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)大學材料科學與工程學院，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)再結晶、晶粒長大使鍛件晶粒度發(fā)生變化。晶粒度是鍛件質量指標之一，粗大的奧氏體晶粒不利于鍛后熱處理，難以得到細小均勻的組織[1]。汽車轉向直臂是汽車轉向系統(tǒng)中的關鍵零件，它連接車輪和車身，其質量直接決定著行車安全。在汽車行駛過程中，由于轉向直臂承受著頻繁而復雜的多變應力的作用，因此對它的強度要求比較高。該轉向直臂使用42CrMo低合金鋼生產，經金相檢測發(fā)現(xiàn)，生產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量標準要求。文中采用有限單元法，結合42CrMo動態(tài)再結晶模型，對汽車轉向直臂熱鍛成形過程進行數(shù)值模擬，預報了熱鍛過程中晶粒度演化情況。結果顯示，鍛造完成后晶粒度由初始坯料的100 μm降低至30～50 μm，滿足質量標準要求。通過檢測實際鍛件的奧氏體晶粒度，證明該預報模型具有一定的可靠性。

1 汽車轉向直臂鍛造成形工藝

汽車轉向直臂的零件如圖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 汽車轉向直臂熱鍛成形有限元模型

2.1 42CrMo動態(tài)再結晶模型

動態(tài)再結晶模型能夠描述金屬在不同變形條件下所得到的再結晶體積分數(shù)、平均晶粒度，Lin等對42CrMo的亞動態(tài)再結晶、動態(tài)再結晶模型進行了研究[2－4]:

式中:εp為峰值應力值對應的應變值;εc為開始發(fā)生動態(tài)再結晶時的應變值;·ε為應變速率;T為變形熱力學溫度;R為理想氣體常數(shù);d0為初始晶粒尺寸。

動態(tài)再結晶動力學方程如式(3)所示:

動態(tài)再結晶晶粒尺寸模型為:

式中:Xdrex為動態(tài)再結晶體積分數(shù);ε0.5為動態(tài)再結晶體積分數(shù)在50%時的應變;ε為應變值;drex為動態(tài)再結晶晶粒尺寸。

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)再結晶模型及42CrMo本構模型插入到該模型中[5]，設置坯料初始溫度為1100℃，模具預熱溫度均為250℃，摩擦模型為常剪應力摩擦模型，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

轉向直臂的橫梁端展寬較大，坯料相應部位應進行鐓粗，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)再結晶體積分數(shù)分布如圖4所示。動態(tài)再結晶體積分數(shù)由心部向外圍逐漸減小，心部的動態(tài)再結晶體積分數(shù)最大，坯料頭部頂端和桿部基本為0，不發(fā)生動態(tài)再結晶。分析認為，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，也導致動態(tài)再結晶的程度各不相同。鐓粗中心區(qū)為變形劇烈區(qū)域，再結晶體積分數(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)再結晶很難發(fā)生，再結晶體積分數(shù)基本為0。

圖4 鐓粗過程動態(tài)再結晶體積分數(shù)Fig.4 The dynamic recrystallization volume fraction during upsetting

由圖5可見，坯料經鐓粗變形后，頭部金屬的晶粒尺寸得到細化。由于動態(tài)再結晶不均勻，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，晶粒細化程度最小。

3.2 多道次拔長對鍛件晶粒度影響

轉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)再結晶體積分數(shù)由內而外逐漸減小，心部大變形區(qū)的動態(tài)再結晶體積分數(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)再結晶體積分數(shù)最小。第2輪拔長過程中，由于工件翻轉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，再結晶體積分數(shù)逐漸增加。從整體上看，經第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)再結晶，這有利于均勻細化坯料晶粒尺寸。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)再結晶，最終坯料上完全動態(tài)再結晶區(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得到細化。

圖6 拔長后坯料動態(tài)再結晶體積分數(shù)分布Fig.6 The dynamic recrystallization volume fraction during stretching

坯料桿部經3輪拔長之后即可達到形狀及尺寸要求，增加翻轉次數(shù)可繼續(xù)均勻化再結晶體積分數(shù)的分布。同時，自由鍛生產過程中應嚴格按照工藝步驟進行操作，否則可能導致動態(tài)再結晶不足。

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?？梢钥闯觯鬏啺伍L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。4輪拔長的晶粒細化程度分別為8.03%，17.13%，6.36%，4.7%，起初的 2 輪拔長變形量大，晶粒細化程度也較大，隨后幾輪拔長的晶粒細化程度越來越小。坯料桿部經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)再結晶，晶粒細化程度小。坯料內部金屬雖然等效應變值變化幅度不大，但變形溫度高，易于發(fā)生動態(tài)再結晶，因而細化晶粒。

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

轉向直臂終鍛成形后的動態(tài)再結晶體積分數(shù)分布如圖11所示。經過終鍛成形之后，鍛件上有87%的區(qū)域發(fā)生了完全動態(tài)再結晶，動態(tài)再結晶體積分數(shù)平均值為0.974，鍛件晶粒充分細化，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，細化了23.5%。

圖11 終鍛成形結束時動態(tài)再結晶體積分數(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

轉向直臂工作時直臂部位為主要受力結構，該部位某截面上的動態(tài)再結晶體積分數(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)再結晶，鍛件直臂部位的晶粒尺寸得到充分細化。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小。根據動態(tài)再結晶理論可知，當應變達到臨界值時，鍛件就開始發(fā)生動態(tài)再結晶，晶粒得到細化。由于臨近飛邊部位的金屬溫度較高，容易導致已經細化了的晶粒發(fā)生二次長大，使得原本細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，按晶粒度分級標準可達6.5級，滿足鍛件質量標準要求。

圖13 某截面的再結晶情況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級晶粒度標準;關鍵受力截面平均晶粒度可達30 μm，達到6.5級標準。坯料的粗大晶粒大大細化，符合鍛件質量要求。同時，不同的制坯工藝對動態(tài)再結晶的產生、分布都有不同的影響，應當嚴格控制生產工序，保證鍛件質量。

4 實驗結果及分析

按照上述熱鍛工藝，作者針對轉向直臂在某廠進行了試生產。終鍛件模擬結果與實驗結果對比如圖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的飛邊。這可能是由于模擬過程中的網格重劃分導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，頭部和橫臂部位的飛邊金屬較少，模擬結果具有可靠性。

圖14 終鍛件模擬結果與實驗結果Fig.14 Simulation and experiment results of finish forging

鍛件經切邊、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，與模擬結果吻合。這表明該方案得到的鍛件具有優(yōu)良的內部組織以及較高的綜合力學性能。

圖15 轉向直臂鍛件實物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，嚴格按工藝步驟生產，能夠保證鍛件的內在質量。此外，使用有限單元法，耦合了42CrMo動態(tài)再結晶模型的數(shù)值模擬方法，能夠準確預報熱鍛過程中的晶粒度演化情況。根據有限元預報的結果，調整熱鍛工藝，能夠避免重復實驗，節(jié)約生產成本。

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