热处理对B1500HS钢激光拼焊板力学性能的影响

第36卷第11期 北京科技大学学报 Vol.36 No.11 2014年11月 Journal of University of Science and Technology Beijing NoV.2014 热处理对B1500HS钢激光拼焊板力学性能的影响 崔栋”，王宝雨》四，周靖”，徐伟力2)，罗爱辉2》，洪振军2) 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)宝钢股份研究院汽车用钢研究所，上海201900 3)汽车用钢开发与应用技术国家重点实验室（宝钢集团），上海201900 ☒通信作者，E-mail:bywang(@ustb.cdu.cm 摘要利用单轴拉伸试验机，扫描电子显微镜、能量色散谱仪、光学显微镜、维氏硬度仪等研究了热处理前后B1500HS钢激 光拼焊板的淬火性能.结果表明：热处理前B1500HS钢拼焊板焊缝强度远高于母材区，硬度分布极不均匀：热处理后， B1500HS钢拼焊板的元素分布几乎没有变化，整体强度有了大幅的提高，但塑性下降程度较大，其中横向塑性最差，经维氏硬 度测试，发现焊缝至母材区的硬度过渡平滑.硬度值平滑过渡使得应力和应变分布更加均匀，保证了母材和焊缝力学性能的 良好连续性，可以显著提高B1500HS钢拼焊板的成形性能. 关键词硼钢：激光焊接：焊缝：热处理：力学性能 分类号TG142.33 Effect of heat treatment on the mechanical properties of B1500HS steel laser tailor welded blanks CUl Dong,WANG Bao-yu,ZHOU Jing,XU Wei-i2),LUO Ai-hui),HONG Zhen-jun) 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Automobile Steel Research Institute,Baoshan Iron and Steel Co.,Ltd.,Shanghai 201900 3)State Key Laboratory of Development and Application Technology of Automotive Steels (Baosteel Group),Shanghai 201900 Corresponding author,E-mail:bywang@ustb.edu.cn ABSTRACT The microstructure and mechanical properties of B1500HS laser tailor welded blanks before and after hardening heat treatment were studied by optical microscopy,scanning electron microscopy,energy dispersive spectrometry,uniaxial tensile testing, and Vickers hardness testing.Before the heat treatment,the strength of the laser tailor welded blanks is much higher than that of the base metal,and the hardness is very unevenly distributed.After the heat treatment,the element distribution of the laser tailor welded blanks has almost no change,the overall strength is greatly improved,the plasticity greatly declines,the lateral plastic is the worst, and the hardness from the weld to base metal smoothly changes.This smooth transition of hardness makes the stress and strain distribu- tion more uniform,ensures the good continuity of mechanical properties between the base material and the weld,and can significantly improve the formability of the laser tailor welded blanks. KEY WORDS boron steel:laser welding:welds:heat treatment:mechanical properties 随着汽车工业的快速发展，汽车在对现代社术，以此来达到减轻汽车重量的目的.目前，将可 会生活产生巨大影响的同时也带来了资源、环境、淬火硼钢通过热冲压技术成形，并越来越多地应 安全等问题.人们希望通过改变汽车的结构设计， 用到车身结构安全件上，己经成为汽车轻量化研 找到新的轻量化材料并采用先进的制造工艺技 究关注的重点-习. 收稿日期：201406-16 基金项目：高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20120006110017)：宝钢汽车用钢开发与应用技术国家重点实验室开放课题：现代交 通金属材料与加工技术北京实验室资助项目 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.11.011;http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 11 期 2014 年 11 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 11 Nov． 2014 热处理对 B1500HS 钢激光拼焊板力学性能的影响 崔 栋1) ，王宝雨1) ，周 靖1) ，徐伟力2，3) ，罗爱辉2，3) ，洪振军2，3) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 宝钢股份研究院汽车用钢研究所，上海 201900 3) 汽车用钢开发与应用技术国家重点实验室( 宝钢集团) ，上海 201900  通信作者，E-mail: bywang@ ustb． edu． cn 摘 要 利用单轴拉伸试验机、扫描电子显微镜、能量色散谱仪、光学显微镜、维氏硬度仪等研究了热处理前后 B1500HS 钢激 光拼焊板的淬火性能． 结果表明: 热处理前 B1500HS 钢拼焊板焊缝强度远高于母材区，硬度分布极不均匀; 热处理后， B1500HS 钢拼焊板的元素分布几乎没有变化，整体强度有了大幅的提高，但塑性下降程度较大，其中横向塑性最差，经维氏硬 度测试，发现焊缝至母材区的硬度过渡平滑． 硬度值平滑过渡使得应力和应变分布更加均匀，保证了母材和焊缝力学性能的 良好连续性，可以显著提高 B1500HS 钢拼焊板的成形性能． 关键词 硼钢; 激光焊接; 焊缝; 热处理; 力学性能 分类号 TG 142. 33 Effect of heat treatment on the mechanical properties of B1500HS steel laser tailor welded blanks CUI Dong1) ，WANG Bao-yu1)  ，ZHOU Jing1) ，XU Wei-li2，3) ，LUO Ai-hui2，3) ，HONG Zhen-jun2，3) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Automobile Steel Ｒesearch Institute，Baoshan Iron and Steel Co． ，Ltd． ，Shanghai 201900 3) State Key Laboratory of Development and Application Technology of Automotive Steels ( Baosteel Group) ，Shanghai 201900  Corresponding author，E-mail: bywang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The microstructure and mechanical properties of B1500HS laser tailor welded blanks before and after hardening heat treatment were studied by optical microscopy，scanning electron microscopy，energy dispersive spectrometry，uniaxial tensile testing， and Vickers hardness testing． Before the heat treatment，the strength of the laser tailor welded blanks is much higher than that of the base metal，and the hardness is very unevenly distributed． After the heat treatment，the element distribution of the laser tailor welded blanks has almost no change，the overall strength is greatly improved，the plasticity greatly declines，the lateral plastic is the worst， and the hardness from the weld to base metal smoothly changes． This smooth transition of hardness makes the stress and strain distribu￾tion more uniform，ensures the good continuity of mechanical properties between the base material and the weld，and can significantly improve the formability of the laser tailor welded blanks． KEY WOＲDS boron steel; laser welding; welds; heat treatment; mechanical properties 收稿日期: 2014--06--16 基金项目: 高等学校博士学科点专项科研基金资助项目( 20120006110017) ; 宝钢汽车用钢开发与应用技术国家重点实验室开放课题; 现代交 通金属材料与加工技术北京实验室资助项目 DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 11． 011; http: / /journals． ustb． edu． cn 随着汽车工业的快速发展，汽车在对现代社 会生活产生巨大影响的同时也带来了资源、环境、 安全等问题． 人们希望通过改变汽车的结构设计， 找到新的轻量化材料并采用先进的制造工艺技 术，以此来达到减轻汽车重量的目的． 目前，将可 淬火硼钢通过热冲压技术成形，并越来越多地应 用到车身结构安全件上，已经成为汽车轻量化研 究关注的重点［1--3］．

·1498 北京科技大学学报 第36卷 热冲压工艺是先在加热装置中将硼钢板加热并 表1B1500HS钢的化学成分（质量分数） 保温一段时间使板料完全奥氏体化，然后把高温板 Table 1 Chemical composition of B1500HS steel % 料用转移装置快速转移到热冲压模具中进行冲压成 Si Mn Cr Ni Mo B Al Ti Fe 形.在热冲压模具中设计有冷却水道，在零件成形 0.230.251.350.200.030.040.0030.040.03余量 的同时进行淬火处理，零件初始的组织由铁素体和 珠光体组织转变为均匀的马氏体组织，马氏体组织 激光焊接机进行焊接.焊接参数：功率3~4kW,焦 使零件具有更高的力学强度.汽车不同的部位对强 距光斑0.3mm.激光焊接激光束直径小，产生的焊 度和刚度的需求不同，根据汽车部件的实际需求改 缝和热影响区宽度都较小，焊缝宽度大约1mm.将 变结构件的截面厚度，可以进一步轻量化，更好地满 线切割后的试样件放入中温加热炉中加热到 足汽车关于节能减排的要求.使用激光拼焊板 900℃，保温5min使试样温度均匀，然后快速取出 (tailor-welded blank,简称TWB)进行成形可以有效 试样并分别采取空冷、模具冷却和水冷三种不同的 地达到这个目的.激光拼焊板技术是将多块金属板 冷却方式对试样件进行冷却热处理.空冷是将加热 料通过焊接方式连接在一起，这些板料可以具有不 后的试样快速取出曝露在空气中自然冷却，水冷则 同材质、不同厚度或不同涂层) 是将快速取出的试样浸入水中迅速冷却.实验中模 由于焊缝的存在，在传统的高强钢拼焊板冷冲 具冷却为模拟实际模具淬火过程.选择两块热传导 压过程中，存在成形性能差、模具要求高、模具磨损 性良好且外观基本相同的钢板，将加热后的试样件 严重等问题，严重阻碍了高强钢拼焊板在汽车工业 放置在两块钢板之间，垂直施加固定的压力，保证每 中的应用.当前，对拼焊板的研究大多是关于冷冲 次淬火效果基本一致，整个操作过程为6s左右 压方面的，而对拼焊板热冲压的研究，特别是高 为了测试拼焊板热处理前后的性能，分别对拼 强钢拼焊板的热冲压研究很少见.唐炳涛等2) 焊板母材试样、横向焊缝试样和纵向焊缝试样进行 通过在Gleeble试验机上模拟不同冷却速率下 了常温拉伸试验，热处理后的拉伸试样及其具体尺 B340LA和B1500HS高强钢拼焊板的冷却过程，比 寸如图1所示.由于拼焊板横向和纵向方向不同， 较了不同钢板焊接后的性能，发现宝钢生产的 导致力学性能和成形性能不同.在电子显微镜中对 B340LA和B1500HS钢拼焊后的性能要优于其他钢 拉伸断口进行观察分析，并通过能量色散谱仪对焊 的拼焊板，阐述了拼焊板需要选择合适的拼焊母材 缝的元素成分进行测定.分别在热处理前后的母材 组合的观点，并通过优化后的Hensel-Spittel和 试样纵向焊缝试样上割取3mm×8mm尺寸大小的 Arrhenius数学模型对实验结果进行了验证.本文目 金相试样，采用冷镶制样，3%硝酸乙醇腐蚀，并对焊 的在于研究热冲压前后焊缝的力学性能变化.为了 缝和母材的微观组织进行光镜观测及维氏硬度 消除钢板厚度差的影响，选择将相同厚度的 测试 B1500HS钢板激光焊接在一起，然后进行模拟热冲 2 结果与分析 压试验.通过拉伸试验机、扫描电子显微镜、能量色 散谱仪、光学显微镜、维氏硬度仪等对热处理前后的 2.1拉伸试验结果分析 高强钢拼焊板焊缝的力学性能和显微组织进行了测 按照标准GB/T228.1一2010分别对未热处理、 试和分析 空冷、模具冷却和水冷四组试样进行常温拉伸试验， 每组三个试样，最后结果取平均值.图2所示是拉 1实验材料与方法 伸得到的不同热处理后拼焊板的抗拉强度、屈服强 1.1实验材料 度和延伸率 实验用宝钢公司提供的1.6mm厚B1500HS钢 从图2(a)可以看出：热处理前母材试样的抗拉 作为实验材料，这种硼钢主要含有C、Si、Mn、B等化 强度为525MPa,热处理后抗拉强度明显增大，其中 学元素，具体成分如表1所示.B1500HS钢出厂状 水冷达到了1777MPa:纵向焊缝试样热处理前抗拉 态的微观组织由铁素体和珠光体组成，该材料初始 强度为864MPa,空冷处理后抗拉强度有所下降，为 抗拉强度为500~600MPa,显微硬度为Hva.5170 688MPa,模具冷却和水冷处理后抗拉强度得到了大 左右. 幅提高，其中水冷达到了1648MPa;横向焊缝试样 1.2实验方法 热处理前抗拉强度为525MPa,经热处理后抗拉强 将两块厚度同为1.6mm的B1500HS钢板采用 度有了较大程度的提高，其中水冷为1610MPa.由

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 热冲压工艺是先在加热装置中将硼钢板加热并 保温一段时间使板料完全奥氏体化，然后把高温板 料用转移装置快速转移到热冲压模具中进行冲压成 形． 在热冲压模具中设计有冷却水道，在零件成形 的同时进行淬火处理，零件初始的组织由铁素体和 珠光体组织转变为均匀的马氏体组织，马氏体组织 使零件具有更高的力学强度． 汽车不同的部位对强 度和刚度的需求不同，根据汽车部件的实际需求改 变结构件的截面厚度，可以进一步轻量化，更好地满 足汽车关于节能减排的要求． 使用激光拼焊板 ( tailor-welded blank，简称 TWB) 进行成形可以有效 地达到这个目的． 激光拼焊板技术是将多块金属板 料通过焊接方式连接在一起，这些板料可以具有不 同材质、不同厚度或不同涂层［4--8］． 由于焊缝的存在，在传统的高强钢拼焊板冷冲 压过程中，存在成形性能差、模具要求高、模具磨损 严重等问题，严重阻碍了高强钢拼焊板在汽车工业 中的应用． 当前，对拼焊板的研究大多是关于冷冲 压方面的［9--11］，而对拼焊板热冲压的研究，特别是高 强钢拼焊板的热冲压研究很少见． 唐炳涛等［12--13］ 通过 在 Gleeble 试验机上模拟不同冷却速率下 B340LA 和 B1500HS 高强钢拼焊板的冷却过程，比 较了不同钢板焊接后的性能，发现宝钢生产的 B340LA 和 B1500HS 钢拼焊后的性能要优于其他钢 的拼焊板，阐述了拼焊板需要选择合适的拼焊母材 组合 的 观 点，并通过优化后的 Hensel-Spittel 和 Arrhenius数学模型对实验结果进行了验证． 本文目 的在于研究热冲压前后焊缝的力学性能变化． 为了 消除 钢 板 厚 度 差 的 影 响，选 择 将 相 同 厚 度 的 B1500HS 钢板激光焊接在一起，然后进行模拟热冲 压试验． 通过拉伸试验机、扫描电子显微镜、能量色 散谱仪、光学显微镜、维氏硬度仪等对热处理前后的 高强钢拼焊板焊缝的力学性能和显微组织进行了测 试和分析． 1 实验材料与方法 1. 1 实验材料 实验用宝钢公司提供的 1. 6 mm 厚 B1500HS 钢 作为实验材料，这种硼钢主要含有 C、Si、Mn、B 等化 学元素，具体成分如表 1 所示． B1500HS 钢出厂状 态的微观组织由铁素体和珠光体组成，该材料初始 抗拉强度为 500 ～ 600 MPa，显微硬度为 Hv0. 5 170 左右． 1. 2 实验方法 将两块厚度同为 1. 6 mm 的 B1500HS 钢板采用 表 1 B1500HS 钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of B1500HS steel % C Si Mn Cr Ni Mo B Al Ti Fe 0. 23 0. 25 1. 35 0. 20 0. 03 0. 04 0. 003 0. 04 0. 03 余量 激光焊接机进行焊接． 焊接参数: 功率 3 ～ 4 kW，焦 距光斑 0. 3 mm． 激光焊接激光束直径小，产生的焊 缝和热影响区宽度都较小，焊缝宽度大约 1 mm． 将 线切割后的试样件放入中温加热炉中加热到 900 ℃，保温 5 min 使试样温度均匀，然后快速取出 试样并分别采取空冷、模具冷却和水冷三种不同的 冷却方式对试样件进行冷却热处理． 空冷是将加热 后的试样快速取出曝露在空气中自然冷却，水冷则 是将快速取出的试样浸入水中迅速冷却． 实验中模 具冷却为模拟实际模具淬火过程． 选择两块热传导 性良好且外观基本相同的钢板，将加热后的试样件 放置在两块钢板之间，垂直施加固定的压力，保证每 次淬火效果基本一致，整个操作过程为 6 s 左右． 为了测试拼焊板热处理前后的性能，分别对拼 焊板母材试样、横向焊缝试样和纵向焊缝试样进行 了常温拉伸试验，热处理后的拉伸试样及其具体尺 寸如图 1 所示． 由于拼焊板横向和纵向方向不同， 导致力学性能和成形性能不同． 在电子显微镜中对 拉伸断口进行观察分析，并通过能量色散谱仪对焊 缝的元素成分进行测定． 分别在热处理前后的母材 试样纵向焊缝试样上割取 3 mm × 8 mm 尺寸大小的 金相试样，采用冷镶制样，3% 硝酸乙醇腐蚀，并对焊 缝和母材的微观组织进行光镜观测及维氏硬度 测试． 2 结果与分析 2. 1 拉伸试验结果分析 按照标准 GB /T 228. 1—2010 分别对未热处理、 空冷、模具冷却和水冷四组试样进行常温拉伸试验， 每组三个试样，最后结果取平均值． 图 2 所示是拉 伸得到的不同热处理后拼焊板的抗拉强度、屈服强 度和延伸率． 从图 2( a) 可以看出: 热处理前母材试样的抗拉 强度为 525 MPa，热处理后抗拉强度明显增大，其中 水冷达到了 1777 MPa; 纵向焊缝试样热处理前抗拉 强度为 864 MPa，空冷处理后抗拉强度有所下降，为 688 MPa，模具冷却和水冷处理后抗拉强度得到了大 幅提高，其中水冷达到了 1648 MPa; 横向焊缝试样 热处理前抗拉强度为 525 MPa，经热处理后抗拉强 度有了较大程度的提高，其中水冷为 1610 MPa． 由 · 8941 ·

第11期 崔栋等：热处理对B1500HS钢激光拼焊板力学性能的影响 ·1499· (b) 24 30 24 30 焊缝 焊缝 32 30 100 母材试样 纵向焊缝试样 横向焊缝试样 图1试样尺寸及实物（单位：mm).(a)横向焊缝试样：(b)纵向焊缝试样：(c)母材试样：(d)实物图 Fig.I Specimen dimensions (unit:mm)and actual specimens:(a)specimen with a lateral weld:(b)specimen with a longitudinal weld:(c) base material specimen:(d)actual specimens 1800(a 1777 1273 1648 2 圆母材试样 1610 1200 图母材试样 国纵向焊缝试样 1544 回纵向焊缝试样 1500 1030 ☑横向焊缝试样 ☑横向焊缝试样 1299 855 1200 900 791 980 900 864 600 689688 637 483 434459435 600 25 525 337 340 300 300 热处理前 空冷 模具冷却 水冷 热处理前 空冷 模具冷却 水冷 热处理方式 热处理方式 40- 38( 园母材试样 回纵向焊缝试样 横向焊缝试样 25 25 20 20 5 5 热处理前 空冷 模具冷却 水冷 热处理方式 图2拼焊板力学性能.(a)抗拉强度：(b)屈服强度：()延伸率 Fig.2 Mechanical properties of the tailor-welded blanks:(a)tensile strength:(b)yield Strength:(c)elongation

第 11 期 崔 栋等: 热处理对 B1500HS 钢激光拼焊板力学性能的影响 图 1 试样尺寸及实物( 单位: mm) ． ( a) 横向焊缝试样; ( b) 纵向焊缝试样; ( c) 母材试样; ( d) 实物图 Fig． 1 Specimen dimensions ( unit: mm) and actual specimens: ( a) specimen with a lateral weld; ( b) specimen with a longitudinal weld; ( c) base material specimen; ( d) actual specimens 图 2 拼焊板力学性能． ( a) 抗拉强度; ( b) 屈服强度; ( c) 延伸率 Fig． 2 Mechanical properties of the tailor-welded blanks: ( a) tensile strength; ( b) yield Strength; ( c) elongation · 9941 ·

·1500 北京科技大学学报 第36卷 图2(b)可以看出，热处理前后母材试样、横向焊缝 焊缝试样强度最差.水冷处理冷却速率进一步增 试样和纵向焊缝试样的屈服强度变化规律与抗拉强 大，试样的整体强度都达到高强钢的使用标准，而横 度大致一致，其中水冷后母材试样屈服强度为1273 向焊缝试样的延伸率仍不达标. MPa,纵向焊缝试样为1200MPa,横向焊缝试样为 母材试样随着冷却速率的增大，强度升高，延伸 1159MPa.图2(c)为热处理前后母材试样、横向焊 率下降，其中模具冷却和水冷试样的力学性能都能 缝试样和纵向焊缝试样的延伸率.热处理前母材试 达标.纵向焊缝试样热处理前由于焊缝区域存在贝 样延伸率为38%，热处理后有较大程度的下降，其 氏体和少量马氏体，使得试样整体强度较高.空冷 中水冷为9%：纵向焊缝试样热处理前为15%，空冷 处理后焊缝区域组织由于冷却速率较小，重新转变 处理后有一定上升，为20%，模具冷却和水冷后延 为铁素体和珠光体，故空冷处理试样强度反而小于 伸率有较大程度降低，其中水冷为7%：横向焊缝试 热处理前试样.模具冷却处理后纵向焊缝试样抗拉 样热处理前延伸率为25%，经热处理后延伸率大幅 强度接近1300MPa,强度达不到高强钢使用标准， 度下降，其中水冷为4%. 但具有达标潜力.水冷处理后纵向焊缝试样性能完 由图2还可看出，热处理前的横向焊缝试样和 全达标，说明保证较大的冷却速率可以保证拼焊板 母材试样强度非常接近，而延伸率却有所差异.由 的纵向力学性能.横向焊缝试样水冷处理后强度可 于焊缝区域在焊接过程中产生了贝氏体甚至少量的 以达标，但延伸率达不到使用要求，故横向为拼焊板 马氏体，导致焊缝区域的强度远大于母材区，而延展 的危险方向 性要差于母材区域，此时横向焊缝试样的强度由强 2.2焊缝断口形貌分析 度较低的母材区域决定，延伸率则由试样整体决定， 断口是试样在拉伸试验过程中断裂产生的面， 故热处理前横向焊缝试样的强度接近于母材试样， 它记录了试样在载荷与环境的作用下断裂前的不可 而横向焊缝试样延伸率小于母材试样.试样经空冷 逆形变，以及裂纹的产生、长大并扩展的全过程.断 处理后，母材区域和焊缝区域的性能差异变小，焊缝 口形貌受到材料、结构、载荷环境等因素的影响，准 试样和母材试样的强度差异也变小，而焊缝区域延 确判断断口种类可以有效地分析试样的性能.断裂 展性较差，使得焊缝试样的延伸率要远小于母材试 往往发生在材料最薄弱的地方，不同的断裂机理会 样，其中横向焊缝试样延伸率最小.模具冷却处理 产生不同的断裂形式.通过对断口形貌的观察分 由于冷却速率较大，试样母材区域的强度大于焊缝 析，可以推测出发生断裂瞬间断裂区域的断裂起因、 区域，故焊缝试样的强度要小于母材试样，其中横向 断裂性质、断裂方式以及裂纹扩展速率等.图3是 b 550 图3横向焊缝试样断口形貌.(a)热处理前：(b)空冷：()模具冷却：(d)水冷 Fig.3 Fracture morphology of specimens with a transverse weld:(a)before heat treatment:(b)air cooling:(c)die cooling:(d)water cooling

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 2( b) 可以看出，热处理前后母材试样、横向焊缝 试样和纵向焊缝试样的屈服强度变化规律与抗拉强 度大致一致，其中水冷后母材试样屈服强度为 1273 MPa，纵向焊缝试样为 1200 MPa，横向焊缝试样为 1159 MPa． 图 2( c) 为热处理前后母材试样、横向焊 缝试样和纵向焊缝试样的延伸率． 热处理前母材试 样延伸率为 38% ，热处理后有较大程度的下降，其 中水冷为 9% ; 纵向焊缝试样热处理前为 15% ，空冷 处理后有一定上升，为 20% ，模具冷却和水冷后延 伸率有较大程度降低，其中水冷为 7% ; 横向焊缝试 样热处理前延伸率为 25% ，经热处理后延伸率大幅 度下降，其中水冷为 4% ． 图 3 横向焊缝试样断口形貌． ( a) 热处理前; ( b) 空冷; ( c) 模具冷却; ( d) 水冷 Fig． 3 Fracture morphology of specimens with a transverse weld: ( a) before heat treatment; ( b) air cooling; ( c) die cooling; ( d) water cooling 由图 2 还可看出，热处理前的横向焊缝试样和 母材试样强度非常接近，而延伸率却有所差异． 由 于焊缝区域在焊接过程中产生了贝氏体甚至少量的 马氏体，导致焊缝区域的强度远大于母材区，而延展 性要差于母材区域，此时横向焊缝试样的强度由强 度较低的母材区域决定，延伸率则由试样整体决定， 故热处理前横向焊缝试样的强度接近于母材试样， 而横向焊缝试样延伸率小于母材试样． 试样经空冷 处理后，母材区域和焊缝区域的性能差异变小，焊缝 试样和母材试样的强度差异也变小，而焊缝区域延 展性较差，使得焊缝试样的延伸率要远小于母材试 样，其中横向焊缝试样延伸率最小． 模具冷却处理 由于冷却速率较大，试样母材区域的强度大于焊缝 区域，故焊缝试样的强度要小于母材试样，其中横向 焊缝试样强度最差． 水冷处理冷却速率进一步增 大，试样的整体强度都达到高强钢的使用标准，而横 向焊缝试样的延伸率仍不达标． 母材试样随着冷却速率的增大，强度升高，延伸 率下降，其中模具冷却和水冷试样的力学性能都能 达标． 纵向焊缝试样热处理前由于焊缝区域存在贝 氏体和少量马氏体，使得试样整体强度较高． 空冷 处理后焊缝区域组织由于冷却速率较小，重新转变 为铁素体和珠光体，故空冷处理试样强度反而小于 热处理前试样． 模具冷却处理后纵向焊缝试样抗拉 强度接近 1300 MPa，强度达不到高强钢使用标准， 但具有达标潜力． 水冷处理后纵向焊缝试样性能完 全达标，说明保证较大的冷却速率可以保证拼焊板 的纵向力学性能． 横向焊缝试样水冷处理后强度可 以达标，但延伸率达不到使用要求，故横向为拼焊板 的危险方向． 2. 2 焊缝断口形貌分析 断口是试样在拉伸试验过程中断裂产生的面， 它记录了试样在载荷与环境的作用下断裂前的不可 逆形变，以及裂纹的产生、长大并扩展的全过程． 断 口形貌受到材料、结构、载荷环境等因素的影响，准 确判断断口种类可以有效地分析试样的性能． 断裂 往往发生在材料最薄弱的地方，不同的断裂机理会 产生不同的断裂形式． 通过对断口形貌的观察分 析，可以推测出发生断裂瞬间断裂区域的断裂起因、 断裂性质、断裂方式以及裂纹扩展速率等． 图 3 是 · 0051 ·

第11期 崔栋等：热处理对B1500HS钢激光拼焊板力学性能的影响 ·1501· 横向焊缝试样不同热处理方式在扫描电子显微镜下 学性能可能出现低于母材区域的情况，同时由于两 观测到的断口形貌. 次的高温热处理，在焊缝区域可能出现过烧的现象. 由图3可知，横向焊缝试样的断裂方式属于韧 图4为水冷后母材区域和焊缝区域断口照片.在焊 性断裂，断口处存在大量的韧窝，是典型的韧窝断 缝断裂区有较多晶界粗大且深的组织，晶粒尺寸约 裂，其中水冷处理试样有准解理断裂趋势.热处理 为母材区域的3~4倍，这是由于在热处理过程中焊 前试样的断口韧窝小而密，热处理后试样断口韧窝 缝区域局部产生了过烧现象 随着冷却速率增大而变大，塑性降低.热处理前试 为了分析拼焊板性能不均的原因，对垂直于焊 样断口更加平坦，说明在断裂时耗费的能量更少，其 缝的一条线上的焊缝区域和母材区域进行了能谱分 韧性较差 析.图5是水冷热处理后母材和焊缝的能谱对比 拼焊板的热处理不同于普通板热处理之处在于 从图中可以看出，其主要成分是Fe和Mn,同时存在 焊缝的存在，在热处理之前，焊缝区域就由于受到过 少量的Al、Si、Cr等，焊缝区域的元素成分与母材相 超过熔点温度的激光焊接处理，对拼焊板热处理时 比几乎没有变化，故说明热处理对拼焊板元素的分 相当于对焊缝区域进行了二次处理，焊缝区域的力 布的影响很小 E 图4横向焊缝试样的水冷断口形貌.(a)母材区域：()焊缝区域 Fig.4 Water quenching fracture morphology of a specimen with a transverse weld:(a)base metal region:(b)weld area 240000F(d 220000 下e 270000 200000 240000 180000 210000 160000F 180000 12000 140000 150000 型100000 Mn 120000 80000CCm 90000 60000 Fe Fe 40000 FeKese CrCr 60000- Mn 20000 30000 4 56 7 9 0 2 4 6 8 能量keV 能量keV 图5水冷拼焊板能谱：(a)母材区域：(b)焊缝区域 Fig.5 EDS spectra of the tailor-welded blanks after water quenching:(a)base metal region:(b)weld area 2.3拼焊板微观组织与性能 大，因此材料强度就越高.图6为光学显微镜下得 热冲压过程其本质就是材料组织由强度低的铁 到的母材试样的金相照片. 素体和珠光体转变为强度高的马氏体.研究表 图6(a)是母材试样热处理前的金相图，主要有 明4，冷却速度越大，得到的马氏体越细，宽度越 铁素体和珠光体组成，母材原始组织强度较低，塑性 均匀，而原奥氏体晶粒大小由加热温度和保温时间 较好；图6(b)~(d)分别是空冷、模具冷却和水冷 决定，不随冷却速度变化而变化.马氏体板条束是 热处理后的母材试样金相图，在加热温度、保温时 抵抗变形和破断的最小组织单元，马氏体板条束越 间、转移时间都一致的情况下，冷却速度越快，越是 多，裂纹扩展所受到的阻力就越大，消耗能量也就越 促进奥氏体晶粒转变为马氏体，其形成的马氏体板

第 11 期 崔 栋等: 热处理对 B1500HS 钢激光拼焊板力学性能的影响 横向焊缝试样不同热处理方式在扫描电子显微镜下 观测到的断口形貌． 由图 3 可知，横向焊缝试样的断裂方式属于韧 性断裂，断口处存在大量的韧窝，是典型的韧窝断 裂，其中水冷处理试样有准解理断裂趋势． 热处理 前试样的断口韧窝小而密，热处理后试样断口韧窝 随着冷却速率增大而变大，塑性降低． 热处理前试 样断口更加平坦，说明在断裂时耗费的能量更少，其 韧性较差． 拼焊板的热处理不同于普通板热处理之处在于 焊缝的存在，在热处理之前，焊缝区域就由于受到过 超过熔点温度的激光焊接处理，对拼焊板热处理时 相当于对焊缝区域进行了二次处理，焊缝区域的力 学性能可能出现低于母材区域的情况，同时由于两 次的高温热处理，在焊缝区域可能出现过烧的现象． 图 4 为水冷后母材区域和焊缝区域断口照片． 在焊 缝断裂区有较多晶界粗大且深的组织，晶粒尺寸约 为母材区域的 3 ～ 4 倍，这是由于在热处理过程中焊 缝区域局部产生了过烧现象． 为了分析拼焊板性能不均的原因，对垂直于焊 缝的一条线上的焊缝区域和母材区域进行了能谱分 析． 图 5 是水冷热处理后母材和焊缝的能谱对比． 从图中可以看出，其主要成分是 Fe 和 Mn，同时存在 少量的 Al、Si、Cr 等，焊缝区域的元素成分与母材相 比几乎没有变化，故说明热处理对拼焊板元素的分 布的影响很小． 图 4 横向焊缝试样的水冷断口形貌． ( a) 母材区域; ( b) 焊缝区域 Fig． 4 Water quenching fracture morphology of a specimen with a transverse weld: ( a) base metal region; ( b) weld area 图 5 水冷拼焊板能谱: ( a) 母材区域; ( b) 焊缝区域 Fig． 5 EDS spectra of the tailor － welded blanks after water quenching: ( a) base metal region; ( b) weld area 2. 3 拼焊板微观组织与性能 热冲压过程其本质就是材料组织由强度低的铁 素体和珠光体转变为强度高的马氏体． 研 究 表 明［14--15］，冷却速度越大，得到的马氏体越细，宽度越 均匀，而原奥氏体晶粒大小由加热温度和保温时间 决定，不随冷却速度变化而变化． 马氏体板条束是 抵抗变形和破断的最小组织单元，马氏体板条束越 多，裂纹扩展所受到的阻力就越大，消耗能量也就越 大，因此材料强度就越高． 图 6 为光学显微镜下得 到的母材试样的金相照片． 图 6( a) 是母材试样热处理前的金相图，主要有 铁素体和珠光体组成，母材原始组织强度较低，塑性 较好; 图 6( b) ～ ( d) 分别是空冷、模具冷却和水冷 热处理后的母材试样金相图，在加热温度、保温时 间、转移时间都一致的情况下，冷却速度越快，越是 促进奥氏体晶粒转变为马氏体，其形成的马氏体板 · 1051 ·

·1502· 北京科技大学学报 第36卷 30 um 图6母材金相照片.(a)热处理前：(b)空冷：(c)模具冷却：(d)水冷 Fig.6 Metallographs of the base metal:(a)before heat treatment:(b)air cooling:(e)die cooling:(d)water cooling 条越细越多，材料变形和破裂所受的阻力越大，材料 过了一次高温处理，其组织中甚至会出现少量的马 抗拉强度、屈服强度越高.水冷热处理后的母材组 氏体，焊缝区域的力学强度远高于母材区域，造成拼 织为全马氏体组织. 焊板力学性能不均匀，从而使得拼焊板的成形性能 图7为母材的硬度测试结果.母材原始组织硬 下降.从图8中可以看出，热处理前焊缝与母材的 度为Hv。5169,经热处理后原始的铁素体和珠光体 过渡区清晰可见，水冷后过渡区几乎不可见.从 向马氏体发生转变，硬度值显著提高，随着冷却速度 图8(c)和(d)中可以看出水冷后焊缝区和母材区 的增大，得到的马氏体组织越多，马氏体板条越细， 都完全转变成马氏体，说明热处理可以消除焊缝对 其组织硬度就越高，其中水冷得到的组织硬度最大， 拼焊板力学性能的影响. 为Hv。600 图9是垂直于焊缝测得的不同热处理后试样的 硬度分布，其中-0.5~0.5mm是焊缝区，-1.5~ 600- -0.5mm和0.5~1.5mm是热影响区.热处理前拼 502 500 焊板焊缝处的硬度值远高于原始母材，是由于激光 焊接过程中焊缝区域得到了少量的马氏体或贝氏 37 体.热影响区和母材的过渡明显，存在较大的转折 300 点，说明拼焊板的力学性能极不均匀.热处理后母 200 169 材区域的硬度大幅度提高，水冷后的母材区域硬度 值甚至略高于焊缝区域，且热影响区与母材的过渡 00 平缓，说明热处理可以有效消除拼焊板硬度不均匀 缺陷，显著提高B1500HS钢拼焊板的冲压成形 热处理前 空冷 模具冷却 水冷 热处理方式 性能. 图7母材的硬度值 3结论 Fig.7 Hardness of the base material (1)B1500HS钢拼焊板热处理前，焊缝的抗拉 拼焊板由于焊缝的存在，其力学性能极不均匀， 强度和屈服强度都远强于母材区域，热处理可以大 导致成形性能降低.在焊接过程中，相当于焊缝经 幅提高拼焊板的抗拉强度和屈服强度，其中水冷得

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 6 母材金相照片． ( a) 热处理前; ( b) 空冷; ( c) 模具冷却; ( d) 水冷 Fig． 6 Metallographs of the base metal: ( a) before heat treatment; ( b) air cooling; ( c) die cooling; ( d) water cooling 条越细越多，材料变形和破裂所受的阻力越大，材料 抗拉强度、屈服强度越高． 水冷热处理后的母材组 织为全马氏体组织． 图 7 为母材的硬度测试结果． 母材原始组织硬 度为 Hv0. 5 169，经热处理后原始的铁素体和珠光体 向马氏体发生转变，硬度值显著提高，随着冷却速度 的增大，得到的马氏体组织越多，马氏体板条越细， 其组织硬度就越高，其中水冷得到的组织硬度最大， 为 Hv0. 5600． 图 7 母材的硬度值 Fig． 7 Hardness of the base material 拼焊板由于焊缝的存在，其力学性能极不均匀， 导致成形性能降低． 在焊接过程中，相当于焊缝经 过了一次高温处理，其组织中甚至会出现少量的马 氏体，焊缝区域的力学强度远高于母材区域，造成拼 焊板力学性能不均匀，从而使得拼焊板的成形性能 下降． 从图 8 中可以看出，热处理前焊缝与母材的 过渡区清晰可见，水冷后过渡区几乎不可见． 从 图 8( c) 和( d) 中可以看出水冷后焊缝区和母材区 都完全转变成马氏体，说明热处理可以消除焊缝对 拼焊板力学性能的影响． 图 9 是垂直于焊缝测得的不同热处理后试样的 硬度分布，其中 － 0. 5 ～ 0. 5 mm 是焊缝区，－ 1. 5 ～ － 0. 5 mm 和0. 5 ～ 1. 5 mm 是热影响区． 热处理前拼 焊板焊缝处的硬度值远高于原始母材，是由于激光 焊接过程中焊缝区域得到了少量的马氏体或贝氏 体． 热影响区和母材的过渡明显，存在较大的转折 点，说明拼焊板的力学性能极不均匀． 热处理后母 材区域的硬度大幅度提高，水冷后的母材区域硬度 值甚至略高于焊缝区域，且热影响区与母材的过渡 平缓，说明热处理可以有效消除拼焊板硬度不均匀 缺陷，显 著 提 高 B1500HS 钢拼焊板的冲压成形 性能． 3 结论 ( 1) B1500HS 钢拼焊板热处理前，焊缝的抗拉 强度和屈服强度都远强于母材区域，热处理可以大 幅提高拼焊板的抗拉强度和屈服强度，其中水冷得 · 2051 ·

第11期 崔栋等：热处理对B1500HS钢激光拼焊板力学性能的影响 ·1503· 60μm 30m 图8水冷后母材和焊缝的金相照片.(a)热处理前：(b)水冷：(c)水冷后焊缝区：(d)水冷后母材区 Fig.8 Metallographs of the base metal and weld after water quenching:(a)before heat treatment:(b)water cooling:(e)weld area after water cooling:(d)base metal after water-cooling 很小，同质拼焊板在激光焊接和热处理过程中都不 600 会造成元素在焊缝处的大量聚集而影响拼焊板 500 性能. (4)B1500HS钢拼焊板热处理前，焊缝和母材 400 的过渡明显，硬度分布极不均匀，母材硬度为 ·一热处理前 Hva.s179,焊缝区域为Hva.s600,热处理后焊缝和母 300 水冷 模具冷却 材的过渡几乎不可见，硬度分布均匀，水冷得到的母 200 材硬度甚至略高于焊缝硬度.若使焊缝区域的冷却 速率略大于母材区域，可以保证拼焊板的性能更加 100 0 2 均匀，从而提高拼焊板的成形性能，使拼焊板在生产 距焊缝的距离/mm 中大规模使用成为可能 图9垂直于焊缝的拼焊板硬度测试值 Fig.9 Hardness of the tailor-welded blanks vertical to the weld 参考文献 到的拼焊板抗拉强度超过了1600MPa以上，屈服强 Karbasian H,Tekkaya A E.A review on hot stamping.Mater Process Technol,2010,210(15):2103 度达到了1200MPa,说明保证冷却速率可以确保拼 E Turetta A,Bruschi S,Ghiotti A.Investigation of 22MnB5 form- 焊板的力学性能：而热处理后拼焊板的延伸率大幅 ability in hot stamping operations.J Mater Process Technol,2006, 下降，其中拼焊板横向延伸率低至5%左右，拼焊板 177(1):396 横向成形性能最差，为成形难点 B] Hoffmann H,So H,Steinbeiss H.Design of hot stamping tools (2)B1500HS钢拼焊板热处理前断裂均为韧性 with cooling system.CIRP Ann Manuf Technol,2007,56(1): 断裂，韧窝多而密，随着热处理冷却速度的增大，韧 269 窝增大，拼焊板的塑性降低，冷却速度足够大时会出 Gaied S,Roelandt J M,Pinard F,et al.Experimental and numer ical assessment of tailor-welded blanks formability.Mater Process 现解理断裂；B150OHS钢拼焊板焊缝区域可能会出 Technol,2009,209(1):387 现过烧的现象。 5]Padmanabhan R,Oliveira M C,Menezes L F.Deep drawing of (3)热处理对B1500HS钢拼焊板元素分布影响 aluminium-steel tailor-welded blanks.Mater Des,2008,29(1):

第 11 期 崔 栋等: 热处理对 B1500HS 钢激光拼焊板力学性能的影响 图 8 水冷后母材和焊缝的金相照片． ( a) 热处理前; ( b) 水冷; ( c) 水冷后焊缝区; ( d) 水冷后母材区 Fig． 8 Metallographs of the base metal and weld after water quenching: ( a) before heat treatment; ( b) water cooling; ( c) weld area after water cooling; ( d) base metal after water-cooling 图 9 垂直于焊缝的拼焊板硬度测试值 Fig． 9 Hardness of the tailor-welded blanks vertical to the weld 到的拼焊板抗拉强度超过了 1600 MPa 以上，屈服强 度达到了 1200 MPa，说明保证冷却速率可以确保拼 焊板的力学性能; 而热处理后拼焊板的延伸率大幅 下降，其中拼焊板横向延伸率低至 5% 左右，拼焊板 横向成形性能最差，为成形难点． ( 2) B1500HS 钢拼焊板热处理前断裂均为韧性 断裂，韧窝多而密，随着热处理冷却速度的增大，韧 窝增大，拼焊板的塑性降低，冷却速度足够大时会出 现解理断裂; B1500HS 钢拼焊板焊缝区域可能会出 现过烧的现象． ( 3) 热处理对 B1500HS 钢拼焊板元素分布影响 很小，同质拼焊板在激光焊接和热处理过程中都不 会造成元素在焊缝处的大量聚集而影响拼焊板 性能． ( 4) B1500HS 钢拼焊板热处理前，焊缝和母材 的过 渡 明 显，硬度分布极不均匀，母 材 硬 度 为 Hv0. 5179，焊缝区域为 Hv0. 5 600，热处理后焊缝和母 材的过渡几乎不可见，硬度分布均匀，水冷得到的母 材硬度甚至略高于焊缝硬度． 若使焊缝区域的冷却 速率略大于母材区域，可以保证拼焊板的性能更加 均匀，从而提高拼焊板的成形性能，使拼焊板在生产 中大规模使用成为可能． 参 考 文 献 ［1］ Karbasian H，Tekkaya A E． A review on hot stamping． J Mater Process Technol，2010，210( 15) : 2103 ［2］ Turetta A，Bruschi S，Ghiotti A． Investigation of 22MnB5 form￾ability in hot stamping operations． J Mater Process Technol，2006， 177( 1) : 396 ［3］ Hoffmann H，So H，Steinbeiss H． Design of hot stamping tools with cooling system． CIＲP Ann Manuf Technol，2007，56 ( 1 ) : 269 ［4］ Gaied S，Ｒoelandt J M，Pinard F，et al． Experimental and numer￾ical assessment of tailor-welded blanks formability． J Mater Process Technol，2009，209( 1) : 387 ［5］ Padmanabhan Ｒ，Oliveira M C，Menezes L F． Deep drawing of aluminium-steel tailor-welded blanks． Mater Des，2008，29( 1) : · 3051 ·

·1504· 北京科技大学学报 第36卷 154 [12]Tang B T,Yuan Z J,Zhang B Y,et al.Characterization of hot 6]Panda S K.Kumar DR.Improvement in formability of tailor wel- stamping and quenching of laser tailor welded blanks of HSLA ded blanks by application of counter pressure in biaxial stretch steel B340LA and boron steel B1500HS.Trans Mater Heat forming.J Mater Process Technol,008,204(1):70 Treat,2013,34(2):62 Qiu X G,Chen W L.The study on numerical simulation of the la- (唐炳涛，原政军，张保仪，等.高强钢B340LA与B1500HS ser tailor welded blanks stamping.J Mater Process Technol,2007, 钢激光拼焊板热冲压淬火性能.材料热处理学报，2013,34 187-188:128 (2):62) [8]Li YT,Zhang W J,Yang L J,et al.Laser tailor welding of alu- [13]Tang BT,Yuan ZJ,Cheng G,et al.Experimental verification minum alloy sheet and cup axon formability of TWB.Trans China of tailor welded joining partners for hot stamping and analytical Weld Inst,2012,33(4):81 modeling of TWBs rheological constitutive in austenitic state.Ma- (李云涛，张文俊，杨立军，等.铝合金薄板激光拼焊工艺及 ter Sci Eng A,2013,585:304 其杯突成形性能.焊接学报，2012,33(4)：81) [14]Gu Z W,Meng J,Li X,et al.Research on optimization of the Panda S K,Li J,Hemandez V H B,et al.Effect of weld loca- heating parameters of the ultra high strength steel's austenization tion,orientation,and strain path on forming behavior of AHSS tai- in hot stamping process.J Jilin Univ Eng Technol Ed,2011,41 lor welded blanks.J Eng Mater Technol,2010,132(4):041003 (Suppl 2)194 [10]Chen W,Yang J C,Lin Z Q.Weld-bead movement and form- (谷诤巍，孟佳，李欣，等.超高强钢热成形奥氏体化加热参 ability of tailor-welded blanks during forming automobile panels. 数的优化.吉林大学学报，2011,41（增刊2）：194) Chin J Mech Eng,2004,40(9):62 [15]Yu W,Qi Y,Li L,et al.Effect of cooling process after normali- (陈炜，杨继昌，林忠钦.拼焊板覆盖件成形过程中的焊缝 zing on the microstructure and properties of 1600 MPa ultra-high- 移动和成形性能.机械工程学报，2004,40(9)：62) strength steel.J Univ Sci Technol Beijing,2014,36(1):56 [11]Garware M,Kridli GT,Mallick PK.Tensile and fatigue behav- (余伟，齐越，李亮，等.常化后冷却工艺对1600MPa级超 ior of friction-stir welded tailor-welded blank of aluminum alloy 高强钢组织性能的影响.北京科技大学学报，2014,36(1)： 5754.J Mater Eng Perform,2010,19(8)1161 56)

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