轉向節鍛件枝丫結構淬火裂紋形成機理

楊 杰， 汪 西， 周 杰， 武建祥， 屈志遠， 代合平， 彭海軍

(1. 湖北三環鍛造有限公司， 湖北 襄陽 441700;2. 重慶大學 材料科學與工程學院， 重慶 400044; 3. 重慶杰品科技股份有限公司， 重慶 401329)

42CrMo鋼屬于中碳低合金高強度結構鋼[1-3]，常用于制造汽車轉向節。轉向節是汽車上安全等級較高的關鍵零部件，承受復雜多變的沖擊載荷，要求具有較高的綜合力學性能。隨著節能環保要求的不斷提高，轉向節向著輕量化、結構和功能精細化方向發展，這就造成轉向節鍛件拔模斜度小、各部分之間過度圓角小，結構尺寸變化大的特點[4]。由于轉向節鍛件結構差異大、淬火條件苛刻等原因，常常導致轉向節鍛件淬火后出現裂紋。

以某商用汽車轉向節為例，原材料為42CrMo鋼，其生產工藝流程為鍛造—切邊—調質—機加工；技術要求為鍛件軸部距表面15 mm處抗拉強度為900～1100 MPa，伸長率≥12%。該轉向節裂紋常常出現在調質之后，若采用普通PVP淬火劑進行淬火，則鍛件的淬透層深度太淺，回火后的力學性能無法滿足使用要求，因此需要采用淬火烈度更高的淬火劑進行淬火。PAG水基淬火劑的淬透性能介于水和油基淬火劑之間，所以采用PAG淬火劑對該轉向節進行淬火，從而滿足轉向節鍛件特定檢測位置處的力學性能要求[5-6]。本文通過對該型號轉向節鍛件的宏觀結構和裂紋區域微觀組織進行分析，結合鍛造、淬火工藝過程的數值模擬，著重研究了該型號轉向節鍛件在淬火過程中產生裂紋的原因。

1 轉向節鍛件淬火裂紋

1.1 轉向節鍛件結構

圖1為某轉向節鍛件的三維結構，其桿部長210 mm，桿部上面連接兩個“耳朵”結構，分別稱為高耳和低耳，高耳高120 mm，低耳高85 mm。高耳和低耳旁邊分別連接1個和2個“枝丫”結構，為了加以區分，將高耳旁邊的“枝丫”稱為單枝，低耳旁邊的“枝丫”稱為雙枝，單枝長100 mm、寬45 mm、高41.6 mm，雙枝長70 mm，寬度、厚度與單枝相同。分析該轉向節鍛件結構，發現耳朵與枝丫的過度圓角為R10 mm，兩部分在結合處的幾何形狀變化大。

圖1 轉向節鍛件的三維結構Fig.1 3D structure of the steering knuckle forging

1.2 淬火裂紋位置及宏微觀形貌

實際生產中，該轉向節鍛件采用PAG水基淬火劑，利用鍛后余熱進行淬火，淬火設備為連續淬火爐。淬火工藝如圖2(a)所示，轉向節鍛造、切邊后放入連續淬火爐，經820 ℃和840 ℃兩個溫度區間保溫140 min 后進行淬火。淬火后常常在轉向節鍛件單枝處出現裂紋，如圖2(b)所示，裂紋一共有兩條：一條與單枝長度方向平行，稱為縱向裂紋；另一條出現在高耳與單枝結合圓角根部，大致與單枝長度方向垂直，稱為橫向裂紋。

圖2 轉向節鍛件淬火工藝(a)與淬火后裂紋出現位置及形狀(b)Fig.2 Quenching process(a) and quenching crack positions and shapes(b) of the steering knuckle forging

圖3為轉向節鍛件單枝縱向裂紋的宏觀形貌，可見，裂紋在表面擴展方向的長度約為45 mm，在深度擴展方向上的最深處約10 mm；裂紋末端尖銳，整個裂紋寬度較小，裂紋末端尖直，與典型淬火裂紋結構非常相似。

圖3 轉向節鍛件單枝縱向裂紋的宏觀形貌(a)表面擴展方向；(b)深度擴展方向Fig.3 Macromorphologies of longitudinal crack at single branch of the steering knuckle forging(a) surface propagation direction; (b) depth propagation direction

圖4為轉向節鍛件單枝縱向裂紋沿深度方向的微觀形貌。由圖4(a)可見，在距離裂紋約2 mm處觀察到呈黑色彎曲線條形狀的非金屬夾雜，鍛造使原材料中的金屬夾雜發生了彎曲。由圖4(b)可見，在裂紋附近觀察到呈曲折線條形狀的非金屬夾雜，夾雜長度方向與裂紋表面擴展方向大致相同，夾雜具有明顯的方向性。根據GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》進行分析可知，圖4(a)中的夾雜端部呈圓角，為A類硫化物類粗系夾雜，夾雜長度約為300 μm，夾雜等級為1.5級；圖4(b)中的夾雜端部尖銳，為C類硅酸鹽類粗系夾雜，夾雜長度約為500 μm，夾雜等級為2.5級。

圖4 轉向節鍛件單枝縱向裂紋的微觀形貌(a)距裂紋2 mm處；(b)裂紋附近位置Fig.4 Micromorphologies of longitudinal crack at single branch of the steering knuckle forging(a) 2 mm from the crack; (b) vicinity of the crack

圖5為轉向節鍛件單枝縱向裂紋的顯微組織。可見，在裂紋表面擴展方向和深度擴展方向上的顯微組織均為回火索氏體+少量鐵素體，根據GB/T 13320—2007《鋼制模鍛件 金相組織評級圖及評定方法》評定顯微組織等級為3級，且裂紋處無氧化脫碳，可確定該裂紋為淬火裂紋。

圖5 轉向節鍛件單枝縱向裂紋處的顯微組織(a)表面擴展方向；(b)深度擴展方向Fig.5 Microstructure of the longitudinal crack at the single branch of the steering knuckle forging(a) surface propagation direction; (b) depth propagation direction

另外，轉向節橫向裂紋的宏觀形貌、顯微組織與縱向裂紋相似，微觀形貌中夾雜方向與裂紋表面擴展方向垂直，夾雜被裂紋切斷。

1.3 裂紋形成原因分析

鍛件淬火時存在易出現淬火裂紋的危險臨界尺寸，該危險尺寸與淬火劑特性和淬火工藝有關。研究表明[7]，42CrMo鋼油淬的危險尺寸為φ36～41 mm，水淬危險尺寸為φ45～50 mm。PAG水基淬火劑的淬透性能介于水和油基淬火劑之間，因此其淬火危險尺寸應介于上述危險尺寸之間[4]。該轉向節鍛件單枝寬45 mm，高41.6 mm，剛好處于危險尺寸范圍內，所以易出現淬火縱向裂紋。另外，該轉向節鍛件高耳高120 mm，厚90 mm，高耳與單枝過度圓角R10 mm；高耳與單枝結構差異大，結合部位形狀變化劇烈，因此在淬火過程中，易在結合部位形成應力集中，造成單枝淬火橫向裂紋。圖2中橫向裂紋出現位置在高耳與單枝過度圓角底部，該位置恰好是鍛件形狀變化劇烈的地方。

2 轉向節鍛件鍛造、淬火工藝數值模擬

2.1 轉向節鍛件鍛造模擬

在轉向節鍛件縱向裂紋處低倍形貌觀察中，發現了帶狀夾雜且呈現一定方向性；帶狀夾雜在經過酸煮或酸蝕后會呈現出一條條的流線，稱為金屬流線。由于鍛件組織中金屬流線的存在，會使其力學性能呈現各向異性，垂直于金屬流線方向和平行于金屬流線方向的塑性、韌性有明顯的差別。變形量越大，垂直于金屬流線方向的塑性、韌性下降越明顯，其力學性能各向異性越嚴重[8]。

鍛造數值模擬仿真軟件除了可以準確模擬鍛件的充填性能、預測折疊產生趨勢外，還可以對鍛件金屬流線的發展趨勢進行模擬[9]。結合鍛造數值模擬仿真軟件，根據實際生產工藝參數對轉向節鍛件鍛造過程進行數值模擬，得到轉向節鍛件對稱面金屬流線分布，如圖6所示。由圖6可知，轉向節鍛件單枝金屬流線方向與長度方向平行，與圖4所示非金屬夾雜的形態吻合。由于單枝金屬流線分布具有一定方向性，因此單枝各向異性差異較大，垂直于流線方向力學性能差。鍛件淬火時，當淬火應力達到單枝的強度極限時，單枝沿流線方向開裂。由于單枝上表面流線間距小于下表面，因此單枝上表面金屬變形量大于下表面，單枝沿上表面開裂的傾向大于下表面，所以在實際生產中發現單枝開裂往往出現在單枝上表面，且單枝裂紋沿長度方向擴展。

圖6 轉向節鍛件對稱面的金屬流線分布Fig.6 Metal streamline distribution on symmetrical surface of the steering knuckle forging

2.2 轉向節鍛件淬火模擬

不同淬火劑的冷卻特性不同，在進行淬火工藝的數值模擬前需要獲知具體的淬火工藝參數及在該淬火工藝條件下，零件表面與淬火液的綜合熱交換系數。在實際生產中該轉向節鍛件加熱至840 ℃保溫140 min后采用PAG水基淬火液進行淬火，淬火劑濃度3%～5%，淬火液溫度為40 ℃。通過反傳熱法可以獲得試樣與淬火液在不同溫度時的綜合熱交換系數[10-12]，其原理是：通過淬火試驗設備檢測出試樣淬火時內部某點的冷卻曲線，再將試樣模型與檢測數據帶入到數值模擬軟件中，通過逆向求解得出材料在特定淬火劑和淬火工藝條件下的綜合熱交換系數。

淬火試驗所用設備為專用淬火劑淬火特性檢測設備，試驗探頭為Inconel 600鎳基高溫合金材料，該材料的熱阻與熱熔比42CrMo鋼略低，用該材料測得的冷卻曲線可作為42CrMo鋼冷卻曲線的參考。探頭形狀為φ12.5 mm×60 mm的圓柱體，探頭一端面中心打有一小盲孔，通過盲孔將熱敏電偶置入探頭中心采集試驗數據，得出淬火冷卻曲線，如圖7(a)紅色曲線所示。將冷卻曲線帶入到數值模擬軟件中，采用反傳熱法計算得到試樣表面綜合換熱系數，如圖7(b)所示，從圖7可知，在350 ℃時試樣表面綜合換熱系數出現最大值，約為4.7 N/(s·mm·℃)；模擬過程通過反傳熱法得到冷卻曲線并不斷縮小擬合冷卻曲線與試驗數據的誤差，最終得到試樣中心冷卻曲線，如圖7(a)綠色曲線所示，對比試驗檢測獲得的冷卻曲線和模擬獲得的冷卻曲線，發現模擬曲線與試驗數據擬合較好，因此認為通過反傳熱法獲得的試樣表面綜合換熱系數較為準確。

圖7 淬火冷卻曲線(a)與綜合熱交換系數曲線(b) Fig.7 Cooling curves(a) and heat exchange coefficient curve(b) in quenching process

將轉向節鍛件的三維模型和反傳熱法獲得的綜合熱交換系數導入數值模擬軟件中，再根據實際淬火工藝進行參數設置，得出淬火過程中轉向節鍛件的溫度場、應力場、顯微組織分布等情況。淬火冷卻102 s時，高耳和單枝結合部位的溫度場分布、馬氏體組織場和應力場分布如圖8所示。由圖8(a, b)可知，此時單枝整體溫度在230 ℃以下，冷卻均勻，馬氏體含量在75%以上，馬氏體含量梯度較小；高耳心部最高溫度627 ℃，表面溫度達到176 ℃以下，高耳溫度場梯度大，高耳心部組織尚未開始轉變形成馬氏體，表面冷卻充分的局部馬氏體含量達到87.5%以上，高耳馬氏體場梯度大。單枝和高耳結合部位形狀變化大，溫度場、馬氏體場梯度大，在結合部位的溫度場、馬氏體場分布不均勻會引起淬火應力集中，如圖8(c)所示。可見，結合部位圓角根部最大主應力為拉應力，在150～200 MPa之間，其他部位最大主應力較小。對結合部位圓角根部應力值較大的3處(圖8(c)中P1、P2、P3處)在淬火過程中的應力狀態進行分析，結果如圖8(d)所示。可見，這3處在淬火過程中的最大主應力均出現了2個 峰值，這是因為轉向節鍛件在淬火過程中除了由熱脹冷縮引起的熱應力外，還會產生因相轉變不同時性引起的組織應力[13]。在淬火過程中，結合部位首先發生奧氏體單相冷卻，表面熱應力急劇增大，形成第1個拉應力峰值；之后結合部位由表面向心部開始發生馬氏體轉變，馬氏體膨脹導致表面拉應力逐漸釋放直到表面受壓，最大主應力形成第一個波谷；最后馬氏體轉變進行到一定程度時，表面馬氏體冷卻形成拉應力，在淬火冷卻到102 s左右時形成第二個波峰，此時由于結合部位形狀變化大，淬火過程中受力情況復雜，而馬氏體硬而脆，易因組織應力集中而產生橫向裂紋。

圖8 轉向節鍛件單枝處淬火冷卻102 s時的數值模擬結果(a)溫度場；(b)馬氏體場；(c)最大主應力場；(d)最大主應力曲線Fig.8 Numerical simulation results at single branch of the steering knuckle forging when quenching for 102 s(a) temperature field; (b) martensite field; (c) maximum principal stress field; (d) maximum principal stress curves

3 結論

1) 轉向節鍛件單枝結構尺寸長100 mm、寬45 mm、厚41.6 mm，處于淬火危險尺寸范圍，且單枝處金屬流線方向與單枝長度方向平行，并存在沿金屬流線方向的夾雜，造成單枝各向異性嚴重，垂直于流線方向的力學性能較低，淬火時易形成縱向裂紋。

2) 轉向節鍛件單枝與高耳結合部位在淬火過程中的溫度場、馬氏體組織場分布梯度大，易導致淬火應力集中，形成淬火橫向裂紋。