彭李靜，陳文琳，王少陽

(1.廣州海格通信集團股份有限公司，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)

金屬熱鍛過程不僅使材料發(fā)生變形，同時通過動態(tài)再結(jié)晶、晶粒長大使鍛件晶粒度發(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，因此對它的強度要求比較高。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動態(tài)再結(jié)晶模型，對汽車轉(zhuǎn)向直臂熱鍛成形過程進行數(shù)值模擬，預(yù)報了熱鍛過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。通過檢測實際鍛件的奧氏體晶粒度，證明該預(yù)報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，鍛件形狀較簡單，然而鍛件沿長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動態(tài)再結(jié)晶模型

動態(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42CrMo的亞動態(tài)再結(jié)晶、動態(tài)再結(jié)晶模型進行了研究[2－4]:

式中:εp為峰值應(yīng)力值對應(yīng)的應(yīng)變值;εc為開始發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶時的應(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。

動態(tài)再結(jié)晶動力學(xué)方程如式(3)所示:

動態(tài)再結(jié)晶晶粒尺寸模型為:

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

2.2 熱鍛過程的有限元模型

坯料彎曲和終鍛時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。鍛造過程中各工步間的時間間隔假設(shè)為5 s，拔長各道次間隔為2 s。

圖3 坯料彎曲和終鍛時的有限元模型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，對工藝過程進行了數(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42CrMo動態(tài)再結(jié)晶模型，可以直觀地觀察鍛造過程中晶粒度的演化過程。

3.1 鐓粗對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，坯料上各部分的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖4所示。動態(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 鐓粗過程動態(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 多道次拔長對鍛件晶粒度影響

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

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

坯料拔長過程實質(zhì)上就是坯料的鐓粗過程，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)的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最高達到70%;坯料與模具接觸的表層區(qū)域難以變形，動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)最小。第2輪拔長過程中，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)。隨著拔長的進行，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輪拔長后，坯料桿部各部分區(qū)域均發(fā)生了不同程度的動態(tài)再結(jié)晶，這有利于均勻細(xì)化坯料晶粒尺寸。在第3輪拔長過程中，越來越多的表層金屬發(fā)生完全動態(tài)再結(jié)晶，最終坯料上完全動態(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 拔長后坯料動態(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輪拔長之后即可達到形狀及尺寸要求，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，自由鍛生產(chǎn)過程中應(yīng)嚴(yán)格按照工藝步驟進行操作，否則可能導(dǎo)致動態(tài)再結(jié)晶不足。

拔長后坯料各截面上的平均晶粒尺寸分布如圖7所示。隨著拔長道次的增加，坯料平均晶粒尺寸值不斷減小，由拔長前的90.9 μm減少到拔長后的61.7 μm，晶粒細(xì)化了36.22%。拔長道次對坯料平均晶粒尺寸的影響曲線如圖8所示?？梢钥闯?，各輪拔長對坯料平均晶粒尺寸值的影響不一，與各輪拔長的壓下量有關(guān)。4輪拔長的晶粒細(xì)化程度分別為8.03%，17.13%，6.36%，4.7%，起初的 2 輪拔長變形量大，晶粒細(xì)化程度也較大，隨后幾輪拔長的晶粒細(xì)化程度越來越小。坯料桿部經(jīng)3輪拔長后，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 拔長后坯料平均晶粒度Fig.7 The average grain size during stretching

圖8 拔長道次對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 彎曲對鍛件微觀組織的影響

該鍛件直臂部分存在著2個彎折點，且彎曲幅度大。通過預(yù)彎曲工序，可減少終鍛時的金屬流動，延長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個跟蹤點，分析坯料彎曲過程中微觀組織變化情況，如圖9所示。

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

彎曲過程中各跟蹤點處平均晶粒尺寸的變化曲線如圖10所示，彎曲過程中各點處的平均晶粒尺寸均減小。點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P1，P4，所以晶粒細(xì)化程度較高;點P2，P3變形小，且溫度低，難于發(fā)生動態(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)生動態(tài)再結(jié)晶，因而細(xì)化晶粒。

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

3.4 終鍛成形對鍛件微觀組織的影響

轉(zhuǎn)向直臂終鍛成形后的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖11所示。經(jīng)過終鍛成形之后，鍛件上有87%的區(qū)域發(fā)生了完全動態(tài)再結(jié)晶，動態(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，相對于彎曲后晶粒尺寸，細(xì)化了23.5%。

圖11 終鍛成形結(jié)束時動態(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)向直臂工作時直臂部位為主要受力結(jié)構(gòu)，該部位某截面上的動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)分布如圖13a所示，整個截面上各部分金屬均發(fā)生了完全動態(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)動態(tài)再結(jié)晶理論可知，當(dāng)應(yīng)變達到臨界值時，鍛件就開始發(fā)生動態(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)生二次長大，使得原本細(xì)化了的晶粒反而進一步粗化。此區(qū)域平均晶粒度約為30 μm，按晶粒度分級標(biāo)準(zhǔn)可達6.5級，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，達到6級晶粒度標(biāo)準(zhǔn);關(guān)鍵受力截面平均晶粒度可達30 μm，達到6.5級標(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，不同的制坯工藝對動態(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 實驗結(jié)果及分析

按照上述熱鍛工藝，作者針對轉(zhuǎn)向直臂在某廠進行了試生產(chǎn)。終鍛件模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比如圖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;或者由于實際鍛件的圓角稍大，因此其終鍛模擬件飛邊沒有實際鍛件大。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)果與實驗結(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。得到的鍛件實物如圖15所示。在鍛件直臂中段截取試樣，用于觀測鍛件截面組織，如圖16所示。各點處的金相照片如圖17所示，可以看出，點A處的晶粒尺寸比點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金屬平均晶粒度測定法可評定，直臂中段部位的晶粒度達到6.5級，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)向直臂鍛件實物Fig.15 Photo of the steering arm

圖16 切取的試樣及指定觀測點Fig.16 The observing section and points

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

5 結(jié)語

不同的制坯工藝對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動態(tài)再結(jié)晶模型的數(shù)值模擬方法，能夠準(zhǔn)確預(yù)報熱鍛過程中的晶粒度演化情況。根據(jù)有限元預(yù)報的結(jié)果，調(diào)整熱鍛工藝，能夠避免重復(fù)實驗，節(jié)約生產(chǎn)成本。

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