區(qū)域晶粒尺寸細(xì)小，需后續(xù)熱處理工序使其充分均勻化。鍛件平均晶粒尺寸為46.2 μm，相對(duì)于彎曲后晶粒尺寸，細(xì)化了23.5%。

圖11 終鍛成形結(jié)束時(shí)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)Fig.11 The average grain size after finish forging

圖12 鍛件終鍛成形后的平均晶粒尺寸值分布Fig.12 The average grain size after finish forging

轉(zhuǎn)向直臂工作時(shí)直臂部位為主要受力結(jié)構(gòu)，該部位某截面上的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖13a所示，整個(gè)截面上各部分金屬均發(fā)生了完全動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，鍛件直臂部位的晶粒尺寸得到充分細(xì)化。鍛件的平均晶粒尺寸分布如圖13b所示，可見鍛件截面上除靠近飛邊部位的晶粒比較大之外，其余部位的晶粒均比較細(xì)小。根據(jù)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶理論可知，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到臨界值時(shí)，鍛件就開始發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，晶粒得到細(xì)化。由于臨近飛邊部位的金屬溫度較高，容易導(dǎo)致已經(jīng)細(xì)化了的晶粒發(fā)生二次長(zhǎng)大，使得原本細(xì)化了的晶粒反而進(jìn)一步粗化。此區(qū)域平均晶粒度約為30 μm，按晶粒度分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)可達(dá)6.5級(jí)，滿足鍛件質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖13 某截面的再結(jié)晶情況Fig.13 The dynamic recrystallization of the discussion section

綜上所述，使用該工藝成形的鍛件，其平均晶粒度為46.2 μm，達(dá)到6級(jí)晶粒度標(biāo)準(zhǔn);關(guān)鍵受力截面平均晶粒度可達(dá)30 μm，達(dá)到6.5級(jí)標(biāo)準(zhǔn)。坯料的粗大晶粒大大細(xì)化，符合鍛件質(zhì)量要求。同時(shí)，不同的制坯工藝對(duì)動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的產(chǎn)生、分布都有不同的影響，應(yīng)當(dāng)嚴(yán)格控制生產(chǎn)工序，保證鍛件質(zhì)量。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

按照上述熱鍛工藝，作者針對(duì)轉(zhuǎn)向直臂在某廠進(jìn)行了試生產(chǎn)。終鍛件模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖14所示，終鍛件能夠良好成形。模擬得到的終鍛件飛邊形狀與實(shí)際終鍛件存在差別，主要集中在鍛件直臂部位兩側(cè)的飛邊。這可能是由于模擬過(guò)程中的網(wǎng)格重劃分導(dǎo)致了三維模型體積減小;或者由于實(shí)際鍛件的圓角稍大，因此其終鍛模擬件飛邊沒(méi)有實(shí)際鍛件大。另外試生產(chǎn)中，由于坯料擺放位置受工人操作的影響存在不穩(wěn)定性，因此難免存在差別?？傮w分布狀況基本類似，飛邊金屬主要分布在鍛件直臂部位的兩側(cè)，頭部和橫臂部位的飛邊金屬較少，模擬結(jié)果具有可靠性。

圖14 終鍛件模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.14 Simulation and experiment results of finish forging

鍛件經(jīng)切邊、整形后，溫度為850℃左右，直接淬火以保留其高溫組織。得到的鍛件實(shí)物如圖15所示。在鍛件直臂中段截取試樣，用于觀測(cè)鍛件截面組織，如圖16所示。各點(diǎn)處的金相照片如圖17所示，可以看出，點(diǎn)A處的晶粒尺寸比點(diǎn)B處的晶粒尺寸小，即靠近飛邊處的晶粒尺寸稍大。依據(jù)GB/T 6394－2002金屬平均晶粒度測(cè)定法可評(píng)定，直臂中段部位的晶粒度達(dá)到6.5級(jí)，與模擬結(jié)果吻合。這表明該方案得到的鍛件具有優(yōu)良的內(nèi)部組織以及較高的綜合力學(xué)性能。

圖15 轉(zhuǎn)向直臂鍛件實(shí)物Fig.15 Photo of the steering arm

圖16 切取的試樣及指定觀測(cè)點(diǎn)Fig.16 The observing section and points

圖17 各觀測(cè)點(diǎn)處的金相照片F(xiàn)ig.17 Metallographic photo of the observing points

5 結(jié)語(yǔ)

不同的制坯工藝對(duì)鍛件晶粒度分布有不同的影響，合理制定制坯工步，嚴(yán)格按工藝步驟生產(chǎn)，能夠保證鍛件的內(nèi)在質(zhì)量。此外，使用有限單元法，耦合了42CrMo動(dòng)態(tài)再結(jié)晶模型的數(shù)值模擬方法，能夠準(zhǔn)確預(yù)報(bào)熱鍛過(guò)程中的晶粒度演化情況。根據(jù)有限元預(yù)報(bào)的結(jié)果，調(diào)整熱鍛工藝，能夠避免重復(fù)實(shí)驗(yàn)，節(jié)約生產(chǎn)成本。

[1]呂炎.鍛件組織性能控制[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社，1988:1－172.

[2]LIN Yong-cheng，CHEN Ming-song.Numerical Simulation and Experimental Verification of Microstructure Evolution in a Three-dimensional Hot Upsetting Process[J].Journal of Materials Processing Technology，2009，209(9):4578－4583.

[3]LIN Y C，CHEN M S，ZHONG J.Study of Metadynamic Recrystallization Behaviors in a Low Alloy Steel[J].Journal of Materials Processing Technology，2009，209(5):2477－2482.

[4]LIN Y C，CHEN M S，ZHONG J.Numerical Simulation for Stress/strain Distribution and Microstructural Evolution in 42CrMo Steel during Hot Upsetting Process[J].Computational Material Science，2008，43:1117 －1122.

[5]LIN Y C，CHEN M S，ZHONG J.Effect of Temperature and Strain Rate on the Compressive Deformation Behavior of 42CrMo Steel[J].Journal of Materials Processing Technology，2008，205(1/2/3):308 －315.