《工程科学学报》：模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响（北京科技大学）

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工程科学学报，第40卷，第5期：579-586.2018年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.5:579-586,May 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.05.008;http://journals.ustb.edu.cn 模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响杨勇12)四，周乐育2)，蒋鹏2)，任学平”，贺小毛2) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)北京机电研究所有限公司锻压技术中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:y19821110@163.com 摘要影响曲轴锻后组织的主要因素有变形量，终锻温度，金属流动及锻后冷却.本文采用数值模拟的方法研究了曲轴用非调质钢1538MV的锻造过程，并对轧材原料和曲轴成品的显微组织进行了分析，探讨了模锻变形对曲轴显微组织的影响. 研究结果表明，曲轴较高的锻造温度和较小的变形量使得曲轴的锻后组织较轧材有所粗化.曲轴变形过程中的温度和应变分布不均导致了曲轴组织的不均匀.曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材，且部分位置出现了贝氏体组织，这说明曲轴锻后的相变区冷速过快，应当进一步优化曲轴锻后冷却制度.另外，曲轴锻造过程中的偏析区金属流动对曲轴的锻后组织产生了明显的影响，也是造成贝氏体组织产生的原因，应严格控制轧材的质量.研究结果为轧材质量的提升和曲轴锻造工艺及锻后冷却制度的优化指明了方向。关键词非调质钢：曲轴：模锻：显微组织：数值模拟分类号TG142.21 Influence of die-forging deformation on microstructure of 1538MV non-quenched and tempered steel for crankshaft YANG Yong2),ZHOU Le-yu2),JIANG Peng?,REN Xue-ping,HE Xiao-mao) 1)School of Materials Science and Engineering,University of Seience and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Forging Technology Center,Beijing Research Institute of Mechanical Electrical Technology,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:yy19821110@163.com ABSTRACT Non-quenched and tempered steels offer many advantages such as energy saving,emission reduction,simple process- ing,short production time,and low cost.Demand for energy saving and emission reduction is increasing with the rapid increase of car production and ownership.As a result,the usage of non-quenched and tempered steel in automotive parts has attracted increasing at- tention.The main problem with non-quenched and tempered steel in actual production is the lack of a hot deformation process and a cooling process that can be used to precisely control the microstructure and properties of the material.The material 1538MV is a type of pearlite +ferrite non-quenched and tempered steel,and its use for building crankshafts has not been studied sufficiently thus far.The main factors affecting the structure of a crankshaft are deformation,final forging temperature,and metal flow and cooling after forging. In this paper,the forging process of 1538MV non-quenched and tempered steel for building a crankshaft was studied by means of nu- merical simulation,microstructures of the rolled material and finished crankshaft were analyzed,and influence of deformation on the microstructure of the crankshaft was discussed.The results show that the microstructure of a crankshaft forged at a higher temperature and with smaller deformation is coarser than that of a crankshaft made of rolled material.The inhomogeneity of the microstructure is caused by unevenness of temperature and strain distribution during crankshaft deformation.The ferrite content of the crankshaft and the pitch of the pearlite were lower than those of the rolled material,and the bainite structure appeared in a few parts,which indicated that the cooling rate was too fast during phase transformation.Therefore,the cooling process should be optimized further.In addition,the metal flow in the segregation zone during the crankshaft forging process significantly influences the forged microstructure of the crank- 收稿日期：2017-10-17

工程科学学报,第 40 卷,第 5 期:579鄄鄄586,2018 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 5: 579鄄鄄586, May 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 05. 008; http: / / journals. ustb. edu. cn 模锻变形对曲轴用非调质钢 1538MV 显微组织的影响杨勇1,2) 苣 , 周乐育2) , 蒋鹏2) , 任学平1) , 贺小毛2) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院, 北京 100083 2) 北京机电研究所有限公司锻压技术中心,北京 100083 苣通信作者, E鄄mail:yy19821110@ 163. com 摘要影响曲轴锻后组织的主要因素有变形量、终锻温度、金属流动及锻后冷却. 本文采用数值模拟的方法研究了曲轴用非调质钢 1538MV 的锻造过程,并对轧材原料和曲轴成品的显微组织进行了分析,探讨了模锻变形对曲轴显微组织的影响. 研究结果表明,曲轴较高的锻造温度和较小的变形量使得曲轴的锻后组织较轧材有所粗化. 曲轴变形过程中的温度和应变分布不均导致了曲轴组织的不均匀. 曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材,且部分位置出现了贝氏体组织,这说明曲轴锻后的相变区冷速过快,应当进一步优化曲轴锻后冷却制度. 另外,曲轴锻造过程中的偏析区金属流动对曲轴的锻后组织产生了明显的影响,也是造成贝氏体组织产生的原因,应严格控制轧材的质量. 研究结果为轧材质量的提升和曲轴锻造工艺及锻后冷却制度的优化指明了方向. 关键词非调质钢; 曲轴; 模锻; 显微组织; 数值模拟分类号 TG142郾 21 收稿日期: 2017鄄鄄10鄄鄄17 Influence of die鄄forging deformation on microstructure of 1538MV non鄄quenched and tempered steel for crankshaft YANG Yong 1,2) 苣 , ZHOU Le鄄yu 2) , JIANG Peng 2) , REN Xue鄄ping 1) , HE Xiao鄄mao 2) 1) School of Materials Science and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Forging Technology Center, Beijing Research Institute of Mechanical & Electrical Technology, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: yy19821110@ 163. com ABSTRACT Non鄄quenched and tempered steels offer many advantages such as energy saving, emission reduction, simple process鄄 ing, short production time, and low cost. Demand for energy saving and emission reduction is increasing with the rapid increase of car production and ownership. As a result, the usage of non鄄quenched and tempered steel in automotive parts has attracted increasing at鄄 tention. The main problem with non鄄quenched and tempered steel in actual production is the lack of a hot deformation process and a cooling process that can be used to precisely control the microstructure and properties of the material. The material 1538MV is a type of pearlite + ferrite non鄄quenched and tempered steel, and its use for building crankshafts has not been studied sufficiently thus far. The main factors affecting the structure of a crankshaft are deformation, final forging temperature, and metal flow and cooling after forging. In this paper, the forging process of 1538MV non鄄quenched and tempered steel for building a crankshaft was studied by means of nu鄄 merical simulation, microstructures of the rolled material and finished crankshaft were analyzed, and influence of deformation on the microstructure of the crankshaft was discussed. The results show that the microstructure of a crankshaft forged at a higher temperature and with smaller deformation is coarser than that of a crankshaft made of rolled material. The inhomogeneity of the microstructure is caused by unevenness of temperature and strain distribution during crankshaft deformation. The ferrite content of the crankshaft and the pitch of the pearlite were lower than those of the rolled material, and the bainite structure appeared in a few parts, which indicated that the cooling rate was too fast during phase transformation. Therefore, the cooling process should be optimized further. In addition, the metal flow in the segregation zone during the crankshaft forging process significantly influences the forged microstructure of the crank鄄

.580· 工程科学学报，第40卷，第5期 shaft,which is another cause of the formation of bainite.Therefore,the quality of the rolled material should be strictly controlled.The above results provide directions for improving the quality of the rolled material,optimization of the crankshaft forging process,and opti- mization of the cooling process after forging. KEY WORDS non-quenched and tempered steel;crankshafts;die forging;microstructure;numerical simulation 非调质钢是在中、高碳钢基础上添加一定量的主轴颈连杆轴颈微合金元素，使之在变形后不经淬火+回火工艺，即取样部位取样部位可达到与调质钢相当力学性能的钢种，与调质钢相比，非调质钢具有节能减排、工艺简单、生产周期短、成本低等优点[-).随着我国汽车产量和保有量的快速增加，节能减排的压力不断增大，非调质钢在汽车零部件中的使用越来越受到重视. 曲轴是汽车发动机的核心零部件，工作时，曲轴 [3■2■I飞边长时间承受冲击载荷和惯性力，其各部分产生弯曲、扭转、剪切、拉压等交变应力，服役条件非常恶劣[6-8)].曲轴的性能很大程度上影响着发动机的可靠性和寿命，这对曲轴的内在显微组织提出了很高 1一边部：2一1/2半径：3一心部图1曲轴取样示意图要求.由于曲轴形状复杂，模锻变形9-)金属流动 Fig.1 Sampling sections of crankshaft 性大，温度、应力和应变分布很不均匀，这些因素会对锻造后非调质钢曲轴的显微组织[12-6]产生很大 1.2 数值模拟方案的影响，并进一步影响到曲轴的力学性能使用Deform-3D数值模拟软件模拟实际锻造 1538MV材料是一种珠光体+铁素体非调质工艺，分析锻造后的应力应变分布、温度场及金属流钢，目前对其在曲轴上的应用研究较少.本文结合动情况.模具设定为刚体，坯料材料选择为45号数值模拟和曲轴实物显微组织分析，研究了模锻变钢.根据现场实际情况选择了模拟的参数和边界条形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响，为件.模具初始温度为200℃，坯料初始温度为1150 曲轴模锻工艺和锻后冷却制度的优化提供了依据. ℃.模具压下速度为240mms-1.坯料与模具间的摩擦系数为0.4.坯料与模具间的传热系数为 1研究方案 10000Wm2.K-1,坯料与空气间的传热系数为10 1.1实验材料及方法 W.m-2.K-1 实验选用的轧材和曲轴锻件取自国内某锻造 2数值模拟结果厂，其化学成分如表1所示.轧材直径为83mm,曲轴主轴颈直径为63mm,连杆轴颈直径为43mm. 2.1模锻过程中的金属流动表1化学成分（质量分数）如图2所示，对轧材圆棒的横截面沿圆周方向 Table 1 Chemical composition % 进行标记，模拟模锻变形后曲轴主轴颈、连杆轴颈的 C Si Mn Cr V 金属流动情况.可以看出，曲轴的模锻变形很不均 0.380.561.39≤0.0150.61 0.160.08 匀，轧材心部的金属流向主轴颈的心部和连杆轴颈分型面内侧的边部，轧材1/2半径的金属流向主轴如图1所示，在轧材、曲轴主轴颈、曲轴连杆轴颈分型面的边部和连杆轴颈的心部，轧材边部的金颈上分别取样，使用体积分数为4%的硝酸酒精溶属流向主轴颈的飞边和连杆轴颈分型面外侧的液浸蚀，观察锻造后的显微组织.另外，采用电解双边部. 喷的方法制备透射试样，观察轧材和曲轴中的珠光 2.2模锻后的温度分布体片层形貌，按国标用截线法测量品粒尺寸，利用模锻后曲轴主轴颈和连杆轴颈的温度分布如图 Image tool图像分析软件测量金相组织含量.实验 3所示.可见，锻造变形后，锻件与模具以及空气之使用的仪器为ZEISS AxioScopeAl光学显微镜和间的传热导致锻件表面温度相对较低，而主轴颈和 JEM21O0HR透射电子显微镜. 连杆轴颈心部温度较高.另外，由于剧烈变形升温

工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 shaft, which is another cause of the formation of bainite. Therefore, the quality of the rolled material should be strictly controlled. The above results provide directions for improving the quality of the rolled material, optimization of the crankshaft forging process, and opti鄄 mization of the cooling process after forging. KEY WORDS non鄄quenched and tempered steel; crankshafts; die forging; microstructure; numerical simulation 非调质钢是在中、高碳钢基础上添加一定量的微合金元素,使之在变形后不经淬火 + 回火工艺,即可达到与调质钢相当力学性能的钢种,与调质钢相比,非调质钢具有节能减排、工艺简单、生产周期短、成本低等优点[1鄄鄄5] . 随着我国汽车产量和保有量的快速增加,节能减排的压力不断增大,非调质钢在汽车零部件中的使用越来越受到重视. 曲轴是汽车发动机的核心零部件,工作时,曲轴长时间承受冲击载荷和惯性力,其各部分产生弯曲、扭转、剪切、拉压等交变应力, 服役条件非常恶劣[6鄄鄄8] . 曲轴的性能很大程度上影响着发动机的可靠性和寿命,这对曲轴的内在显微组织提出了很高要求. 由于曲轴形状复杂,模锻变形[9鄄鄄11] 金属流动性大,温度、应力和应变分布很不均匀,这些因素会对锻造后非调质钢曲轴的显微组织[12鄄鄄16] 产生很大的影响,并进一步影响到曲轴的力学性能. 1538MV 材料是一种珠光体 + 铁素体非调质钢,目前对其在曲轴上的应用研究较少. 本文结合数值模拟和曲轴实物显微组织分析,研究了模锻变形对曲轴用非调质钢 1538MV 显微组织的影响,为曲轴模锻工艺和锻后冷却制度的优化提供了依据. 1 研究方案 1郾 1 实验材料及方法实验选用的轧材和曲轴锻件取自国内某锻造厂,其化学成分如表 1 所示. 轧材直径为 83 mm,曲轴主轴颈直径为 63 mm,连杆轴颈直径为 43 mm. 表 1 化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition % C Si Mn P S Cr V 0郾 38 0郾 56 1郾 39 臆0郾 015 0郾 61 0郾 16 0郾 08 如图 1 所示,在轧材、曲轴主轴颈、曲轴连杆轴颈上分别取样,使用体积分数为 4% 的硝酸酒精溶液浸蚀,观察锻造后的显微组织. 另外,采用电解双喷的方法制备透射试样,观察轧材和曲轴中的珠光体片层形貌,按国标用截线法测量晶粒尺寸,利用 Image tool 图像分析软件测量金相组织含量. 实验使用的仪器为 ZEISS AxioScopeA1 光学显微镜和 JEM 2100HR 透射电子显微镜. 1—边部;2—1 / 2 半径;3—心部图 1 曲轴取样示意图 Fig. 1 Sampling sections of crankshaft 1郾 2 数值模拟方案使用 Deform鄄鄄 3D 数值模拟软件模拟实际锻造工艺,分析锻造后的应力应变分布、温度场及金属流动情况. 模具设定为刚体,坯料材料选择为 45 号钢. 根据现场实际情况选择了模拟的参数和边界条件. 模具初始温度为 200 益 ,坯料初始温度为 1150 益 . 模具压下速度为 240 mm·s - 1 . 坯料与模具间的摩擦系数为 0郾 4. 坯料与模具间的传热系数为 10000 W·m - 2·K - 1 ,坯料与空气间的传热系数为 10 W·m - 2·K - 1 . 2 数值模拟结果 2郾 1 模锻过程中的金属流动如图 2 所示,对轧材圆棒的横截面沿圆周方向进行标记,模拟模锻变形后曲轴主轴颈、连杆轴颈的金属流动情况. 可以看出,曲轴的模锻变形很不均匀,轧材心部的金属流向主轴颈的心部和连杆轴颈分型面内侧的边部,轧材 1 / 2 半径的金属流向主轴颈分型面的边部和连杆轴颈的心部,轧材边部的金属流向主轴颈的飞边和连杆轴颈分型面外侧的边部. 2郾 2 模锻后的温度分布模锻后曲轴主轴颈和连杆轴颈的温度分布如图 3 所示. 可见,锻造变形后,锻件与模具以及空气之间的传热导致锻件表面温度相对较低,而主轴颈和连杆轴颈心部温度较高. 另外,由于剧烈变形升温, ·580·

.582. 工程科学学报，第40卷，第5期氏体晶粒较为细小，铁素体形核点较多，因此表面位体含量最低.对偏析区进行了分析，图7所示为轧置的铁素体含量最高，而连铸材1/2半径位置一般材偏析区及用直读光谱仪打点位置示意图，表2为存在合金元素的正偏析，因此1/2半径位置的铁素用直读光谱仪测的不同位置元素含量，可以看出，轧 h 50 um 图5轧材显微组织.(a)边部：(b)1/2半径：(c)心部 Fig.5 Microstructures of rolled materials:(a)edge;(b)radius midpoint;(c)core 28 90 ·品粒尺寸。体积分数 26 85 80 70 65 18 心部表面 60 表面 1/2半径心部 6 位置图6轧材显微组织统计 Fig.6 Microstructure statistics of rolled materials 偏析区材心部和1/2半径位置C、Mn、S和Cr元素含量都比表面较高，尤其是心部，表明连铸坯凝固后期，能图7轧材偏析区及打点位置示意图够降低钢液凝固温度的C、Mn、S和Cr元素等元素偏 Fig.7 Rolling material segregation area and sampling of point draw- 聚富集程度较强，元素偏析区大致为1/2半径区域. ing 表2轧材不同位置化学成分（质量分数） Table 2 Chemical composition in different positions of rolled material % 位置今 Mn 力 Cr 心部 0.406 0.587 1.44 0.012 0.094 0.182 0.087 1/2半径 0.383 0.576 1.40 0.010 0.065 0.178 0.080 表面 0.376 0.573 1.37 0.010 0.062 0.175 0.079 3.2曲轴不同位置显微组织升高，变形量逐渐减小，因此原始奥氏体平均晶粒尺曲轴主轴颈和连杆轴颈的显微组织如图8所寸逐渐增大.随着奥氏体晶粒尺寸的增大，铁素体示，统计结果如图9所示.显微组织主要为珠光体、含量本应减小.但因轧材1/2半径的正偏析金属流网状铁素体及一定量的晶内铁素体向主轴颈的分型面表面流动，使得主轴颈的表面和主轴颈不同位置显微组织定量分析表明，由表 1/2半径的铁素体含量明显降低.并且，从表至心，面至心部：铁素体体积分数依次约为14.8%、主轴颈的冷速也有所下降，使得边部的铁素体含量 15.6%和19.2%，原始奥氏体平均晶粒尺寸分别为有所下降，而心部的铁素体含量有所增大 78、99和109μm.主轴颈自表至心，终锻温度逐渐连杆轴颈不同位置显微组织定量分析表明，由

工程科学学报,第 40 卷,第 5 期氏体晶粒较为细小,铁素体形核点较多,因此表面位置的铁素体含量最高,而连铸材 1 / 2 半径位置一般存在合金元素的正偏析,因此 1 / 2 半径位置的铁素体含量最低. 对偏析区进行了分析,图 7 所示为轧材偏析区及用直读光谱仪打点位置示意图,表 2 为用直读光谱仪测的不同位置元素含量,可以看出,轧图 5 轧材显微组织. (a) 边部; (b) 1 / 2 半径; (c) 心部 Fig. 5 Microstructures of rolled materials: (a) edge; (b) radius midpoint; (c) core 图 6 轧材显微组织统计 Fig. 6 Microstructure statistics of rolled materials 材心部和 1 / 2 半径位置 C、Mn、S 和 Cr 元素含量都比表面较高,尤其是心部,表明连铸坯凝固后期,能够降低钢液凝固温度的 C、Mn、S 和 Cr 元素等元素偏聚富集程度较强,元素偏析区大致为1/ 2 半径区域. 图 7 轧材偏析区及打点位置示意图 Fig. 7 Rolling material segregation area and sampling of point draw鄄 ing 表 2 轧材不同位置化学成分(质量分数) Table 2 Chemical composition in different positions of rolled material % 位置 C Si Mn P S Cr V 心部 0郾 406 0郾 587 1郾 44 0郾 012 0郾 094 0郾 182 0郾 087 1 / 2 半径 0郾 383 0郾 576 1郾 40 0郾 010 0郾 065 0郾 178 0郾 080 表面 0郾 376 0郾 573 1郾 37 0郾 010 0郾 062 0郾 175 0郾 079 3郾 2 曲轴不同位置显微组织曲轴主轴颈和连杆轴颈的显微组织如图 8 所示,统计结果如图 9 所示. 显微组织主要为珠光体、网状铁素体及一定量的晶内铁素体. 主轴颈不同位置显微组织定量分析表明,由表面至心部: 铁素体体积分数依次约为 14郾 8% 、 15郾 6% 和 19郾 2% ,原始奥氏体平均晶粒尺寸分别为 78、99 和 109 滋m. 主轴颈自表至心,终锻温度逐渐升高,变形量逐渐减小,因此原始奥氏体平均晶粒尺寸逐渐增大. 随着奥氏体晶粒尺寸的增大,铁素体含量本应减小. 但因轧材 1 / 2 半径的正偏析金属流向主轴颈的分型面表面流动,使得主轴颈的表面和 1 / 2 半径的铁素体含量明显降低. 并且,从表至心, 主轴颈的冷速也有所下降,使得边部的铁素体含量有所下降,而心部的铁素体含量有所增大. 连杆轴颈不同位置显微组织定量分析表明,由 ·582·

杨勇等：模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响 ·583. 50 pm 50m 50m 图8曲轴显微组织.(a)主轴颈边部：(b)主轴颈1/2半径：(c)主轴颈心部：(d)连杆轴颈边部：(e)连杆轴颈12半径：()连杆轴颈心部 Fig.8 Microstructures of crankshaft:(a)main journal edge;(b)main journal radius midpoint:(c)main journal core;(d)rod journal edge;(e) rod journal radius midpoint;(f)rod joumal core 115m 110 ·晶粒尺寸 b) ·晶粒尺寸一体积分数 105 一体积分数 18 100 100 95 95 16 90 16 90 12 14 80 表面 12半径心部表面 12半径心部位置位置图9曲轴显微组织统计.(a)主轴颈：(b)连杆轴颈 Fig.9 Microstructure statistics of crankshaft:(a)main joural;(b)rod joumal 表面至心部：铁素体体积分数依次约为16.0%，图10所示. 11.6%和20.8%，原始奥氏体平均晶粒尺寸分别为在Gleeble-3500热模拟机上测定了实验钢动 97、85和107μm.连杆轴颈表面的变形量虽然较态连续冷却转变(CCT)曲线，将试样以10℃·s1速大，但终锻温度也较高，这导致其原始奥氏体平均度加热至1200℃，保温5min后再以10℃·s1的速晶粒尺寸大于1/2半径处：心部的变形量较小且度冷却至1050℃，施加30%的变形量，应变速率终锻温度较低，这导致其原始奥氏体晶粒平均尺 0.1s-1,随后以不同的冷速连续冷却至室温，记录温寸最大.另外，由于轧材1/2半径的正偏析金属向度一膨胀量曲线，绘制出的动态CCT曲线如图11 连杆轴颈的心部流动，导致其心部的铁素体含量所示，可以看出，出现贝氏体的临界冷速为1℃· 有所降低. s1,轧材一般冷速在0.3~0.5℃·s1,曲轴锻后冷 3.3曲轴不同位置异常贝氏体组织速在0.5~0.8℃s1,都低于贝氏体产生的临界冷从图8（红圈中所示）可以看出，有少量的贝氏速，组织应该为铁素体和珠光体，不会有贝氏体组织体组织出现在主轴颈的1/2半径、心部以及连杆轴产生颈心部的位置，选取高倍显微组织照片进行分析，如相变受成分和冷速综合影响，由于原始轧材偏

杨勇等: 模锻变形对曲轴用非调质钢 1538MV 显微组织的影响图 8 曲轴显微组织郾 (a) 主轴颈边部; (b) 主轴颈 1 / 2 半径; (c) 主轴颈心部; (d) 连杆轴颈边部; (e) 连杆轴颈 1 / 2 半径; (f) 连杆轴颈心部 Fig. 8 Microstructures of crankshaft: (a) main journal edge; (b) main journal radius midpoint; (c) main journal core; (d) rod journal edge; (e) rod journal radius midpoint; (f) rod journal core 图 9 曲轴显微组织统计郾 (a) 主轴颈; (b) 连杆轴颈 Fig. 9 Microstructure statistics of crankshaft: (a) main journal; (b) rod journal 表面至心部:铁素体体积分数依次约为 16郾 0% , 11郾 6% 和 20郾 8% ,原始奥氏体平均晶粒尺寸分别为 97、85 和 107 滋m. 连杆轴颈表面的变形量虽然较大,但终锻温度也较高,这导致其原始奥氏体平均晶粒尺寸大于 1 / 2 半径处;心部的变形量较小且终锻温度较低,这导致其原始奥氏体晶粒平均尺寸最大. 另外,由于轧材 1 / 2 半径的正偏析金属向连杆轴颈的心部流动,导致其心部的铁素体含量有所降低. 3郾 3 曲轴不同位置异常贝氏体组织从图 8(红圈中所示)可以看出,有少量的贝氏体组织出现在主轴颈的 1 / 2 半径、心部以及连杆轴颈心部的位置,选取高倍显微组织照片进行分析,如图 10 所示. 在 Gleeble鄄鄄3500 热模拟机上测定了实验钢动态连续冷却转变(CCT)曲线,将试样以 10 益·s - 1速度加热至 1200 益 ,保温 5 min 后再以 10 益·s - 1的速度冷却至 1050 益 ,施加 30% 的变形量,应变速率 0郾 1 s - 1 ,随后以不同的冷速连续冷却至室温,记录温度—膨胀量曲线,绘制出的动态 CCT 曲线如图 11 所示,可以看出,出现贝氏体的临界冷速为 1 益· s - 1 ,轧材一般冷速在 0郾 3 ~ 0郾 5 益·s - 1 ,曲轴锻后冷速在 0郾 5 ~ 0郾 8 益·s - 1 ,都低于贝氏体产生的临界冷速,组织应该为铁素体和珠光体,不会有贝氏体组织产生. 相变受成分和冷速综合影响,由于原始轧材偏 ·583·

.584. 工程科学学报，第40卷，第5期 10m 10m 10 pm 图10高倍显微组织.(a)主轴颈1/2半径；(b)主轴颈心部；（©）连杆轴颈心部 Fig.10 High power microstructures:(a)main joural radius midpoint;(b)main journal core;(c)rod journal core 1000 4讨论 -珠光转变开是点，一●一珠光体转变影响曲轴锻后组织的主要因素有变形量、终锻 800 一罗一贝氏体转变温度、金属流动及锻后冷却.曲轴的最终组织是以 600 上各项因素综合作用的结果 ★马民依转变数了点f 为了使金属具有较好的流动性，保证模锻充型 400 良好，曲轴的锻造温度往往较高.并且，曲轴的锻造 200 变形量较轧材轧制要小.这使得曲轴的锻后组织较冷却速度，℃g155 3 1 0.50.3 0.1 轧材有所粗化.另外曲轴的变形十分不均匀，终锻 0 10 100 00 10000 温度较低、变形量较大的位置组织较细，而终锻温度时间/s 较高、变形量较小的位置组织较粗.为细化曲轴的锻后图11试验钢动态CCT曲线组织，提高曲轴的强韧性，应着重优化其变形工艺 Fig.11 Dynamic CCT curves of tested steel 铁素体相变前较快的冷却速度有利于组织的细析区的金属流向上述不同部位，主轴颈的心部由于化，而相变过程中较慢的冷速有利于铁素体的充分遗传了原始轧材偏析严重的心部组织，淬透性增加，析出，但目前曲轴的锻后冷却控制较为随意.从组贝氏体转变区右移，即使在低冷速条件下就能够获织分析结果来看，曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材，主轴颈和连杆轴颈部分位置出现得少量贝氏体组织：主轴颈1/2半径以及连杆轴颈了贝氏体组织，这与曲轴锻后的相变区冷速过快有心部也继承了轧材偏析区金属，C、Mn等元素略有关，应当进一步优化曲轴锻后冷却制度.曲轴锻后富集，出现了极少量贝氏体组织：主轴颈表面和连杆宜采用分段控制相变冷却制度：锻后至铁素体转变轴颈1/2半径位置由于继承了原始轧材非偏析区金前要进行快速冷却，以抑制奥氏体品粒长大；铁素体属，在相同的冷速条件下却没有贝氏体组织产生：连珠光体温度区间要适当降低冷速，冷速应≤0.5℃· 杆轴颈表面飞边处，尽管遗传了轧材心部偏析组织， s1,尤其是在珠光体下限温度620~580℃·s1区但是由于飞边处变形量大，在锻后冷却过程可发生间，既可以保证有合理的铁素体形态、尺寸和体积分显著的形变诱导铁素体和珠光体相变，进而可在此数，又可得到均匀细小的索氏体片层间距，还可促进位置避免贝氏体异常组织的产生.因此，除了制定铁素体珠光体充分转变，进而避免贝氏体、马氏体等合理的锻后冷却制度，在生产中还应严格控制轧材异常组织的产生：相变完成后继续以较缓冷速冷却，的组织成分，以保证锻后曲轴质量以降低残余应力对组织性能及曲轴几何尺寸形状的 3.4轧材和曲轴珠光体组织分析影响轧材和曲轴不同位置的珠光体片层透射形貌如值得注意的是，由于曲轴变形非常不均匀，使得图12所示.轧材中表层位置珠光体片层间距约185 金属存在剧烈的流动.偏析区金属的流动对曲轴的 nm,1/2半径和心部约为220nm.曲轴主轴颈和连锻后组织产生了明显的影响，也是造成异常组织贝杆轴颈的表层珠光体片层间距约为170~180nm,1/ 氏体产生的原因.并且，偏析区金属流动至曲轴的 2半径和心部约为200~210nm,与轧材相比片层间表面还容易引起探伤磁痕.这对轧材质量的提升和距有所减小，这与曲轴较快的锻后冷速有关曲轴锻造工艺的优化都提出了较高要求

工程科学学报,第 40 卷,第 5 期图 10 高倍显微组织郾 (a) 主轴颈 1 / 2 半径; (b) 主轴颈心部; (c) 连杆轴颈心部 Fig. 10 High power microstructures: (a) main journal radius midpoint; (b) main journal core; (c) rod journal core 图 11 试验钢动态 CCT 曲线 Fig. 11 Dynamic CCT curves of tested steel 析区的金属流向上述不同部位,主轴颈的心部由于遗传了原始轧材偏析严重的心部组织,淬透性增加, 贝氏体转变区右移,即使在低冷速条件下就能够获得少量贝氏体组织;主轴颈 1 / 2 半径以及连杆轴颈心部也继承了轧材偏析区金属,C、Mn 等元素略有富集,出现了极少量贝氏体组织;主轴颈表面和连杆轴颈 1 / 2 半径位置由于继承了原始轧材非偏析区金属,在相同的冷速条件下却没有贝氏体组织产生;连杆轴颈表面飞边处,尽管遗传了轧材心部偏析组织, 但是由于飞边处变形量大,在锻后冷却过程可发生显著的形变诱导铁素体和珠光体相变,进而可在此位置避免贝氏体异常组织的产生. 因此,除了制定合理的锻后冷却制度,在生产中还应严格控制轧材的组织成分,以保证锻后曲轴质量. 3郾 4 轧材和曲轴珠光体组织分析轧材和曲轴不同位置的珠光体片层透射形貌如图 12 所示. 轧材中表层位置珠光体片层间距约 185 nm,1 / 2 半径和心部约为 220 nm. 曲轴主轴颈和连杆轴颈的表层珠光体片层间距约为 170 ~ 180 nm,1 / 2 半径和心部约为 200 ~ 210 nm,与轧材相比片层间距有所减小,这与曲轴较快的锻后冷速有关. 4 讨论影响曲轴锻后组织的主要因素有变形量、终锻温度、金属流动及锻后冷却. 曲轴的最终组织是以上各项因素综合作用的结果. 为了使金属具有较好的流动性,保证模锻充型良好,曲轴的锻造温度往往较高. 并且,曲轴的锻造变形量较轧材轧制要小. 这使得曲轴的锻后组织较轧材有所粗化. 另外曲轴的变形十分不均匀,终锻温度较低、变形量较大的位置组织较细,而终锻温度较高、变形量较小的位置组织较粗. 为细化曲轴的锻后组织,提高曲轴的强韧性,应着重优化其变形工艺. 铁素体相变前较快的冷却速度有利于组织的细化,而相变过程中较慢的冷速有利于铁素体的充分析出,但目前曲轴的锻后冷却控制较为随意. 从组织分析结果来看,曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材,主轴颈和连杆轴颈部分位置出现了贝氏体组织,这与曲轴锻后的相变区冷速过快有关,应当进一步优化曲轴锻后冷却制度. 曲轴锻后宜采用分段控制相变冷却制度:锻后至铁素体转变前要进行快速冷却,以抑制奥氏体晶粒长大;铁素体珠光体温度区间要适当降低冷速,冷速应臆0郾 5 益· s - 1 ,尤其是在珠光体下限温度 620 ~ 580 益·s - 1 区间,既可以保证有合理的铁素体形态、尺寸和体积分数,又可得到均匀细小的索氏体片层间距,还可促进铁素体珠光体充分转变,进而避免贝氏体、马氏体等异常组织的产生;相变完成后继续以较缓冷速冷却, 以降低残余应力对组织性能及曲轴几何尺寸形状的影响. 值得注意的是,由于曲轴变形非常不均匀,使得金属存在剧烈的流动. 偏析区金属的流动对曲轴的锻后组织产生了明显的影响,也是造成异常组织贝氏体产生的原因. 并且,偏析区金属流动至曲轴的表面还容易引起探伤磁痕. 这对轧材质量的提升和曲轴锻造工艺的优化都提出了较高要求. ·584·

杨勇等：模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响 ·585· 200nm 200nm 200nm d (e) f 200nm 200nm 200nm h 200nm 200nm 200nm 图12珠光体片层透射形貌.(a)轧材边部：(b)轧材1/2半径：（©）轧材心部；(d)主轴颈边部；()主轴颈12半径：()主轴颈心部：(g)连杆轴颈边部；()连杆轴颈1/2半径：()连杆轴颈心部 Fig.12 Laminated microstructures of pearlite examined by TEM:(a)rolled material edge;(b)rolled material radius midpoint;(c)rolled material core;(d)main joumal edge;(e)main joumal radius midpoint;(f)main journal core;(g)rod journal edge;(h)rod jourmnal radius midpoint;(i) rod journal core 2011,36(3):80 5结论 (常开地，王萍，刘卫萍.非调质钢的发展现状和应用进展 (1)曲轴较高的锻造温度和较小的变形量使得金属热处理，2011,36(3)：80) [2]Zhou L Y,Jiang B,Li M Y,et al.Microstructure control of non- 曲轴的锻后组织较轧材有所粗化.另外，曲轴变形 quenched and tempered CT80 grade coiled tubing steel.Acta Met- 过程中的温度、变形量分布不均导致了曲轴组织的 all Sinica English Lett),2014,27(3):464 不均匀.为细化、均匀化曲轴的锻后组织，提高曲轴 [3]Chen D H,Wang Z M,Xie WL,et al.Strengthening and tough- 的强韧性，应着重优化其变形工艺 ening of non-quenched tempered steel.Heat Treat Met,2011,35 (2)曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低 (6):76 于轧材，且部分位置出现了贝氏体组织，这与原始轧 (陈德华，王志明，谢维立，等.非调质钢推广应用中强韧化工艺研究.金属热处理.2011,35(6)：76) 材成分及曲轴锻后的相变区冷速有关.除了制定合 [4]Dong Z Q,Jiang B.Zhang C L,et al.Evolution of MnS in non- 理的锻后冷却制度，在生产中还应严格控制轧材的 quenched tempered crankshaft steel C38N2 during rolling.Trans 组织成分，以保证锻后曲轴质量. Mater Heat Treat,2015,36(8):144 (3)曲轴变形非常不均匀，使得金属存在剧烈 (董正强，蒋波，张朝磊，等.曲轴用非调质钢C38N2轧制过的流动.偏析区金属的流动对曲轴的锻后组织产生程中Ms夹杂演变规律.材料热处理学报，2015,36(8)： 144) 了明显的影响.这对轧材的质量的提升和曲轴锻造 [5]Zhang C L,Yang Z,Sun J H,et al.Effect of alloying elements on 工艺的优化都提出了较高要求 austenite grain growth and microstructure refinement in a non- quenched steel for crankshafts.Chin J Eng,2015,37(2):175 参考文献 (张朝磊，杨忠，孙景宏，等.合金元素对曲轴用非调质钢奥 [1]Chang K D,Wang P,Liu W P.Development status and applica- 氏体长大和组织细化的影响.工程科学学报，2015,37(2)： tion prospect of non-quenched tempered steel.Heat Treat Met 175)

杨勇等: 模锻变形对曲轴用非调质钢 1538MV 显微组织的影响图 12 珠光体片层透射形貌郾 (a) 轧材边部; (b) 轧材 1 / 2 半径; (c) 轧材心部; (d) 主轴颈边部; (e) 主轴颈 1 / 2 半径; (f) 主轴颈心部; (g) 连杆轴颈边部; (h) 连杆轴颈 1 / 2 半径; (i) 连杆轴颈心部 Fig. 12 Laminated microstructures of pearlite examined by TEM: (a) rolled material edge; (b) rolled material radius midpoint; (c) rolled material core; (d) main journal edge; (e) main journal radius midpoint; (f) main journal core; (g) rod journal edge; (h) rod journal radius midpoint; (i) rod journal core 5 结论 (1)曲轴较高的锻造温度和较小的变形量使得曲轴的锻后组织较轧材有所粗化. 另外,曲轴变形过程中的温度、变形量分布不均导致了曲轴组织的不均匀. 为细化、均匀化曲轴的锻后组织,提高曲轴的强韧性,应着重优化其变形工艺. (2)曲轴的铁素体含量和珠光体片层间距都低于轧材,且部分位置出现了贝氏体组织,这与原始轧材成分及曲轴锻后的相变区冷速有关. 除了制定合理的锻后冷却制度,在生产中还应严格控制轧材的组织成分,以保证锻后曲轴质量. (3)曲轴变形非常不均匀,使得金属存在剧烈的流动. 偏析区金属的流动对曲轴的锻后组织产生了明显的影响. 这对轧材的质量的提升和曲轴锻造工艺的优化都提出了较高要求. 参考文献 [1] Chang K D, Wang P, Liu W P. Development status and applica鄄 tion prospect of non鄄quenched tempered steel. Heat Treat Met, 2011, 36(3): 80 (常开地, 王萍, 刘卫萍. 非调质钢的发展现状和应用进展. 金属热处理, 2011, 36(3): 80) [2] Zhou L Y, Jiang B, Li M Y, et al. Microstructure control of non鄄 quenched and tempered CT80 grade coiled tubing steel. Acta Met鄄 all Sinica (English Lett), 2014, 27(3): 464 [3] Chen D H, Wang Z M, Xie W L, et al. Strengthening and tough鄄 ening of non鄄quenched tempered steel. Heat Treat Met, 2011, 35 (6): 76 (陈德华, 王志明, 谢维立, 等. 非调质钢推广应用中强韧化工艺研究. 金属热处理, 2011, 35(6): 76) [4] Dong Z Q, Jiang B, Zhang C L, et al. Evolution of MnS in non鄄 quenched tempered crankshaft steel C38N2 during rolling. Trans Mater Heat Treat, 2015, 36(8): 144 (董正强, 蒋波, 张朝磊, 等. 曲轴用非调质钢 C38N2 轧制过程中 MnS 夹杂演变规律. 材料热处理学报, 2015, 36 (8): 144) [5] Zhang C L, Yang Z, Sun J H, et al. Effect of alloying elements on austenite grain growth and microstructure refinement in a non鄄 quenched steel for crankshafts. Chin J Eng, 2015, 37(2): 175 (张朝磊, 杨忠, 孙景宏, 等. 合金元素对曲轴用非调质钢奥氏体长大和组织细化的影响. 工程科学学报, 2015, 37 (2): 175) ·585·

·586. 工程科学学报，第40卷，第5期 [6]Yang H Z.Development and research of crankshaft technics.Au- 锻压技术，2006(2)：4) tomobile Parts,2010(10):19 [12]Zhao Y,Lii M G,Jiang Q H,et al.Analysis on crack formation (杨厚忠.曲轴工艺发展及研究.汽车与配件，2010(10)： of $38MnSiV microalloyed forging steel crankshaft.Heat Treat 19) Met,2012,37(12):114 [7]Peng L H.A new discussion on manufacturing the bent axle in in- (赵阳，吕梦国.姜全会，等.S38MSiV非调质钢曲轴裂纹 temal-combustion engine.Met Forming Technol,2004,22(2): 产生原因分析.金属热处理.2012,37(12)：114) 分 [13]Man T H.Gao P,He Y G,et al.Microstructure change of Nb- (彭丽华.内燃机曲轴制造技术新论.金属成形工艺，2004， V composite non-quenched and tempered steel after forging.Heat 22(2):15) Treat Met.2014,39(9）:21 [8]Alves L M,Martins P A F.Flexible forming tool concept for pro- (满廷慧，高鹏，何沂桂，等.b一V复合非调质钢锻后组织 ducing crankshafts.J Mater Process Technol,2011,211(3):467 变化.金属热处理，2014,39(9)：21) [9]Yan F,Yang W N,Jiang P.Thermal simulation test analysis of [14]Zhao Y,Yuan X Y,Chen L Q,et al.Hot deformation behavior non-quenched and tempered steel crankshaft forging.Forging and microstructural evolution of $38MnSiV micro-alloyed forging Stamping Technol,2010,35(4):16 steel.J Northeastern Unir Nat Sci,2013,34(9):1244 (颜峰，杨伟宁，蒋鹏.非调质钢曲轴锻造热模拟试验分析. (赵阳，袁晓云，陈礼清，等.S38MSiV非调质钢热变形行锻压技术，2010,35(4)：16) 为及组织演变.东北大学学报（自然科学版），2013,34(9)： [10]Ye Y.Study on the Die Forging Technology of Crankshaf with 1244) Non-quenching Steel [Dissertation ]Chongqing:Chongqing Uni- [15]He Y G,Man T H,Tan L,et al.Effect of forging process on versity of Technology,2012 Nb-V microalloyed non-quenched and tempered steels.Mater (叶阳.非调质钢曲轴模锻成形工艺研究[学位论文].重 Mech Eng,2015,39(1):29 庆：重庆理工大学，2012) (何沂桂，满廷慧，谭利，等.锻造工艺对铌-钒微合金非调 [11]Sun Q J,Wang G C,Hang Y X.et al.Numerical simulation of 质钢显微组织的影响.机械工程材料，2015,39(1)：29) crankshaft in hot forging procedure.Forging Stamping Technol, [16]Luo Y,Peng J M,Wang H B,et al.Effect of tempering on mi- 2006(2):4 crostructure and mechanical properties of a non-quenched bainitic (孙前江，王高潮，黄映霞，等曲轴锻造过程的数值模拟 steel.Mater Sci Eng A,2010,527(15):3433

工程科学学报,第 40 卷,第 5 期 [6] Yang H Z. Development and research of crankshaft technics. Au鄄 tomobile Parts, 2010(10): 19 (杨厚忠. 曲轴工艺发展及研究. 汽车与配件, 2010 (10 ): 19) [7] Peng L H. A new discussion on manufacturing the bent axle in in鄄 ternal鄄combustion engine. Met Forming Technol, 2004, 22 (2): 15 (彭丽华. 内燃机曲轴制造技术新论. 金属成形工艺, 2004, 22(2): 15) [8] Alves L M, Martins P A F. Flexible forming tool concept for pro鄄 ducing crankshafts. J Mater Process Technol, 2011, 211(3): 467 [9] Yan F, Yang W N, Jiang P. Thermal simulation test analysis of non鄄quenched and tempered steel crankshaft forging. Forging Stamping Technol, 2010, 35(4): 16 (颜峰, 杨伟宁, 蒋鹏. 非调质钢曲轴锻造热模拟试验分析. 锻压技术, 2010, 35(4): 16) [10] Ye Y. Study on the Die Forging Technology of Crankshaft with Non鄄quenching Steel [Dissertation]. Chongqing: Chongqing Uni鄄 versity of Technology, 2012 (叶阳. 非调质钢曲轴模锻成形工艺研究 [ 学位论文]. 重庆: 重庆理工大学, 2012) [11] Sun Q J, Wang G C, Hang Y X, et al. Numerical simulation of crankshaft in hot forging procedure. Forging Stamping Technol, 2006(2): 4 (孙前江, 王高潮, 黄映霞, 等. 曲轴锻造过程的数值模拟. 锻压技术, 2006(2): 4) [12] Zhao Y, L俟 M G, Jiang Q H, et al. Analysis on crack formation of S38MnSiV microalloyed forging steel crankshaft. Heat Treat Met, 2012, 37(12): 114 (赵阳, 吕梦国, 姜全会, 等. S38MnSiV 非调质钢曲轴裂纹产生原因分析. 金属热处理, 2012, 37(12): 114) [13] Man T H, Gao P, He Y G, et al. Microstructure change of Nb鄄鄄 V composite non鄄quenched and tempered steel after forging. Heat Treat Met, 2014, 39(9): 21 (满廷慧, 高鹏, 何沂桂, 等. Nb鄄鄄V 复合非调质钢锻后组织变化. 金属热处理, 2014, 39(9): 21) [14] Zhao Y, Yuan X Y, Chen L Q, et al. Hot deformation behavior and microstructural evolution of S38MnSiV micro鄄alloyed forging steel. J Northeastern Univ Nat Sci, 2013, 34(9): 1244 (赵阳, 袁晓云, 陈礼清, 等. S38MnSiV 非调质钢热变形行为及组织演变. 东北大学学报(自然科学版), 2013, 34(9): 1244) [15] He Y G, Man T H, Tan L, et al. Effect of forging process on Nb鄄鄄 V microalloyed non鄄quenched and tempered steels. Mater Mech Eng, 2015, 39(1): 29 (何沂桂, 满廷慧, 谭利, 等. 锻造工艺对铌鄄鄄钒微合金非调质钢显微组织的影响. 机械工程材料, 2015, 39(1): 29) [16] Luo Y, Peng J M, Wang H B, et al. Effect of tempering on mi鄄 crostructure and mechanical properties of a non鄄quenched bainitic steel. Mater Sci Eng A, 2010, 527(15): 3433 ·586·

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