B1500HS硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度

工程科学学报，第39卷，第12期：1851-1858,2017年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.12:1851-1858,December 2017 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2017.12.011:http://journals..ustb.edu.cn B1500HS硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 李挥平”，侯弘历)四，周卫鲁”，赵国群) 1)山东科技大学材料科学与工程学院，青岛2665902)山东大学材料液固结构演变与加工教有部重点实验室，济南250061 区通信作者，E-mail:hongli_hou@163.com 摘要为了研究热冲裁零件微观组织及尺寸精度的变化规律，采用不同的冲裁温度和模具间隙比对B1500HS钢板进行了 热冲裁试验.根据冷却曲线，研究了冲裁温度对硼钢组织转变和零件力学性能的影响：根据落料件的尺寸，分析了冲裁温度 和模具间隙比对尺寸精度的影响：通过观察零件的断口形貌，分析了冲裁温度对断口质量的影响.结果表明：当冲裁温度一 定时，落料件的尺寸随着模具间隙比的减小而增大：当模具间隙比一定时，落料件的尺寸误差随着冲裁温度的降低出现“正一 负一正”的增长波动趋势；当冲裁温度为600-650℃或750-800℃时，落料件具有较高的冲裁精度：落料件的硬度随着冲裁 温度的升高而增大，当冲裁温度为650~800℃时，落料件的组织为马氏体，硬度值HV约为550：冲裁断面光亮带的宽度随着 冲裁温度升高而增大. 关键词硼钢：热冲压：精度：微观组织：相变 分类号TG156.3:TG113.2 Phase transformation and blanking accuracy of boron steel B1500HS during hot blanking ⅡHui-ping',H0 U Hong-li回，ZH0 Wei-u》,ZHA0Guo-qun 1)School of Materials Science and Engineering,Shandong University of Science and Technology,Qingdao 266590,China 2)Key Laboratory for Liquid-solid Structure Evolution Processing of Materials of Ministry of Education,Shandong University,Jinan 250061,China Corresponding author,E-mail:hongli_hou@163.com ABSTRACT To investigate the microstructure transformation and the change of the dimensional accuracy of the hot blanking parts, the hot blanking experiments for B1500HS steel were performed with different temperatures and die clearance ratios.The effects of blanking temperature on the phase transformation and mechanical properties of steel were analyzed using the cooling curves.The effects of blanking temperature and die clearance ratio on the dimensional accuracy of the hot blanking parts were analyzed based on the meas- ured diameter of the parts.The fracture morphology of the parts was observed,and the effect of blanking temperature on the fracture quality was analyzed.The results show that,with decreasing die clearance ratio,the diameter of the blanking parts increases at the same blanking temperature.When the die clearance ratio remains constant with decreasing blanking temperature,the dimension devia- tion of the parts has a fluctuation tendency of "positive growth-negative growth-positive growth."The blanking parts have a higher accuracy as the blanking temperature is in the range of 600-650 C or 750-800C.While increasing the blanking temperature,the mi- cro-hardness of the parts increases.The microstructure of the parts is full martensite and the micro-hardness is about HV 550 as the blanking temperature is in the range of 650-800 C.Furthermore,increasing the blanking temperature,the width of burnish zone in- creases. KEY WORDS boron steel:hot stamping:accuracy:microstructure:phase transformation 收稿日期：201703-02 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51575324)：国家科技重大专项资助项目(2011ZX04014-031):山东省科技发展计划资助项目 (2014GGX03024)

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期: 1851--1858，2017 年 12 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 12: 1851--1858，December 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 12． 011; http: / /journals． ustb． edu． cn B1500HS 硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 李辉平1) ，侯弘历1) ，周卫鲁1) ，赵国群2) 1) 山东科技大学材料科学与工程学院，青岛 266590 2) 山东大学材料液固结构演变与加工教育部重点实验室，济南 250061 通信作者，E-mail: hongli_hou@ 163． com 收稿日期: 2017--03--02 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51575324) ; 国家科技重大专项资助项目( 2011ZX04014--031) ; 山东省科技发展计划资助项目 ( 2014GGX03024) 摘 要 为了研究热冲裁零件微观组织及尺寸精度的变化规律，采用不同的冲裁温度和模具间隙比对 B1500HS 钢板进行了 热冲裁试验． 根据冷却曲线，研究了冲裁温度对硼钢组织转变和零件力学性能的影响; 根据落料件的尺寸，分析了冲裁温度 和模具间隙比对尺寸精度的影响; 通过观察零件的断口形貌，分析了冲裁温度对断口质量的影响． 结果表明: 当冲裁温度一 定时，落料件的尺寸随着模具间隙比的减小而增大; 当模具间隙比一定时，落料件的尺寸误差随着冲裁温度的降低出现“正— 负—正”的增长波动趋势; 当冲裁温度为 600 ～ 650 ℃或 750 ～ 800 ℃时，落料件具有较高的冲裁精度; 落料件的硬度随着冲裁 温度的升高而增大，当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃时，落料件的组织为马氏体，硬度值 HV 约为 550; 冲裁断面光亮带的宽度随着 冲裁温度升高而增大． 关键词 硼钢; 热冲压; 精度; 微观组织; 相变 分类号 TG156. 3; TG113. 2 Phase transformation and blanking accuracy of boron steel B1500HS during hot blanking LI Hui-ping1) ，HOU Hong-li1)  ，ZHOU Wei-lu1) ，ZHAO Guo-qun2) 1) School of Materials Science and Engineering，Shandong University of Science and Technology，Qingdao 266590，China 2) Key Laboratory for Liquid-solid Structure Evolution ＆ Processing of Materials of Ministry of Education，Shandong University，Jinan 250061，China Corresponding author，E-mail: hongli_hou@ 163． com ABSTＲACT To investigate the microstructure transformation and the change of the dimensional accuracy of the hot blanking parts， the hot blanking experiments for B1500HS steel were performed with different temperatures and die clearance ratios． The effects of blanking temperature on the phase transformation and mechanical properties of steel were analyzed using the cooling curves． The effects of blanking temperature and die clearance ratio on the dimensional accuracy of the hot blanking parts were analyzed based on the meas￾ured diameter of the parts． The fracture morphology of the parts was observed，and the effect of blanking temperature on the fracture quality was analyzed． The results show that，with decreasing die clearance ratio，the diameter of the blanking parts increases at the same blanking temperature． When the die clearance ratio remains constant with decreasing blanking temperature，the dimension devia￾tion of the parts has a fluctuation tendency of“positive growth—negative growth—positive growth． ”The blanking parts have a higher accuracy as the blanking temperature is in the range of 600--650 ℃ or 750--800 ℃ ． While increasing the blanking temperature，the mi￾cro-hardness of the parts increases． The microstructure of the parts is full martensite and the micro-hardness is about HV 550 as the blanking temperature is in the range of 650--800 ℃ ． Furthermore，increasing the blanking temperature，the width of burnish zone in￾creases． KEY WOＲDS boron steel; hot stamping; accuracy; microstructure; phase transformation

·1852 工程科学学报，第39卷，第12期 通过将板料加热至奥氏体化状态并在模具内成形 的影响.张眸睿对热冲裁过程进行了数值模拟，研 和淬火，热冲压技术可大幅度改善超高强度钢的成形 究了加热温度和模具间隙对冲裁件质量的影响.Han 性能及成形件的力学性能.国内外的许多学者针对硼 等四对高强钢热冲压零件进行了冲裁数值模拟，研究 钢的本构模型四、热冲压零件设计及参数优化冈、热冲 了不同断裂准则和不同模具间隙下的断面质量.针对 压过程中的热传导问题田、硼钢的组织转变、硼钢在 超高强度钢的温、热冲裁工艺，虽然部分学者进行了实 热成形中的损伤机理可等方面进行了研究.热冲压工 验和数值模拟方面的研究，但在热冲裁温度对组织转 艺除了可成形形状复杂的高强度零件，也可以利用硼 变和零件力学性能的影响、热冲裁温度和模具间隙对 钢能模内淬火的这种优势，通过热冲裁制造具有综合 零件尺寸精度的影响等方面的研究还存在一定的 力学性能的各种精密冲裁零件，如：齿轮、齿板及其他 欠缺 一些用于传动的板片类零件.这类零件一般利用精冲 在高温下对硼钢进行热冲裁，冲裁温度会影响到 工艺生产，然后对于有耐磨要求的零件进行渗碳淬火 硼钢的冷却速度和组织变化.对于零件的尺寸精度， 或渗氮以提高零件传动区域的硬度和耐磨性.渗碳、 除了受到模具间隙大小的影响，冲裁温度的高低会影 氮化及淬火工艺均会引起精冲零件的尺寸变化或形状 响到材料组织变化，进而影响零件最终的尺寸.本文 畸变，但是，硼钢热冲裁工艺可以很好地解决这个问 针对B1500HS硼钢，采用不同的冲裁温度(550、600、 题，所加工的零件可以具有较高的硬度、较好的尺寸和 650、700、750和800℃)和模具间隙比(25%、20%、 形状精度.另一方面，通过热冲裁可以解决热冲压零 18%、16%、14%、12%、10%和8%）对硼钢钢板进行 件的后续冲孔、切边困难的问题，代替企业中的激光切 了系列热冲裁试验.根据测试得到的温度曲线和硼钢 割工序，节约了成本，提高了生产效率. 的连续冷却转变曲线，分析了冲裁温度对硼钢组织转 Moi等-刀研究了局部电阻加热下超高强度钢的 变和零件力学性能的影响.测试了不同冲裁温度和模 热冲裁工艺和可淬火钢板的热半冲裁工艺，测试了加 具间隙比时落料件的尺寸精度，分析了冲裁温度和模 热温度和模具间隙对冲裁力、剪切区形貌等方面的影 具间隙比对零件尺寸精度的影响.观测了不同冲裁温 响.Liu与Lei网对淬火后的BRl5 O00HS进行了局部 度下零件的断口形貌，分析了冲裁温度对冲裁断口质 辅助加热热冲裁实验及数值模拟，分析了冷却方式和 量的影响 加热温度对冲裁质量的影响.S等⑨对22MnB5钢进 1 实验材料和方法 行了冷、热冲裁，测试了冲裁温度对冲裁力和零件断面 质量的影响.Choi等D提出了热冲压件的热半冲裁 所用材料为厚度1.6mm冷轧无镀层钢板 方法，并分析了冲裁温度和模具间隙对零件断面质量 B1500HS,化学成分如表1所示. 表1B1500HS冷轧钢板的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of B1500HS boron sheet steel % C Si Mn P Cr Ti Mo B Fe 0.23 0.25 1.35 0.006 0.015 0.19 0.03 0.004 0.04 0.003 余量 利用WDW一200E微机控制万能试验机进行热冲 验条件下进行3~6次试验 裁试验，坯料尺寸为45mm×40mm.利用点焊在钢板 (2)利用数显游标卡尺测量热冲裁后落料件的直 上的NiC-NiSi热电偶测试钢板加热及转移时的温 径；利用金相显微镜、高分辨扫描电镜(SEM)进行试 样微观组织和断口形貌观测，利用显微硬度仪进行硬 度；利用固定在弹簧上的NiCr-NiSi热电偶测试钢板 在冲裁和保压冷却时的温度.热冲裁试验所用热冲裁 度测试 模具如图1所示，局部放大视图中的弹簧和钢球组合 2 实验结果与讨论 是防止钢板在冲裁之前接触到模具表面 2.1微观组织 (1)将钢板放入KSL-1100X-S型电阻加热炉中 利用Gleeblel50OD热模拟试验机，分别将厚度为 加热到900℃并保温10min,使试样完全奥氏体化；将 1.6mm的B1500HS试样加热和保温，然后以40、25、 板料快速转移到热冲裁模具上空冷至一定的温度，然 20、15、10、7、5、2、1、0.6、0.4、0.3、0.2、0.1℃·s的冷 后使用不同尺寸的凸模以200mm·minˉ'的速度进行 却速度进行连续冷却.根据试样的膨胀曲线获得相应 热冲裁，并保压冷却至室温.热冲裁工艺过程如图2 冷却速度下的相变点，根据相变点绘制B150OHS的连 所示，热冲裁工艺条件如表2所示，在冲裁过程中记录 续冷却曲线转变(CCT)图.将B1500HS试样空冷至不 载荷、位移、温度等数据.为了减小测试误差，每个试 同温度后进行热冲裁，得到的试样冷却曲线与连续冷

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 通过将板料加热至奥氏体化状态并在模具内成形 和淬火，热冲压技术可大幅度改善超高强度钢的成形 性能及成形件的力学性能． 国内外的许多学者针对硼 钢的本构模型［1］、热冲压零件设计及参数优化［2］、热冲 压过程中的热传导问题［3］、硼钢的组织转变［4］、硼钢在 热成形中的损伤机理［5］等方面进行了研究． 热冲压工 艺除了可成形形状复杂的高强度零件，也可以利用硼 钢能模内淬火的这种优势，通过热冲裁制造具有综合 力学性能的各种精密冲裁零件，如: 齿轮、齿板及其他 一些用于传动的板片类零件． 这类零件一般利用精冲 工艺生产，然后对于有耐磨要求的零件进行渗碳淬火 或渗氮以提高零件传动区域的硬度和耐磨性． 渗碳、 氮化及淬火工艺均会引起精冲零件的尺寸变化或形状 畸变，但是，硼钢热冲裁工艺可以很好地解决这个问 题，所加工的零件可以具有较高的硬度、较好的尺寸和 形状精度． 另一方面，通过热冲裁可以解决热冲压零 件的后续冲孔、切边困难的问题，代替企业中的激光切 割工序，节约了成本，提高了生产效率． Mori 等［6 － 7］研究了局部电阻加热下超高强度钢的 热冲裁工艺和可淬火钢板的热半冲裁工艺，测试了加 热温度和模具间隙对冲裁力、剪切区形貌等方面的影 响． Liu 与 Lei［8］对淬火后的 BＲ15000HS 进行了局部 辅助加热热冲裁实验及数值模拟，分析了冷却方式和 加热温度对冲裁质量的影响． So 等［9］对 22MnB5 钢进 行了冷、热冲裁，测试了冲裁温度对冲裁力和零件断面 质量的影响． Choi 等［10］提出了热冲压件的热半冲裁 方法，并分析了冲裁温度和模具间隙对零件断面质量 的影响． 张眸睿［11］对热冲裁过程进行了数值模拟，研 究了加热温度和模具间隙对冲裁件质量的影响． Han 等［12］对高强钢热冲压零件进行了冲裁数值模拟，研究 了不同断裂准则和不同模具间隙下的断面质量． 针对 超高强度钢的温、热冲裁工艺，虽然部分学者进行了实 验和数值模拟方面的研究，但在热冲裁温度对组织转 变和零件力学性能的影响、热冲裁温度和模具间隙对 零件尺寸精度的影响等方面的研究还存在一定的 欠缺． 在高温下对硼钢进行热冲裁，冲裁温度会影响到 硼钢的冷却速度和组织变化． 对于零件的尺寸精度， 除了受到模具间隙大小的影响，冲裁温度的高低会影 响到材料组织变化，进而影响零件最终的尺寸． 本文 针对 B1500HS 硼钢，采用不同的冲裁温度( 550、600、 650、700、750 和 800 ℃ ) 和 模 具 间 隙 比( 25% 、20% 、 18% 、16% 、14% 、12% 、10% 和 8% ) 对硼钢钢板进行 了系列热冲裁试验． 根据测试得到的温度曲线和硼钢 的连续冷却转变曲线，分析了冲裁温度对硼钢组织转 变和零件力学性能的影响． 测试了不同冲裁温度和模 具间隙比时落料件的尺寸精度，分析了冲裁温度和模 具间隙比对零件尺寸精度的影响． 观测了不同冲裁温 度下零件的断口形貌，分析了冲裁温度对冲裁断口质 量的影响． 1 实验材料和方法 所用 材 料 为 厚 度 1. 6 mm 冷 轧 无 镀 层 钢 板 B1500HS，化学成分如表 1 所示． 表 1 B1500HS 冷轧钢板的化学成分 ( 质量分数) Table 1 Chemical composition of B1500HS boron sheet steel % C Si Mn S P Cr Ti V Mo B Fe 0. 23 0. 25 1. 35 0. 006 0. 015 0. 19 0. 03 0. 004 0. 04 0. 003 余量 利用 WDW--200E 微机控制万能试验机进行热冲 裁试验，坯料尺寸为 45 mm × 40 mm． 利用点焊在钢板 上的 NiCr--NiSi 热电偶测试钢板加热及转移时的温 度; 利用固定在弹簧上的 NiCr--NiSi 热电偶测试钢板 在冲裁和保压冷却时的温度． 热冲裁试验所用热冲裁 模具如图 1 所示，局部放大视图中的弹簧和钢球组合 是防止钢板在冲裁之前接触到模具表面． ( 1) 将钢板放入 KSL--1100X--S 型电阻加热炉中 加热到 900 ℃并保温 10 min，使试样完全奥氏体化; 将 板料快速转移到热冲裁模具上空冷至一定的温度，然 后使用不同尺寸的凸模以 200 mm·min － 1 的速度进行 热冲裁，并保压冷却至室温． 热冲裁工艺过程如图 2 所示，热冲裁工艺条件如表 2 所示，在冲裁过程中记录 载荷、位移、温度等数据． 为了减小测试误差，每个试 验条件下进行 3 ～ 6 次试验． ( 2) 利用数显游标卡尺测量热冲裁后落料件的直 径; 利用金相显微镜、高分辨扫描电镜( SEM) 进行试 样微观组织和断口形貌观测，利用显微硬度仪进行硬 度测试． 2 实验结果与讨论 2. 1 微观组织 利用 Gleeble1500D 热模拟试验机，分别将厚度为 1. 6 mm 的 B1500HS 试样加热和保温，然后以 40、25、 20、15、10、7、5、2、1、0. 6、0. 4、0. 3、0. 2、0. 1 ℃·s － 1的冷 却速度进行连续冷却． 根据试样的膨胀曲线获得相应 冷却速度下的相变点，根据相变点绘制 B1500HS 的连 续冷却曲线转变( CCT) 图． 将 B1500HS 试样空冷至不 同温度后进行热冲裁，得到的试样冷却曲线与连续冷 · 2581 ·

李辉平等：B1500HS硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 ·1853· 模架 1000 完全奥氏化 保温I0min 冲裁温度 800 800℃. 750℃ 700℃- 650℃ 凸模 600 -600℃- -550℃ 卸料板 凹模 400 推件块 200 钢球 NiCr-NiSi 500 1000 1500 热电偶 落料件 时间/s 图2橱钢B1500HS热冲裁工艺过程 Fig.2 Hot blanking process of boron steel B1500HS 却转变曲线的关系如图3所示 由图3中的冷却曲线得知，空冷时，试样的冷却速 弹簧 度比较缓慢，冷却速度约为5~15℃·s1:当凸模、凹 图1橱钢B1500HS热冲裁过程使用的冲裁模具图 模及顶件块与试样接触时，冷却速度迅速增大，最高冷 Fig.1 Die used in hot blanking process for boron steel B1500HS 却速度约为160℃s1 表2热冲裁工艺条件 Table 2 Conditions of hot blanking process 凸凹模间隙比/ 冲裁速度/ 板厚/ 凹模直径/ 冲裁温度/℃ (mm'min-l） 凸模直径/mm % mm mm 550,600,650, 25,20,18,16, 19.60,19.68,19.71,19.74, 200 1.6 20.00 700,750,800 14,12,10,8 19.78,19.81,19.84,19.87 1000 度，连续冷却过程中，珠光体形成温度越低（即奥氏体 过冷度越大)，珠光体片层间距越小四.从图4中可 800 以看出，冷却曲线穿过珠光体转变区靠鼻尖区域，此处 800℃ 600 朱光体。 的奥氏体具有较大的过冷度，故转变过程中渗碳体片 750℃ 和铁素体片变薄缩短，部分奥氏体转变成了极细珠光 700℃ 贝氏体 400 550℃ 体（即屈氏体）.温度继续下降，冷却曲线大约在560 马氏体 ℃进入了贝氏体转变区，并在380℃左右完成贝氏体 600℃ 200 650℃- 转变.对于低碳合金钢，在贝氏体相变区的高温区域 内形成的贝氏体呈颗粒状，有块状铁素体和粒状（岛 10 500 状)富碳奥氏体或马氏体组成.B1500HS属于亚共 时间s 析钢，贝氏体在高温相变区形成过程中，由于相变温度 图3B1500HS钢的连续冷却转变曲线和热冲裁过程的冷却 曲线 高，相变驱动力较小，形成的铁素体数量少且宽度大， Fig.3 CCT diagram of Bl500HS steel and cooling curves in the hot 铁素体中过饱和碳扩散到奥氏体内部：随着铁素体的 blanking process 增多，奥氏体逐渐减少，其内部碳含量增大，转变困难， 当冲裁温度为550℃时，试样的冷却曲线首先进 最终得到了铁素体上分布着粒状富碳奥氏体或马氏体 入铁素体转变区，从奥氏体中析出先共析铁素体.在 (又称粒状贝氏体).富碳奥氏体在随后的冷却过程 奥氏体转变为铁素体时，释放大量的相变潜热（奥氏 中，可能全部保留成为残余奥氏体，也可能部分或全部 体转变为铁素体的热焓为5.9×10Jm3国)，使试 分解为铁素体和渗碳体的混合物（珠光体或贝氏体）. 样的冷却速度变慢，冷却曲线的趋势变缓.试样温度 冷却曲线在贝氏体相转变区内达到设定的冲裁温度 继续下降，冷却曲线大约在600℃时进入了珠光体转 (550℃)，试样与冲裁凸模、凹模和顶件块接触，冷却 变区.珠光体的片层间距大小取决于珠光体形成温 速度大幅度增加，冷却曲线穿过马氏体相转变区的最

李辉平等: B1500HS 硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 图 1 硼钢 B1500HS 热冲裁过程使用的冲裁模具图 Fig． 1 Die used in hot blanking process for boron steel B1500HS 图 2 硼钢 B1500HS 热冲裁工艺过程 Fig． 2 Hot blanking process of boron steel B1500HS 却转变曲线的关系如图 3 所示． 由图 3 中的冷却曲线得知，空冷时，试样的冷却速 度比较缓慢，冷却速度约为 5 ～ 15 ℃·s － 1 ; 当凸模、凹 模及顶件块与试样接触时，冷却速度迅速增大，最高冷 却速度约为 160 ℃·s － 1 ． 表 2 热冲裁工艺条件 Table 2 Conditions of hot blanking process 冲裁温度/℃ 凸凹模间隙比/ % 冲裁速度/ ( mm·min － 1 ) 板厚/ mm 凸模直径/mm 凹模直径/ mm 550，600，650， 700，750，800 25，20，18，16， 14，12，10，8 200 1. 6 19. 60，19. 68，19. 71，19. 74， 19. 78，19. 81，19. 84，19. 87 20. 00 图 3 B1500HS 钢的连续冷却转变曲线和热冲裁过程的冷却 曲线 Fig． 3 CCT diagram of B1500HS steel and cooling curves in the hot blanking process 当冲裁温度为 550 ℃ 时，试样的冷却曲线首先进 入铁素体转变区，从奥氏体中析出先共析铁素体． 在 奥氏体转变为铁素体时，释放大量的相变潜热( 奥氏 体转变为铁素体的热焓为 5. 9 × 108 J·m － 3［13］) ，使试 样的冷却速度变慢，冷却曲线的趋势变缓． 试样温度 继续下降，冷却曲线大约在 600 ℃ 时进入了珠光体转 变区． 珠光体的片层间距大小取决于珠光体形成温 度，连续冷却过程中，珠光体形成温度越低( 即奥氏体 过冷度越大) ，珠光体片层间距越小［14］． 从图 4 中可 以看出，冷却曲线穿过珠光体转变区靠鼻尖区域，此处 的奥氏体具有较大的过冷度，故转变过程中渗碳体片 和铁素体片变薄缩短，部分奥氏体转变成了极细珠光 体( 即屈氏体) ． 温度继续下降，冷却曲线大约在 560 ℃进入了贝氏体转变区，并在 380 ℃ 左右完成贝氏体 转变． 对于低碳合金钢，在贝氏体相变区的高温区域 内形成的贝氏体呈颗粒状，有块状铁素体和粒状( 岛 状) 富碳奥氏体或马氏体组成［15］． B1500HS 属于亚共 析钢，贝氏体在高温相变区形成过程中，由于相变温度 高，相变驱动力较小，形成的铁素体数量少且宽度大， 铁素体中过饱和碳扩散到奥氏体内部; 随着铁素体的 增多，奥氏体逐渐减少，其内部碳含量增大，转变困难， 最终得到了铁素体上分布着粒状富碳奥氏体或马氏体 ( 又称粒状贝氏体) ． 富碳奥氏体在随后的冷却过程 中，可能全部保留成为残余奥氏体，也可能部分或全部 分解为铁素体和渗碳体的混合物( 珠光体或贝氏体) ． 冷却曲线在贝氏体相转变区内达到设定的冲裁温度 ( 550 ℃ ) ，试样与冲裁凸模、凹模和顶件块接触，冷却 速度大幅度增加，冷却曲线穿过马氏体相转变区的最 · 3581 ·

·1854 工程科学学报，第39卷，第12期 50m 50m 图4不同冲裁温度下落料件的微观组织.(a)550℃：(b)600℃ Fig.4 Microstructures of blanked workpieces obtained at different blanking temperatures:(a)550C:(b)600 C 右侧区域.试样的最终组织是铁素体、珠光体、粒状贝 氏体和少量的马氏体的混合组织，如图4(a)所示. 当冲裁温度为600℃时，模具的凸模、凹模和顶件 块在铁素体相变区内与B1500HS试样接触，试样的冷 却速度迅速上升，并依次穿越了贝氏体和马氏体相变 区.试样微观组织中有块状铁素体、粒状贝氏体和马 氏体，如图4(b)所示 马氏体相变是非扩散型相变，相变量是与Ms和 Mf相关的函数，而且冷却速度对硼钢B1500HS马 氏体相变的起始和结束温度有影响.由图3可以看 图5冲裁温度为600℃下的铁素体贝氏体扫描电镜图片 出，当冲裁温度在550℃和600℃时，随着冲裁温度的 Fig.5 Scanning electron micrograph of berrite-bainite at the blan- king temperature of 600 C 升高，试样的冷却速度增大，其冷却曲线左移，穿过马 氏体相变区时，马氏体转变开始温度Ms升高，马氏体 2.2显微硬度 转变终止温度Mf下降，试样Ms和Mf的温度差别增 显微硬度的测试位置为落料件厚度方向的中间位 大，微观组织中的马氏体增多.对比图4(a)和图4(b) 置，每个冲裁温度测试3个试样，每个试样沿图7中所 可以看出，当冲裁温度为600℃时，与冲裁温度为550 示的位置和方向测试8个点，然后求平均值，得到热冲 ℃时试样相比，微观组织中的马氏体含量明显增多。 裁件的显微硬度随冲裁温度的变化趋势如图7所示 奥氏体晶界缺陷处的畸变能高，导致合金元素、碳 从图7可以看出，当冲裁温度为550~650℃时，随着 原子和溶质原子在这些地方偏聚：另外，热冲裁及保压 冲裁温度的升高，热冲裁件的显微硬度值从HV210 冷却过程中，在相变孕育期内，溶质原子在应力影响下 逐渐增大至HV550.图4(a)、(b)和图6(a)表明，随 向位错和滑移等缺陷处扩散和偏聚，造成了过冷奥氏 着冲裁温度的升高，试样中的铁素体和珠光体组织含 体中存在贫碳区和富碳区，促进了铁素体贝氏体晶核 量减少，马氏体和贝氏体组织含量升高，这正是试样显 发育成长a.在B1500HS试样的微观组织内存在沿 微硬度值升高的根本原因.从图7可以看出，当冲裁 着晶界和向晶内生长的大致平行的片条状铁素体贝氏 温度为650~800℃时，试样的显微硬度值较高，硬度 体，如图5所示 HV值约为550：随着冲裁温度的升高，热冲裁件的显 当冲裁温度为650~800℃时，试样的冷却曲线只 微硬度值基本没有变化.图6表明，试样的微观组织 穿过马氏体相变区，微观组织是完全马氏体组织，如图 为完全马氏体组织（白色马氏体和板条状马氏体），因 6所示.由图3可以看出，冲裁温度为650℃时，试样 此当冲裁温度为650~800℃时，试样的显微硬度基本 的冷却曲线只穿过马氏体相转变区，而且靠近贝氏体 一致.关于冷却速度或各相含量对硼钢显微硬度的影 相转变区的最左侧，因此650℃可看成是生成完全马 响，其他学者也得到了相似的研究结论.Nikravesh 氏体组织的临界冲裁温度.由于过冷奥氏体内存在组 等叨在非等温变形对22MB5钢马氏体相变的影响 织缺陷，应力也可导致位错和滑移增加，导致合金元 研究中指出，试样的显微硬度随着冷却速度的升高而 素、碳原子和溶质原子在这些地方偏聚，使过冷奥氏体 升高：当微观组织的显微硬度超过HV400时，是马氏 内部形成富碳区和贫碳区.富碳区的过冷奥氏体在马 体组织或马氏体与贝氏体的混合组织：当维氏硬度 氏体相变区转变为白亮高碳马氏体，贫碳区的过冷奥 HV在200~400之间，是铁素体、珠光体、贝氏体或马 氏体转变为板条状马氏体. 氏体组织的混合物：当维氏硬度HV低于200，是铁素

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 图 4 不同冲裁温度下落料件的微观组织 . ( a) 550 ℃ ; ( b) 600 ℃ Fig． 4 Microstructures of blanked workpieces obtained at different blanking temperatures: ( a) 550 ℃ ; ( b) 600 ℃ 右侧区域． 试样的最终组织是铁素体、珠光体、粒状贝 氏体和少量的马氏体的混合组织，如图 4( a) 所示． 当冲裁温度为 600 ℃时，模具的凸模、凹模和顶件 块在铁素体相变区内与 B1500HS 试样接触，试样的冷 却速度迅速上升，并依次穿越了贝氏体和马氏体相变 区． 试样微观组织中有块状铁素体、粒状贝氏体和马 氏体，如图 4( b) 所示． 马氏体相变是非扩散型相变，相变量是与 Ms 和 Mf 相关的函数［13］，而且冷却速度对硼钢 B1500HS 马 氏体相变的起始和结束温度有影响［4］． 由图 3 可以看 出，当冲裁温度在 550 ℃和 600 ℃ 时，随着冲裁温度的 升高，试样的冷却速度增大，其冷却曲线左移，穿过马 氏体相变区时，马氏体转变开始温度 Ms 升高，马氏体 转变终止温度 Mf 下降，试样 Ms 和 Mf 的温度差别增 大，微观组织中的马氏体增多． 对比图 4( a) 和图 4( b) 可以看出，当冲裁温度为 600 ℃ 时，与冲裁温度为 550 ℃时试样相比，微观组织中的马氏体含量明显增多． 奥氏体晶界缺陷处的畸变能高，导致合金元素、碳 原子和溶质原子在这些地方偏聚; 另外，热冲裁及保压 冷却过程中，在相变孕育期内，溶质原子在应力影响下 向位错和滑移等缺陷处扩散和偏聚，造成了过冷奥氏 体中存在贫碳区和富碳区，促进了铁素体贝氏体晶核 发育成长［16］． 在 B1500HS 试样的微观组织内存在沿 着晶界和向晶内生长的大致平行的片条状铁素体贝氏 体，如图 5 所示． 当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃ 时，试样的冷却曲线只 穿过马氏体相变区，微观组织是完全马氏体组织，如图 6 所示． 由图 3 可以看出，冲裁温度为 650 ℃ 时，试样 的冷却曲线只穿过马氏体相转变区，而且靠近贝氏体 相转变区的最左侧，因此 650 ℃ 可看成是生成完全马 氏体组织的临界冲裁温度． 由于过冷奥氏体内存在组 织缺陷，应力也可导致位错和滑移增加，导致合金元 素、碳原子和溶质原子在这些地方偏聚，使过冷奥氏体 内部形成富碳区和贫碳区． 富碳区的过冷奥氏体在马 氏体相变区转变为白亮高碳马氏体，贫碳区的过冷奥 氏体转变为板条状马氏体． 图 5 冲裁温度为 600 ℃下的铁素体贝氏体扫描电镜图片 Fig． 5 Scanning electron micrograph of berrite-bainite at the blan￾king temperature of 600 ℃ 2. 2 显微硬度 显微硬度的测试位置为落料件厚度方向的中间位 置，每个冲裁温度测试 3 个试样，每个试样沿图 7 中所 示的位置和方向测试 8 个点，然后求平均值，得到热冲 裁件的显微硬度随冲裁温度的变化趋势如图 7 所示． 从图 7 可以看出，当冲裁温度为 550 ～ 650 ℃ 时，随着 冲裁温度的升高，热冲裁件的显微硬度值从 HV 210 逐渐增大至 HV 550． 图 4( a) 、( b) 和图 6( a) 表明，随 着冲裁温度的升高，试样中的铁素体和珠光体组织含 量减少，马氏体和贝氏体组织含量升高，这正是试样显 微硬度值升高的根本原因． 从图 7 可以看出，当冲裁 温度为 650 ～ 800 ℃ 时，试样的显微硬度值较高，硬度 HV 值约为 550; 随着冲裁温度的升高，热冲裁件的显 微硬度值基本没有变化． 图 6 表明，试样的微观组织 为完全马氏体组织( 白色马氏体和板条状马氏体) ，因 此当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃时，试样的显微硬度基本 一致． 关于冷却速度或各相含量对硼钢显微硬度的影 响，其他学者也得到了相似的研究结论． Nikravesh 等［17］在非等温变形对 22MnB5 钢马氏体相变的影响 研究中指出，试样的显微硬度随着冷却速度的升高而 升高; 当微观组织的显微硬度超过 HV 400 时，是马氏 体组织或马氏体与贝氏体的混合组织; 当维氏硬度 HV 在 200 ～ 400 之间，是铁素体、珠光体、贝氏体或马 氏体组织的混合物; 当维氏硬度 HV 低于 200，是铁素 · 4581 ·

李辉平等：B1500HS硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 ·1855· 50 um 50m 50 um 50m 图6不同冲裁温度下落料件的微观组织.(a)650℃：(b)700℃：(c)750℃：(d)800℃ Fig.6 Microstructures of blanked workpieces obtained at different blanking temperatures:(a)650℃：(b)700℃：(c)750℃：(d)8O0℃ 体组织.Barcellona与Palmeri is在塑性变形对 的波动趋势.当冲裁温度为600℃时，落料件的负偏 22MnB5钢的硬度和连续冷却相转变的研究中指出， 差达到最大.当冲裁温度为650℃时，落料件的正偏 完全马氏体组织的显微硬度HV约为551，贝氏体的出 差达到最大.当冲裁温度一定时，随着模具间隙比的 现会导致试样的显微硬度降低，铁素体和珠光体组织 减小，落料件的尺寸有增大的趋势.根据图8中的尺 的显微硬度HV约为290. 寸误差波动曲线可知，对于同一模具间隙比，存在着多 600 个冲裁温度可使落料件具有较高的尺寸精度，如：当模 具间隙比为8%时，当冲裁温度在600~650℃、750~ 500 800℃时，落料件的尺寸误差存在最小值，也就是热冲 400 裁工艺具有较高的冲裁精度.从金相分析可知，当冲 300 裁温度为600~650℃时，落料件的微观组织是大量粒 状贝氏体、铁素体和马氏体混合组织：当冲裁温度为 200 750~800℃时，落料件的微观组织是大量的板条马氏 100 体和少量白亮高碳马氏体.因此在冲裁温度为750~ 0.1mm 800℃时，可以获得综合性能优良、硬度高、耐磨性好 250 600 650700 750 800 和尺寸精度高的零件. 冲裁温度心 冲裁件的尺寸精度是指冲裁件的实际尺寸与公称 图7落料件平均显微维氏硬度 尺寸之间的差值，差值越小，精度越高。对于传统冷冲 Fig.7 Average Vickers hardness of blanked workpiece 裁得到的冲裁件，其偏差主要是由于工件从凹模内推 从图7可以看出，冲裁温度为650℃时的试样显 出（落料）或从凸模上卸下（冲孔）时材料受到挤压变 微硬度是硬度的转折点，这与图3中冷却曲线与连续 形、纤维伸长、穹弯后产生弹性恢复和模具制造误差等 冷却转变曲线的关系一致，也与图4和图6中关于试 因素引起.在热冲裁过程中，除了上述因素之外，还需 样微观组织的分析结果一致. 要分别考虑由温度降低引起的收缩和由组织转变引起 2.3冲裁精度 的膨胀，而且这两个因素在热冲裁过程中是影响冲裁 通过热冲裁得到的落料件的尺寸精度随冲裁温度 件尺寸精度的主要因素. 和模具间隙比的变化趋势如图8所示.由图8可以看 在热冲裁过程中，随着温度的降低，奥氏体将转变 出，当模具间隙比一定时，落料件直径的尺寸误差值随 为铁素体、珠光体、贝氏体或马氏体.由于不同相的晶 着冲裁温度的降低出现“正增长一负增长一正增长” 体结构、比容和密度均不同，使得材料的体积在相变前

李辉平等: B1500HS 硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 图 6 不同冲裁温度下落料件的微观组织 . ( a) 650 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 750 ℃ ; ( d) 800 ℃ Fig． 6 Microstructures of blanked workpieces obtained at different blanking temperatures: ( a) 650 ℃ ; ( b) 700 ℃ ; ( c) 750 ℃ ; ( d) 800 ℃ 体 组 织． Barcellona 与 Palmeri ［18］在 塑 性 变 形 对 22MnB5 钢的硬度和连续冷却相转变的研究中指出， 完全马氏体组织的显微硬度 HV 约为 551，贝氏体的出 现会导致试样的显微硬度降低，铁素体和珠光体组织 的显微硬度 HV 约为 290． 图 7 落料件平均显微维氏硬度 Fig． 7 Average Vickers hardness of blanked workpiece 从图 7 可以看出，冲裁温度为 650 ℃ 时的试样显 微硬度是硬度的转折点，这与图 3 中冷却曲线与连续 冷却转变曲线的关系一致，也与图 4 和图 6 中关于试 样微观组织的分析结果一致． 2. 3 冲裁精度 通过热冲裁得到的落料件的尺寸精度随冲裁温度 和模具间隙比的变化趋势如图 8 所示． 由图 8 可以看 出，当模具间隙比一定时，落料件直径的尺寸误差值随 着冲裁温度的降低出现“正增长一负增长一正增长” 的波动趋势． 当冲裁温度为 600 ℃ 时，落料件的负偏 差达到最大． 当冲裁温度为 650 ℃ 时，落料件的正偏 差达到最大． 当冲裁温度一定时，随着模具间隙比的 减小，落料件的尺寸有增大的趋势． 根据图 8 中的尺 寸误差波动曲线可知，对于同一模具间隙比，存在着多 个冲裁温度可使落料件具有较高的尺寸精度，如: 当模 具间隙比为 8% 时，当冲裁温度在 600 ～ 650 ℃、750 ～ 800 ℃ 时，落料件的尺寸误差存在最小值，也就是热冲 裁工艺具有较高的冲裁精度． 从金相分析可知，当冲 裁温度为 600 ～ 650 ℃时，落料件的微观组织是大量粒 状贝氏体、铁素体和马氏体混合组织; 当冲裁温度为 750 ～ 800 ℃时，落料件的微观组织是大量的板条马氏 体和少量白亮高碳马氏体． 因此在冲裁温度为 750 ～ 800 ℃时，可以获得综合性能优良、硬度高、耐磨性好 和尺寸精度高的零件． 冲裁件的尺寸精度是指冲裁件的实际尺寸与公称 尺寸之间的差值，差值越小，精度越高． 对于传统冷冲 裁得到的冲裁件，其偏差主要是由于工件从凹模内推 出( 落料) 或从凸模上卸下( 冲孔) 时材料受到挤压变 形、纤维伸长、穹弯后产生弹性恢复和模具制造误差等 因素引起． 在热冲裁过程中，除了上述因素之外，还需 要分别考虑由温度降低引起的收缩和由组织转变引起 的膨胀，而且这两个因素在热冲裁过程中是影响冲裁 件尺寸精度的主要因素． 在热冲裁过程中，随着温度的降低，奥氏体将转变 为铁素体、珠光体、贝氏体或马氏体． 由于不同相的晶 体结构、比容和密度均不同，使得材料的体积在相变前 · 5581 ·

·1856· 工程科学学报，第39卷，第12期 0.05 式中，△L()为由奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量； △L,a0为奥氏体转变为马氏体时，因相变引起的尺 0.03 寸改变量：△L,为马氏体因温度变化引起的尺寸改 0.01 变量；△La,w为奥氏体向马氏体发生相变过程中，马 氏体和奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量：△L为冲裁 -0.01 -模具间隙比25% 一模具间隙比20% 之后因材料发生弹性恢复引起的尺寸改变量. 模具间隙比18% 模具间隙比16% 当冲裁温度为650~800℃时，由图3可以看出， 模具间隙比14% 马氏体转变的起始和终止温度是一致的，因此，由于奥 ◆一模其间隙比12% -0.05 ◆一模具间隙比10% 氏体向马氏体发生转变而引起的体积膨胀量在不同的 一模具间隙比8% 冲裁温度下是相同的.随着冲裁温度的降低，因奥氏 0.015350 600 650 700 750 800 体温度降低引起的冷却收缩量减小，但是因组织转变 冲裁温度/℃ 引起的膨胀量和因马氏体温度降低而引起的冷却收缩 图8冲裁温度和模具间隙比对落料件尺寸精度的影响 量不随着冲裁温度的降低而改变，从而引起△L的值 Fig.8 Effect of blanking temperature and die clearance ratio on di- mension precision of the blanked workpiece 在该温度区间内随着冲裁温度的降低而增大.图8 中，落料件尺寸误差的趋势与通过式(4)分析得到的 后发生改变，引起了材料的尺寸的变化.钢板被加热 趋势相一致 至完全奥氏体化状态，快速转移到冲裁模具上，在进行 当冲裁温度为600~650℃时，由图3可以看出， 冲裁之前，由温度变化和组织转变引起的尺寸变化对 奥氏体没有全部转变为马氏体，有奥氏体部分转变成 于冲裁件的尺寸精度均没有影响.冲裁完成之后，奥 了贝氏体、铁素体或珠光体，而且随着冲裁温度的降 氏体和冲裁之前因组织转变生成的新生成相由于温度 低，转变为贝氏体、铁素体或珠光体的奥氏体比例 降低引起的体积收缩、冲裁之后奥氏体转变为其他组 增大 织引起的体积膨胀、组织转变结束之后各相由温度降 由图9可以看出，马氏体的密度低于贝氏体、铁素 低引起的体积收缩均会导致落料件的尺寸发生改变 体+珠光体的密度0.由式(3)可得，由于贝氏体或 冲裁后，由各种因素引起的尺寸改变量可以表达为 铁素体+珠光体的密度均大于马氏体的密度，导致由 △L=△L(w+△LTE,R,B0+△LyA-M.AB,AF,A9 组织转变引起的体积膨胀减小，因组织转变引起的尺 (1) 寸膨胀无法抵消因温度降低引起的尺寸收缩，导致试 式中，△Lw为由奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量， 样的尺寸误差减小，而且最终进入最大负误差状态 △LaM.AB.AE,A为奥氏体转变为马氏体、贝氏体、 随着冲裁温度的降低，板料在断裂后，冷却温度区间减 铁素体和珠光体时，因相变引起的尺寸改变量 小，材料尺寸因温度降低导致的收缩量减小，因材料发 △L,g,,为新生成相因温度变化引起的尺寸改变量. 生弹性恢复引起的尺寸改变量导致落料件的尺寸逐渐 在奥氏体转变为其他各相过程中，试样的体积变 增大 化比与长度变化比成线性关系阿： 8250 8200 ·一铁素体+珠光体 3 AV (2) 8150 。一贝氏体 l。 8100 马氏体 一奥氏体 式中，△V表示因相变引起的体积改变量，V。表示试样 8050 E8000 的初始体积，△1表示因相变引起的尺寸改变量，。表 7950 示试样的初始尺寸.用密度表示式(2)中的体积，可 7900 得到： 7800 7750 = (3) 7850 7700 7650 式中，p表示奥氏体的密度，△p表示奥氏体与新形成 7600 0100200300400500600700800900 相的密度差 温度℃ 从图4和图6中可看出，当冲裁温度为650~800 图9奥氏体、马氏体、贝氏体，铁素体+珠光体的密度圆 ℃时，落料件的微观组织中是完全马氏体组织.考虑 Fig.9 Density diagram of austenite,martensite,bainite,and ferrite 材料因弹性恢复导致的尺寸变化，式(1)可转换为 pearlite △L=△Lr()+△Lr0+△LyA-0+△La+0+△L. 2.4断口质量 (4) 利用高分辨扫描电镜对模具间隙比为8%时的落

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 图 8 冲裁温度和模具间隙比对落料件尺寸精度的影响 Fig． 8 Effect of blanking temperature and die clearance ratio on di￾mension precision of the blanked workpiece 后发生改变，引起了材料的尺寸的变化． 钢板被加热 至完全奥氏体化状态，快速转移到冲裁模具上，在进行 冲裁之前，由温度变化和组织转变引起的尺寸变化对 于冲裁件的尺寸精度均没有影响． 冲裁完成之后，奥 氏体和冲裁之前因组织转变生成的新生成相由于温度 降低引起的体积收缩、冲裁之后奥氏体转变为其他组 织引起的体积膨胀、组织转变结束之后各相由温度降 低引起的体积收缩均会导致落料件的尺寸发生改变． 冲裁后，由各种因素引起的尺寸改变量可以表达为 ΔL = ΔLT( A) + ΔLT( F，P，B，M) + ΔLV( A→M，A→B，A→F，A→P) ． ( 1) 式中，ΔLT( A) 为由奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量， ΔLV( A→M，A→B，A→F，A→P) 为奥氏体转变为马氏体、贝氏体、 铁素 体 和 珠 光 体 时，因 相 变 引 起 的 尺 寸 改 变 量． ΔLT( F，P，B，M) 为新生成相因温度变化引起的尺寸改变量． 在奥氏体转变为其他各相过程中，试样的体积变 化比与长度变化比成线性关系［19］: ΔV V0 = 3 Δl l0 ． ( 2) 式中，ΔV 表示因相变引起的体积改变量，V0 表示试样 的初始体积，Δl 表示因相变引起的尺寸改变量，l0 表 示试样的初始尺寸． 用密度表示式( 2) 中的体积，可 得到: Δl = 1 3 Δρ ρ － Δρ l0 ． ( 3) 式中，ρ 表示奥氏体的密度，Δρ 表示奥氏体与新形成 相的密度差． 从图 4 和图 6 中可看出，当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃时，落料件的微观组织中是完全马氏体组织． 考虑 材料因弹性恢复导致的尺寸变化，式( 1) 可转换为 ΔL = ΔLT( A) + ΔLT( M) + ΔLV( A→M) + ΔL( A + M) + ΔL'． ( 4) 式中，ΔLT( A) 为由奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量; ΔLV( A→M) 为奥氏体转变为马氏体时，因相变引起的尺 寸改变量; ΔLT( M) 为马氏体因温度变化引起的尺寸改 变量; ΔL( A + M) 为奥氏体向马氏体发生相变过程中，马 氏体和奥氏体热胀冷缩引起的尺寸改变量; ΔL'为冲裁 之后因材料发生弹性恢复引起的尺寸改变量． 当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃ 时，由图 3 可以看出， 马氏体转变的起始和终止温度是一致的，因此，由于奥 氏体向马氏体发生转变而引起的体积膨胀量在不同的 冲裁温度下是相同的． 随着冲裁温度的降低，因奥氏 体温度降低引起的冷却收缩量减小，但是因组织转变 引起的膨胀量和因马氏体温度降低而引起的冷却收缩 量不随着冲裁温度的降低而改变，从而引起 ΔL 的值 在该温度区间内随着冲裁温度的降低而增大． 图 8 中，落料件尺寸误差的趋势与通过式( 4) 分析得到的 趋势相一致 当冲裁温度为 600 ～ 650 ℃ 时，由图 3 可以看出， 奥氏体没有全部转变为马氏体，有奥氏体部分转变成 了贝氏体、铁素体或珠光体，而且随着冲裁温度的降 低，转变 为 贝 氏 体、铁 素 体 或 珠 光 体 的 奥 氏 体 比 例 增大． 由图 9 可以看出，马氏体的密度低于贝氏体、铁素 体 + 珠光体的密度［20］． 由式( 3) 可得，由于贝氏体或 铁素体 + 珠光体的密度均大于马氏体的密度，导致由 组织转变引起的体积膨胀减小，因组织转变引起的尺 寸膨胀无法抵消因温度降低引起的尺寸收缩，导致试 样的尺寸误差减小，而且最终进入最大负误差状态． 随着冲裁温度的降低，板料在断裂后，冷却温度区间减 小，材料尺寸因温度降低导致的收缩量减小，因材料发 生弹性恢复引起的尺寸改变量导致落料件的尺寸逐渐 增大． 图 9 奥氏体、马氏体、贝氏体、铁素体 + 珠光体的密度［20］ Fig． 9 Density diagram of austenite，martensite，bainite，and ferrite + pearlite 2. 4 断口质量 利用高分辨扫描电镜对模具间隙比为 8% 时的落 · 6581 ·

李辉平等：B1500HS硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 ·1857· 料件的冲裁断口进行观测，如图10所示，可以看出，随 被冲裁断裂，随着冲裁温度的升高，奥氏体组织的塑性 着冲裁温度的升高，光亮带的宽度增大，撕裂带的宽度 和韧性越高，板料在冲裁过程中，经历越多的弹性变形 减小，圆角带的宽度增大.当冲裁温度为800℃，落料 和塑剪变形，位于刃口处材料的应力达到断裂极限时， 件断口表面的光亮带和圆角带约占板料厚度的80%， 开始产生微裂纹，最终发生断裂.因此，随着冲裁温度 而且光亮带比较平整 的升高，光亮带的宽度越大，断裂带的宽度越小，圆角 冲裁温度为650~800℃时，板料在奥氏体组织下 带的宽度越大 550℃ 600℃ 650℃ 700℃ 750℃ 800℃ 200pm 图10在冲裁间隙比为8%时不同冲裁温度下落料件的断口形貌 Fig.10 Fracture of blanked workpieces at different blanking temperatures with die clearance ratio of 8% 冲裁温度为550~600℃时，材料已经发生相变， 料件断口表面的光亮带和圆角带约占板料厚度的 由奥氏体转变成贝氏体、铁素体和珠光体.由于贝氏 80%,而且光亮带比较平整. 体、铁素体和珠光体的塑性比奥氏体的塑性差，因此， (5)当冲裁温度在600~650℃、750~800℃时， 经历较少的塑剪变形。随着冲裁温度的降低，冲裁之 落料件的尺寸误差存在最小值，也就是热冲裁工艺具 前的相变量增多，材料表现出的塑性越差，发生塑剪变 有较高的冲裁精度：为了获取综合性能优良、硬度高、 形越少，导致断口表面的光亮带宽度越小 耐磨性好、尺寸精度高和断面质量高的零件，最合适的 热冲裁温度为750-800℃. 3结论 (1)冲裁温度为650~800℃时，零件的微观组织 参考文献 为白色马氏体和板条状马氏体：冲裁温度为600℃时， [1]Li H P,Zhao G Q,He L F,et al.Research on the constitutive 微观组织中有块状铁素体、粒状贝氏体和马氏体：冲裁 relationship of hot stamping boron steel B1500HS at high tempera- 温度为550℃时，微观组织中有粒状贝氏体、铁素体、 ture.J Mech Eng,2012,48(8):21 (李辉平，赵国群，贺连芳，等.热冲压硼钢B1500HS高温本 珠光体和少量马氏体组织：随着冲裁温度的升高，马氏 构方程的研究.机械工程学报，2012,48(8)：21) 体的转变量增多. [2] Ma N,Shen G Z,Zhang Z H,et al.Material performance of hot- (2)冲裁温度为550~650℃时，随着冲裁温度的 forming high strength steel and its application in vehicle body. 升高，热冲裁件的显微硬度值从HV210逐渐增大至 Mech Eng,2011,47(8):60 HV550:当冲裁温度为650~800℃时，试样的显微硬 (马宁，申国哲，张宗华，等。高强度钢板热冲压材料性能研 度值较高，硬度值约为HV550. 究及在车身设计中的应用.机械工程学报，2011,47(8)： 60) (3)当冲裁温度一定时，落料件的尺寸随着模具 B] Abdulhay B,Bourouga B,Dessain C,et al.Experimental study 间隙比的减小而增大：当模具间隙比一定时，落料件直 of heat transfer in hot stamping process.Int Mater Form,2009. 径的尺寸误差值随着冲裁温度的降低出现“正增长一 2(Suppl1):255 负增长一正增长”的波动趋势：当冲裁温度为600℃ [4]Li H P,He L F,Yang X D,et al.Effect of deformation and cool- 时，落料件的负偏差达到最大：当冲裁温度为650℃ ing on the phase transformation of martensite for B1500HS boron 时，落料件的正偏差达到最大：当冲裁温度高于750℃ steel.J Mech Eng,2016,52(10)67 时，落料件的的尺寸误差出现负偏差 (李辉平，贺连芳，杨肖丹，等.形变和冷却对B1500HS硼钢 马氏体相变的影响.机械工程学报，2016,52(10)：67) (4)当模具间隙比一定时，随着冲裁温度的升高， [5]Liu WQ,Ying L,Wang D T,et al.Investigation of mesoscopic 光亮带的宽度增大，撕裂带的宽度减小，圆角带的宽度 damage evolution mechanism of high strength steel in hot stamping 增大.当冲裁温度为800℃、模具间隙比为8%时，落 process.J Mech Eng,2016,52(14):31

李辉平等: B1500HS 硼钢热冲裁过程的相变和冲裁精度 料件的冲裁断口进行观测，如图 10 所示，可以看出，随 着冲裁温度的升高，光亮带的宽度增大，撕裂带的宽度 减小，圆角带的宽度增大． 当冲裁温度为 800 ℃，落料 件断口表面的光亮带和圆角带约占板料厚度的 80% ， 而且光亮带比较平整． 冲裁温度为 650 ～ 800 ℃ 时，板料在奥氏体组织下 被冲裁断裂，随着冲裁温度的升高，奥氏体组织的塑性 和韧性越高，板料在冲裁过程中，经历越多的弹性变形 和塑剪变形，位于刃口处材料的应力达到断裂极限时， 开始产生微裂纹，最终发生断裂． 因此，随着冲裁温度 的升高，光亮带的宽度越大，断裂带的宽度越小，圆角 带的宽度越大． 图 10 在冲裁间隙比为 8% 时不同冲裁温度下落料件的断口形貌 Fig． 10 Fracture of blanked workpieces at different blanking temperatures with die clearance ratio of 8% 冲裁温度为 550 ～ 600 ℃ 时，材料已经发生相变， 由奥氏体转变成贝氏体、铁素体和珠光体． 由于贝氏 体、铁素体和珠光体的塑性比奥氏体的塑性差，因此， 经历较少的塑剪变形． 随着冲裁温度的降低，冲裁之 前的相变量增多，材料表现出的塑性越差，发生塑剪变 形越少，导致断口表面的光亮带宽度越小． 3 结论 ( 1) 冲裁温度为 650 ～ 800 ℃ 时，零件的微观组织 为白色马氏体和板条状马氏体; 冲裁温度为 600 ℃ 时， 微观组织中有块状铁素体、粒状贝氏体和马氏体; 冲裁 温度为 550 ℃时，微观组织中有粒状贝氏体、铁素体、 珠光体和少量马氏体组织; 随着冲裁温度的升高，马氏 体的转变量增多． ( 2) 冲裁温度为 550 ～ 650 ℃ 时，随着冲裁温度的 升高，热冲裁件的显微硬度值从 HV 210 逐渐增大至 HV 550; 当冲裁温度为 650 ～ 800 ℃ 时，试样的显微硬 度值较高，硬度值约为 HV 550． ( 3) 当冲裁温度一定时，落料件的尺寸随着模具 间隙比的减小而增大; 当模具间隙比一定时，落料件直 径的尺寸误差值随着冲裁温度的降低出现“正增长一 负增长一正增长”的波动趋势; 当冲裁温度为 600 ℃ 时，落料件的负偏差达到最大; 当冲裁温度为 650 ℃ 时，落料件的正偏差达到最大; 当冲裁温度高于 750 ℃ 时，落料件的的尺寸误差出现负偏差． ( 4) 当模具间隙比一定时，随着冲裁温度的升高， 光亮带的宽度增大，撕裂带的宽度减小，圆角带的宽度 增大． 当冲裁温度为 800 ℃、模具间隙比为 8% 时，落 料件断口表面的光亮带和圆角带约占板料厚度的 80% ，而且光亮带比较平整． ( 5) 当冲裁温度在 600 ～ 650 ℃、750 ～ 800 ℃ 时， 落料件的尺寸误差存在最小值，也就是热冲裁工艺具 有较高的冲裁精度; 为了获取综合性能优良、硬度高、 耐磨性好、尺寸精度高和断面质量高的零件，最合适的 热冲裁温度为 750 ～ 800 ℃ ． 参 考 文 献 ［1］ Li H P，Zhao G Q，He L F，et al． Ｒesearch on the constitutive relationship of hot stamping boron steel B1500HS at high tempera￾ture． J Mech Eng，2012，48( 8) : 21 ( 李辉平，赵国群，贺连芳，等． 热冲压硼钢 B1500HS 高温本 构方程的研究． 机械工程学报，2012，48( 8) : 21) ［2］ Ma N，Shen G Z，Zhang Z H，et al． Material performance of hot￾forming high strength steel and its application in vehicle body． J Mech Eng，2011，47( 8) : 60 ( 马宁，申国哲，张宗华，等． 高强度钢板热冲压材料性能研 究及在车身设计中的应用． 机械工程学报，2011，47 ( 8) : 60) ［3］ Abdulhay B，Bourouga B，Dessain C，et al． Experimental study of heat transfer in hot stamping process． Int J Mater Form，2009， 2( Suppl 1) : 255 ［4］ Li H P，He L F，Yang X D，et al． Effect of deformation and cool￾ing on the phase transformation of martensite for B1500HS boron steel． J Mech Eng，2016，52( 10) : 67 ( 李辉平，贺连芳，杨肖丹，等． 形变和冷却对 B1500HS 硼钢 马氏体相变的影响． 机械工程学报，2016，52( 10) : 67) ［5］ Liu W Q，Ying L，Wang D T，et al． Investigation of mesoscopic damage evolution mechanism of high strength steel in hot stamping process． J Mech Eng，2016，52( 14) : 31 · 7581 ·

·1858 工程科学学报，第39卷，第12期 (刘文权，盈亮，王丹彤，等.热冲压成形过程细观损伤演化 cooling rates on the microstructure in a hypereutectoid steel.Acta 机理研究.机械工程学报，2016,52(14)：31) Metall Sin,2013,49(5):583 [6]Mori K,Maeno T,Fuzisaka S.Punching of ultra-high strength (李俊杰，Godfrey Andrew,刘伟，等.奥氏体化与冷却速率 steel sheets using local resistance heating of shearing zone.Mater 对过共析钢组织的影响.金属学报，2013,49(5)：583) Process Tech,2012,212(2):534 [15]Cao J,Liu YZ,Yan J,et al.Effects of deformation temperature 7]Mori K,Maeno T,Maruo Y.Punching of small hole of die- and cooling method on microstructure of granular bainite.T Ma- quenched steel sheets using local resistance heating.CIRP Ann- ter Heat Treat,2011,32(7)62 Manuf Techn,2012,61(1):255 (曹杰，刘雅政，阁军，等.变形温度和冷却方法对粒状贝氏 [8]Liu HS,Lei C X.Local heating-aided hot blanking of quenched 体组织形态的影响.材料热处理学报，2011,32(7)：62) ultra-high-strength steel BR1500HS.Int J Ade Manuf Tech, 16]Liu Z C.Wang H Y,Ren H P,et al.Investigation of bainite 2015,77(14):629 ferrite nucleation mechanism.T Mater Heat Treat,2007,28 9]So H,FaBmann D,Hoffmann H,et al.An investigation of the (1):53 blanking process of the quenchable boron alloyed steel 22MnB5 (刘宗昌，王海燕，任慧平，等.贝氏体铁素体形核机理求 before and after hot stamping process.J Mater Process Tech, 索.材料热处理学报，2007,28(1)：53) 2012,212(2):437 07] Nikravesh M,Naderi M,Akbari G H.Influence of hot plastic [10]Choi H S,Kim B M,Kim D H,et al.Application of mechanical deformation and cooling rate on martensite and bainite start tem- trimming to hot stamped 22MnB5 parts for energy saving.Int peratures in 22MnB5 steel.Mater Sci Eng A,2012,540:24 Precis Eng Manuf,2014,15(6):1087 [18]Barcellona A,Palmeri D.Effect of plastic hot deformation on the 11]Zhang M R.Research on Warm Blanking of Ultra-High Strength hardness and continuous cooling transformations of 22MnB5 mi- Steel by Numerical Simulation [Dissertation].Changchun:Jin- croalloyed boron steel.Metall Mater Trans A,2009,40(5): Lin University,2015 1160 (张眸睿.基于数值模拟的超高强度钢温热冲裁研究[学位 [19]Li H P,Gai K,He L F,et al.Non-isothermal phase-ransforma- 论文].长春：吉林大学，2015) tion kinetics model for evaluating the austenization of 55CrMo [12]Han X H,Yang K,Ding Y N,et al.Numerical and experimen- steel based on Johnson-Mehl-Avrami equation.Mater Design, tal investigations on mechanical trimming process for hot stamped 2016,92:731 ultra-high strength parts.Mater Process Tech,2016,234:158 D0]He L F.Research on Key Parameter Measuring and Quenching [13]Li H P,Zhao G Q,Niu S T,et al.FEM simulation of quenching Properties of Boron Steel B1500HS in Hot Stamping Process [Dis- process and experimental verification of simulation results.Mater sertation].Jinan:Shandong University,2012 Sci Eng A,2007,452453:705 (贺连芳.硼钢B150OHS的热冲压关键参数测试及其淬火性 [14]LiJJ,Godfrey A,Liu W,et al.Effects of austenitization and 能研究[学位论文].济南：山东大学，2012)

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