模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响

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·

杨勇等：模锻变形对曲轴用非调质钢1538MV显微组织的影响 ·581· (a 上模 下模 (c) 图2模锻过程中的金属流动.(a)轧材：(b)主轴颈：(c)连杆轴颈 Fig.2 Metal flow during forging process:(a)rolled product;(b)main joumal;(e)rod joumal a 温度℃ (b) 温度℃ 1150 1150 1100 1100 1050 1050 1000 1000 图3模锻后的温度分布.(a)主轴颈：(b)连杆轴颈 Fig.3 Temperature distribution after forging:(a)main joumal;(b)rod journal 连杆轴颈分型面外侧边部的温度较高. 3显微组织分析 2.3模锻后的应变分布 模锻后曲轴主轴颈和连杆轴颈的应变分布如图 3.1轧材不同位置显微组织及成分分析 4所示.可见，主轴颈和连杆轴颈的表面应变值都 轧材显微组织及统计结果分别如图5和图6所 比心部高，在靠近飞边的模口处由于金属变形剧烈， 示.轧材的显微组织为珠光体+铁素体.从轧材的 应变值较大.另外，由于连杆轴颈截面小、变形量 表面到心部，终轧温度逐渐升高，变形量逐渐减小， 大，连杆轴颈的应变值整体都高于主轴颈. 因此奥氏体平均晶粒尺寸逐渐增大.轧材表面的奥 a 应变/mm·mm 应变/(mm·mm) 4.00 4.00 2.67 2.67 33 133 图4模锻后的应变分布.(a)主轴颈：(b)连杆轴颈 Fig.4 Stress distribution after forging:(a)main journal;(b)rod journal

杨 勇等: 模锻变形对曲轴用非调质钢 1538MV 显微组织的影响 图 2 模锻过程中的金属流动. (a) 轧材; (b) 主轴颈; (c) 连杆轴颈 Fig. 2 Metal flow during forging process: (a) rolled product; (b) main journal; (c) rod journal 图 3 模锻后的温度分布. (a) 主轴颈; (b) 连杆轴颈 Fig. 3 Temperature distribution after forging: (a) main journal; (b) rod journal 连杆轴颈分型面外侧边部的温度较高. 图 4 模锻后的应变分布. (a) 主轴颈; (b) 连杆轴颈 Fig. 4 Stress distribution after forging: (a) main journal; (b) rod journal 2郾 3 模锻后的应变分布 模锻后曲轴主轴颈和连杆轴颈的应变分布如图 4 所示. 可见,主轴颈和连杆轴颈的表面应变值都 比心部高,在靠近飞边的模口处由于金属变形剧烈, 应变值较大. 另外,由于连杆轴颈截面小、变形量 大,连杆轴颈的应变值整体都高于主轴颈. 3 显微组织分析 3郾 1 轧材不同位置显微组织及成分分析 轧材显微组织及统计结果分别如图 5 和图 6 所 示. 轧材的显微组织为珠光体 + 铁素体. 从轧材的 表面到心部,终轧温度逐渐升高,变形量逐渐减小, 因此奥氏体平均晶粒尺寸逐渐增大. 轧材表面的奥 ·581·

.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·

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