压下率对42CrMo钢塑性成形与微结构演化的影响

蔺永诚^{1, 2}，陈明松^{1, 2}，钟  掘^{1, 2}

(1. 中南大学 机电工程学院，湖南 长沙，410083；

2. 中南大学 现代复杂装备设计与极端制造教育部重点实验室，湖南 长沙，410083)

摘  要：以热物理模拟试验为基础，得到42CrMo钢发生动态再结晶的数学模型。采用热力耦合的弹塑性有限元法对42CrMo钢圆柱试样在形变温度为1 050 ℃、应变速率为0.1 s^-1的热变形过程进行数值模拟，讨论该热变形过程中压下率对42CrMo钢试样应力/应变分布情况与微结构演化规律的影响。模拟结果表明：在热变形过程中，试样各部位变形不均匀，试样心部的等效应变最大，且变形不均匀性随着压下率增加先增大，然后趋于稳定；试样各部位的等效应力分布不均匀，其最大值一般位于心部大变形区与自由变形区和粘着区的交界处，平均等效应力在压下率约为20%时达到峰值；由于变形的不均匀性导致了动态再结晶的不等时性，动态再结晶首先发生在心部大变形区，然后，向自由变形区和粘着区延伸，而且该条件下动态再结晶临界应变约为20%；试样心部等大变形区的动态再结晶晶粒较细，而粘着区等小变形区的动态再结晶晶粒较粗大，随着压下率的增大，动态再结晶晶粒继续长大。

关键词：动态再结晶；数值模拟；微观组织；晶粒尺寸

中图分类号：TG142.33       文献标识码：A         文章编号：1672-7207(2008)05-1005-06

Effects of deformation degree on plastic formation and microstructure evolution of 42CrMo steel

LIN Yong-cheng^{1, 2}, CHEN Ming-song^{1, 2}, ZHONG Jue^{1, 2}

(1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;

2. Key Laboratory of Modern Complex Equipment Design and Extreme Manufacturing, Ministry of Education,

Central South University, Changsha 410083, China)

Abstract: Based on the results of thermo-simulation experiments, the dynamic recrystallization mathematica1 models of 42CrMo steel were derived. The effects of the deformation degree on the evolution of the stress/strain and microstructures of 42CrMo steel cylindrical specimen at elevated temperatures were simulated by integrating the thermo-mechanical coupled finite element method with the derived microstructural evolution models. The results show that the deformation of the specimen is uneven, and the effective strain at the center of the specimen is the maximum. The degree of the deformation non-uniformity firstly increases with the increase of the deformation degree, and then one stable phase appears when the deformation degree is more than 50%. The distribution of the effective stress in the specimen is also uneven, and the maximum effective stress is located at the common boundary of the large and small deformation areas. The maximum average effective stress appears when the degree of the deformation is about 20%. The deformation non-uniformity of the specimen results in the asynchronism of the dynamic recrystallization, which occurs at the center of the large deformation area firstly, and then in the small deformation areas. The critical degree of deformation for the dynamic recrystallization is about 20%. The size of the dynamic recrystallization grain of the large deformation areas is finer than that of the small deformation areas. Additionally, the size of the dynamic recrystallization grain increases with the increase of the deformation degree.

Key words: dynamic recrystallization; numerical simulation; microstructure; grain size

在热变形过程中，形变金属要经受温度和应力的双重影响，其内部组织变化十分复杂，是一种非稳态的不可逆过程。对于这一类非线性过程，采用偏微分方程的数值解法是解决这类问题的强有力工具。近年来，随着计算机技术的发展，其在热变形过程的数值模拟研究中得到广泛应用。对热变形过程的研究，若仅通过热模拟试验，则只能得到试样的真应力-真应变曲线，很难得到应力与应变在试样中各部位的分布情况。若结合数值模拟，则可以克服实验研究的不足，能得到试样在热变形过程中应力和应变的分布情况。这样，有利于更全面了解材料的高温流变行为。同时，通过回归试验结果可得到微观组织的数学模型，从而模拟出材料在热变形过程中工艺参数对其微观组织的影响规律^[1-8]。42CrMo钢是一种中碳合金结构钢，广泛应用于强度要求高、断面尺寸较大的构件上。目前，国内外研究者对它的研究主要集中在42CrMo钢的热处理工艺和抗疲劳、耐腐蚀性能等问题，而采用有限元方法探讨其在热加工成形与成形过程中微观组织演变方面的研究较少^[9-13]。因此，研究42CrMo钢在热成形过程中应力和应变分布及微观组织演变的规律是十分必要的。在此，本文作者基于大量的试验结果，回归出42CrMo钢高温塑性成形过程中的动态再结晶模型；利用热力耦合的弹塑性有限元方法，研究热变形过程中压下率对42CrMo钢试样的应力/应变分布情况以及微结构演化规律的影响。

1  实验与计算模型

1.1  热压缩模拟试验

热压缩模拟试验在GLEEBLE 1500热模拟试验机上进行，由计算机系统自动控制温度、位移、位移速度等变形条件，并采集真应力、真应变等数据。采用的试样为10 mm×15 mm(直径×高)圆柱体。实验方案为：先将试样以20 ℃/s的速度加热到1 200 ℃，保温5 min；然后，以10 ℃/s的速度冷却到变形温度(850，950，1 050和1 150 ℃)，保温10 s后进行压缩。所采用的应变速率为0.01，0.1，1，10和50 s^-1。试样热压缩完成后，立即进行水淬处理。然后，对试样轴向剖面取10个不同位置观察其金相组织，得到不同形变条件下的晶粒度。

1.2  计算动态再结晶数学模型

对实验结果^[14]进行回归分析得到如下动态再结晶数学模型^{[2, 15-16]}，

2  有限元模拟结果与讨论

当圆柱体镦粗时，由于试样变形的不均匀性，按照传统理论，宏观上将网格变形程度近似分为3个变形区，如图1所示：Ⅰ区为心部大变形区，变形量较大；Ⅱ区为粘着区，也是难变形区，变形量较小；Ⅲ区为自由变形区，变形量比大变形区的小，比粘着区的大^[3]。本文主要是模拟圆柱形42CrMo钢试样在形变温度为1 050 ℃、平均应变速率为0.1 s^-1时的热压缩过程，讨论热变形过程中压下率对42CrMo钢试样的应力/应变分布情况以及微结构演化规律的影响。在模拟过程中，试样边界条件设置如下：环境温度为   20 ℃，试样与空气的对流系数为0.02 N?s^-1?mm^-1?℃^-1；模具温度为20 ℃；试样与模具的传热系数为        5 N?s^-1?mm^-1?℃^-1；试样与模具的摩擦因数为0.3；变形抗力运用该变形工艺下的实测数据。

图1  压缩变形后试样的不均匀性

Fig.1  Non-uniformity of deformed specimen

2.1  压下率对42CrMo钢塑性成形的影响

2.1.1 压下率对42CrMo钢等效应变的影响

图2所示为42CrMo钢试样在压下率分别20%，40%和60%时的等效应变分布图(根据圆柱体试样的轴对称性，取1/2圆柱进行分析)，纵坐标表示具有某一应变的节点百分数。由图2可见，试样的变形不均匀性比较严重，心部的等效应变较大，自由变形区与粘着区的等效应变较小。图3所示为热变形过程中42CrMo钢试样的压下率与等效应变标准偏差的关系。由图3可以看出，当压下率从10%增至50%时，随着压下率的增大，等效应变的标准偏差迅速增加，这说明压下率越大，变形越不均匀；当压下率从50%增至70%时，随着压下率的增大，等效应变的标准偏差变化较小，说明当压下率达到一定程度后，变形的不均匀性基本趋于稳定。图4所示为热变形过程中42CrMo钢试样的压下率与等效应变最大/最小值的关系。它表明当压下率较小时，尤其是在压下率从10%增至50%的过程中，等效应变最大值与最小值之比增大。在压下率由50%增至70%的过程中，等效应变最小值的增大速度加快，而等效应变最大值的增大速度有所减缓。随着压下率的增大，两者的增速近似相等。所以，当压下率达到某一程度后，标准偏差基本不变，变形的不均匀性趋于稳定。

压下率：(a) 20%；(b) 40%；(c) 60%

图2  42CrMo钢压下率分别为20%, 40%和60%时的等效应变分布图

Fig.2  Distributions of effective strain with deformation degree of 20%, 40% and 60% for 42CrMo steel

图3  42CrMo钢等效应变标准偏差与压下率的关系

Fig.3  Relationship between standard deviation of effective strain and deformation degree for 42CrMo steel

1—最小等效应变；2—最大等效应变；3—平均等效应变

图4  42CrMo钢等效应变与压下率的关系

Fig.4  Relationship between effective strain and deformation degree for 42CrMo steel

2.1.2  压下率对42CrMo钢等效应力的影响

图5所示为42CrMo钢试样在压下率分别为20%，40%和60%时的等效应力分布图，纵坐标表示具有某一应力的节点百分数。图5表明，试样各部位的等效应力分布不均匀，边沿部位和心部大变形区等变形量大之处，等效应力也较大；自由变形区与粘着区等变形量小之处，等效应力也较小。等效应力的最大值一般出现在心部大变形区与自由变形区和粘着区的交界处以及试样边沿。图6所示为压下率与平均等效应力、等效应力最大值之间的关系。由图6可知，平均等效应力与等效应力最大值的变化规律在压下率小于40%时基本相同；在压下率由10%增至20%的过程中，两者都迅速增大，并都在20%左右达到峰值；当压下率由20%继续增大时，两者迅速降低。这主要是由于试样在压下率将要达到20%时，试样内部的应变达到发生动态再结晶的临界应变(ε_c=0.172)，从而开始发生动态再结晶。随着动态再结晶的不断进行，试样宏观表现出软化现象。因此，等效应力在20%左右达到峰值后并逐渐降低。但当压下率增至40%后，平均等效应力与等效应力最大值的变化趋势略有不同，平均等效应力继续减少，但速度随压下率的增大而减小，最后，基本上趋于稳定；等效应力最大值不再随压下率的增大而减小，而是趋于稳定，这是应力分布不均匀造成的。当压下率增大时，应力分布的不均匀性也增大。故当平均应力减小量不大时，等效应力最大值基本不变。

压下率：(a) 20%；(b) 40%；(c) 60%

图5  压下率分别为20%，40%和60%时42CrMo钢的等效应力分布图

Fig.5  Distributions of effective stress with deformation degree of 20%, 40% and 60% for 42CrMo steel

1—平均等效应力；2—最大等效应力

图6  42CrMo钢等效应力最大值/平均等效应力与压下率的关系

Fig.6  Relationship between maximum/average effective stress and deformation degree for 42CrMo steel

2.2  压下率对42CrMo钢微结构的影响

2.2.1  压下率对动态再结晶体积分数的影响

图7所示为42CrMo钢试样在压下率分别为20%，40%和60%时动态再结晶体积分数分布情况，纵坐标表示具有某一动态再结晶体积分数的节点百分数。由图7可知，动态再结晶首先在心部的大变形区发生，然后，向自由变形区和粘着区延伸。图8所示为压下率与动态再结晶体积分数的关系。可见，在形变的初始阶段，试样的动态再结晶体积分数几乎为0，也就是说，只有当压下率达到一定程度时(约为20%)，才开始发生动态再结晶，且在动态再结晶初始阶段，动态再结晶体积分数增速缓慢，但随着压下率不断增大，动态再结晶体积分数的增速加快，并达到最大值。然后，动态再结晶体积分数的增速随压下率的增大而减小。最后，当压下率达到一定值(约为65%)时，动态再结晶体积分数达到100%，这表明材料发生了完全的动态再结晶。此外，由图中动态再结晶体积分数分布的标准偏差可知，试样的动态再结晶发生部位的不均匀性先增大后减少，最后，当动态再结晶达到100%后动态结晶体积分数分布变均匀，此时，动态再结晶体积分数分布标准偏差几乎为0。

压下率：(a) 20%；(b) 40%；(c) 60%

图7  压下率分别为20%，40%和60%时42CrMo钢动态再结晶体积分数分布图

Fig.7  Distributions of dynamic recrystallization percent with deformation degree of 20%, 40% and 60% for 42CrMo steel

图8  42CrMo钢动态再结晶体积分数与压下率的关系曲线

Fig.8  Relationship between dynamic recrystallization fraction and deformation degree for 42CrMo steel

2.2.2  压下率对动态再结晶尺寸的影响

图9所示为42CrMo钢试样在压下率分别为20%，40%和60%时的动态再结晶晶粒尺寸分布图，纵坐标表示具有某一动态再结晶尺寸的节点百分数。由图9可以看出，动态再结晶晶粒尺寸的分布规律为：在变形程度较大的部位，动态再结晶晶粒尺寸较小，而在变形程度较小的部位，动态再结晶晶粒尺寸较大。这是由于心部等大变形区域的位错产生率、位错密度以及储存在变形体中的变形能均较高，有利于再结晶形核，从而导致单位体积内的晶界增加，晶粒细化。同时，当压下率为20%时，平均动态再结晶晶粒尺寸为57.65 ，然后，平均动态再结晶晶粒平均尺寸随着试样压下率的增加而增大；当压下率为60%时，平均动态再结晶晶粒尺寸已达到75.35 。这是由于随着形变过程的不断进行，动态再结晶晶粒逐渐长大；当应变速率一定时，压下率越大，压下的时间就越长，可供晶粒长大的时间就越长，因而，动态再结晶晶粒尺寸也越大。但由于动态再结晶是一个反复发生的过程，在动态再结晶晶粒不断长大的同时，新晶粒也不断产生，这样，随着压下率的继续增大，平均动态再结晶晶粒将不会有较大的增长。

压下率：(a) 20%；(b) 40%；(c) 60%

图9  压下率分别为20%，40%和60%时42CrMo钢的动态再结晶晶粒尺寸分布图

Fig.9  Distributions of dynamic recrystallization grain size with deformation degree of 20%, 40% and 60% for 42CrMo steel

3  结  论

a. 在热变形过程中，试样各部位的等效应变分布不均匀，心部的等效应变较大，自由变形区与粘着区的等效应变较小。等效应变不均匀性随压下率的增大而越明显；当压下率达到一定程度时，等效应变不均匀性基本趋于稳定。

b. 在热变形过程中，试样各部位的等效应力分布也是不均匀的，其最大值一般分布在心部大变形区与自由变形区和粘着区的交界处；等效应力在压下率为20%左右达到峰值。

c. 动态再结晶首先在心部的大变形区发生，然后，向自由变形区和粘着区延伸；只有当压下率达到约20%时，才开始发生动态再结晶；随着压下率的不断增加，动态再结晶体积分数不断升高；当压下率达到约65%时，动态再结晶体积分数达到100%，这表明材料发生了完全的动态再结晶。

d. 试样各部位的动态再结晶晶粒尺寸不均匀，心部等大变形区的动态再结晶晶粒较细，而粘着区等小变形区的动态再结晶晶粒较粗大。

参考文献：

[1] Poelt P, Sommitsch C, Mitsche S, et al. Dynamic recrystallization of Ni-base alloys—Experimental results and comparisons with simulations[J]. Mater Sci Eng A,2006, 420(1/2): 306-314.

[2] Jeong H S, Cho J R, Park H C. Microstructure prediction of Nimonic 80 A for large exhaust valve during hot closed die forging[J]. J Mater Process Technol, 2005, 162/163: 504-511.

[3] 张 斌, 李 波, 张鸿冰. 35CrMo钢动态再结晶过程数值模拟与试验研究[J]. 锻压技术, 2004, 29(6): 36-39.
ZHANG Bin, LI Bo, ZHANG Hong-bing. Value simulation and experiment study of dynamic re-crystal process of 35CrMo steel[J]. Forging & Stamping Technology, 2004, 29(6): 36-39.

[4] 张新明, 彭卓凯, 邓运来, 等. Mg-9Gd-4Y-0.6Mn合金在293~723 K时的变形行为及微观组织演变[J]. 中南大学学报: 自然科学版, 2006, 37(2): 223-228.
ZHANG Xin-ming, PENG Zhuo-kai, DENG Yun-lai, et al. Deformation behavior and microstructure evolution of Mg-9Gd-4Y-0.6Mn alloy at 293-723 K[J]. J Cent South Univ: Science and Technology, 2006, 37(2): 223-228.

[5] 刘建生, 王仲仁, 卢志永. 曲轴RR镦锻成形的数值模拟与缺陷预测[J]. 中国机械工程, 2001, 12(4): 429-432.
LIU Jian-sheng, WANG Zhong-ren, LU Zhi-yong. Numerical simulation and defect prediction of RR upsetting process of crankshaft[J]. Mechanical Engineering of China, 2001, 12(4): 429-432.

[6] Liu Y, Lin J. Modelling of microstructural evolution in multipass hot rolling[J]. J Mater Process Technol, 2003, 143/144: 723-728.

[7] Park J J. Prediction of the flow stress and grain size of steel during thick-plate rolling[J]. J Mater Process Technol, 2001, 113(1/3): 581-586.

[8] Brooks J W, Dean T A, Hu Z M, et al. Three-dimensional finite element modelling of a titanium aluminide aerofoil forging[J]. J Mater Process Technol, 1998, 80/81: 149-155.

[9] Celik A,Karadeniz S. Improvement of the fatigue strength of AISI 4140 steel by an ion nitriding process[J]. Surf Coat Technol, 1995, 72 (3) 169-173.

[10] 赵莉萍, 刘宗昌, 杨 慧, 等. 42CrMo 钢的贝氏体组织相变[J]. 特殊钢, 2004, 25(4): 21-23.
ZHAO Li-ping, LIU Zhong-chang, YANG Hui, et al. Transformation of Bainitic structure of steel 42CrMo[J]. Special Steel, 2004, 25(4): 21-23.

[11] 王毛球, 董 瀚, 惠卫军, 等. 热处理对42CrMo钢的耐延迟断裂性能的影响[J]. 金属学报, 2002, 38(7): 715-719.
WAND Mao-qiu, DONG Han, HUI Wei-jun, et al. Effect of heat treatment on delayed fracture resistance of structural steel 42CrMo[J]. Acta Metalluragica Sinica, 2002, 38(7): 715-719.

[12] 赵绪国. 42CrMo曲轴坏的工艺改正[J]. 机械工程与自动化, 2006, 137(4): 167-169.
ZHAO Xu-guo. Improvement of heat treatment process of 42CrMo steel crankshaft[J]. Mechanical Engineering & Automation, 2006, 137(4): 167-169.

[13] Sarioglu F. The effect of tempering on susceptibility to stress corrosion cracking of AISI 4140 steel in 33 odium hydroxide at 80 [J]. Mater Sci Eng A, 2001, 315(1/2): 98-102.

[14] 蔺永诚, 陈明松, 钟 掘. 42CrMo钢的热压缩流变应力行为[J]. 中南大学学报: 自然科学版, 2008, 39(3): 549-553.
LIN Yong-cheng, CHEN Ming-song, ZHONG Jue. Flow stress behaviors of 42CrMo steel during hot compression[J]. J Cent South Univ: Science and Technology, 2008, 39(3): 549-553.

[15] Li X T, Wang M T, Du F S. The coupling thermal–mechanical and microstructural model for the FEM simulation of cross wedge rolling[J]. J Mater Process Technol,2006, 172(2): 202-207.

[16] Cho J R, Jeong H S, Cha D J, et al. Prediction of microstructural evolution and recrystallization behaviors of a hot working die steel by FEM[J]. J Mater Process Technol,2005,160(1): 1-8.

通信作者：蔺永诚(1976-)，男，湖南浏阳人，博士，副教授，从事材料的高温流变特性及锻造成形工艺数字化仿真研究；电话：0731-8830294；E-mail: yclin@mail.csu.edu.cn