1800 MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 1800MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能 梁文冯彬朱国明康永林林利刘仁东 Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA LIANG Wen,FENG Bin,ZHU Guo-ming.KANG Yong-lin,LIN Li.LIU Reng-dong 引用本文： 梁文，冯彬，朱国明，康永林，林利，刘仁东.1800MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能.工程科学学报， 2020,42(6:755-762.doi:10.13374.issn2095-9389.2019.06.24.005 LIANG Wen,FENG Bin,ZHU Guo-ming.KANG Yong-lin,LIN Li,LIU Reng-dong.Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(6):755-762.doi: 10.13374.issn2095-9389.2019.06.24.005 在线阅读View online:https::/oi.org10.13374.issn2095-9389.2019.06.24.005 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Nb-T微合金化热冲压成形用钢的微观组织与力学性能 Microstructure and mechanical properties of Nb-Ti micro-alloy hot stamping steels 工程科学学报.2017,39(6：859htps:/ldoi.org10.13374.issn2095-9389.2017.06.007 HTRB6O0级高强钢筋高温下的力学性能 Mechanical properties of high-strength HTRB600 steel bars under high temperature 工程科学学报.2017,399y:1428 https:/1doi.org/10.13374斩.issn2095-9389.2017.09.017 13 DOMPa级Nb微合金化DH钢组织性能研究 Microstructure and properties of 1300 MPa-Grade Nb microalloying DH Steel 工程科学学报.优先发表htps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2020.01.13.002 焊接速度对机器人搅拌摩擦焊AA7B04铝合金接头组织和力学性能的影响 Effect of the welding speed on the microstructure and the mechanical properties of robotic friction stir welded AA7B04 aluminum alloy 工程科学学报.2018.40(12外：1525htps:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.12.011 铈对工程机械用70OMPa级高强钢焊接性能的影响？ Effect of Cerium on Welding Properties of 700 MPa High Strength Steel for Construction Machinery 工程科学学报.优先发表hps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.11.21.004

1800 MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能 梁文 冯彬 朱国明 康永林 林利 刘仁东 Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA LIANG Wen, FENG Bin, ZHU Guo-ming, KANG Yong-lin, LIN Li, LIU Reng-dong 引用本文: 梁文, 冯彬, 朱国明, 康永林, 林利, 刘仁东. 1800 MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能[J]. 工程科学学报, 2020, 42(6): 755-762. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.24.005 LIANG Wen, FENG Bin, ZHU Guo-ming, KANG Yong-lin, LIN Li, LIU Reng-dong. Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(6): 755-762. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.24.005 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.24.005 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in Nb-Ti微合金化热冲压成形用钢的微观组织与力学性能 Microstructure and mechanical properties of Nb-Ti micro-alloy hot stamping steels 工程科学学报. 2017, 39(6): 859 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.06.007 HTRB600级高强钢筋高温下的力学性能 Mechanical properties of high-strength HTRB600 steel bars under high temperature 工程科学学报. 2017, 39(9): 1428 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.09.017 1300MPa级Nb微合金化DH钢组织性能研究 Microstructure and properties of 1300 MPa-Grade Nb microalloying DH Steel 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.01.13.002 焊接速度对机器人搅拌摩擦焊AA7B04铝合金接头组织和力学性能的影响 Effect of the welding speed on the microstructure and the mechanical properties of robotic friction stir welded AA7B04 aluminum alloy 工程科学学报. 2018, 40(12): 1525 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.12.011 铈对工程机械用700MPa级高强钢焊接性能的影响? Effect of Cerium on Welding Properties of 700 MPa High Strength Steel for Construction Machinery 工程科学学报.优先发表 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.11.21.004

工程科学学报.第42卷，第6期：755-762.2020年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.6:755-762,June 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.24.005;http://cje.ustb.edu.cn 1800MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接 性能 梁文”，冯彬，朱国明四，康永林，林利2)，刘仁东) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)鞍钢集团钢铁研究院.鞍山114009 ☒通信作者，E-mail:zhuguoming(@ustb.edu.cn 摘要采用光纤激光焊接设备对1800MP级热成形钢与CR340LA低合金高强钢进行对接激光拼焊，研究了不同激光焊 接功率和焊接速度下焊接接头的组织演变规律及热冲压成形性能，并对焊接接头的力学性能和硬度进行了分析.结果表明， 3种焊接工艺下激光拼焊原板综合力学性能相差较小，由焊接接头造成的伸长率和抗拉强度的损失均在母材的28.3%和 91%以内.激光焊接后焊缝区均为粗大、高硬度的马氏体结构：两侧热影响区组织主要为铁素体和马氏体，接头未出现明显 的软化区.激光拼焊原板拉伸试样均断裂于CR340LA母材区，距离焊缝12m左右，且存在焊缝隆起现象.选取焊接功率和 焊接速率分别为4000W和0.18m·s1的焊接试样在高温下进行热冲压成形检测，未出现焊缝开裂，热成形后拼焊板具有良好 性能，满足汽车激光拼焊板使用要求，拉伸结果表明，试样断裂位置与未热冲压成形前一致，均位于CR340LA母材区，拉伸过 程中，焊缝向高强度母材侧偏移，在弱强度母材侧产生应力集中并缩颈断裂 关键词激光焊接：热冲压成形：焊缝偏移：力学性能：组织转变 分类号TG456.7 Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high- strength steel CR340LA LIANG Wen,FENG Bin,ZHU Guo-ming,KANG Yong-lin,LIN Li2),LIU Reng-dong? 1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Ansteel Technology Center,Anshan 114009,China Corresponding author,E-mail:zhuguoming@ustb.edu.cn ABSTRACT A laser tailor welding experiment of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA was carried out using an optical fiber laser.The microstructure evolution and hot stamping formability of tailor-welded blanks were investigated under different laser welding powers and welding speeds,and the mechanical properties and distribution of the microhardness of the welding joints were analyzed and studied.Results show that the comprehensive mechanical properties of the laser tailor-welded blanks have little difference under three welding processes.The loss of elongation and tensile strength caused by welding joints is within 28.3%and 9.1%of the base metal.After laser welding,the fusion zone of the tailor-welded blanks is a martensite structure,which is bulky and has high hardness.The microstructure in the heat-affected zone on both sides is mainly ferrite and martensite,and there is no obvious softening zone in the joint under the welding processes.The tensile specimens of the tailor-welded blanks are all broken in the CR340LA base metal zone,approximately 12 mm away from the weld center,and a weld heave phenomenon occurs,which may be due to the uneven distribution of material properties after welding.Hot stamping of the tailor-welded blanks with a 收稿日期：2019-06-24 基金项目：国家自然科学基金资助项目(U1460101:北京科技大学基本科研业务费资助项目(FRF-AT-18-009)

1800 MPa 热成形钢与 CR340LA 低合金高强钢激光焊接 性能 梁 文1)，冯 彬1)，朱国明1) 苣，康永林1)，林 利1,2)，刘仁东2) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 2) 鞍钢集团钢铁研究院，鞍山 114009 苣通信作者，E-mail: zhuguoming@ustb.edu.cn 摘    要    采用光纤激光焊接设备对 1800 MPa 级热成形钢与 CR340LA 低合金高强钢进行对接激光拼焊，研究了不同激光焊 接功率和焊接速度下焊接接头的组织演变规律及热冲压成形性能，并对焊接接头的力学性能和硬度进行了分析. 结果表明， 3 种焊接工艺下激光拼焊原板综合力学性能相差较小，由焊接接头造成的伸长率和抗拉强度的损失均在母材的 28.3% 和 9.1% 以内. 激光焊接后焊缝区均为粗大、高硬度的马氏体结构；两侧热影响区组织主要为铁素体和马氏体，接头未出现明显 的软化区. 激光拼焊原板拉伸试样均断裂于 CR340LA 母材区，距离焊缝 12 mm 左右，且存在焊缝隆起现象. 选取焊接功率和 焊接速率分别为 4000 W 和 0.18 m·s−1 的焊接试样在高温下进行热冲压成形检测，未出现焊缝开裂，热成形后拼焊板具有良好 性能，满足汽车激光拼焊板使用要求，拉伸结果表明，试样断裂位置与未热冲压成形前一致，均位于 CR340LA 母材区，拉伸过 程中，焊缝向高强度母材侧偏移，在弱强度母材侧产生应力集中并缩颈断裂. 关键词    激光焊接；热冲压成形；焊缝偏移；力学性能；组织转变 分类号    TG456.7 Laser welding properties of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high￾strength steel CR340LA LIANG Wen1) ，FENG Bin1) ，ZHU Guo-ming1) 苣 ，KANG Yong-lin1) ，LIN Li1,2) ，LIU Reng-dong2) 1) School of Materials Science and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Ansteel Technology Center, Anshan 114009, China 苣 Corresponding author, E-mail: zhuguoming@ustb.edu.cn ABSTRACT    A laser tailor welding experiment of 1800 MPa press hardening steel and low-alloy high-strength steel CR340LA was carried out using an optical fiber laser. The microstructure evolution and hot stamping formability of tailor-welded blanks were investigated under different laser welding powers and welding speeds, and the mechanical properties and distribution of the microhardness of the welding joints were analyzed and studied. Results show that the comprehensive mechanical properties of the laser tailor-welded blanks have little difference under three welding processes. The loss of elongation and tensile strength caused by welding joints is within 28.3% and 9.1% of the base metal. After laser welding, the fusion zone of the tailor-welded blanks is a martensite structure, which is bulky and has high hardness. The microstructure in the heat-affected zone on both sides is mainly ferrite and martensite, and there is no obvious softening zone in the joint under the welding processes. The tensile specimens of the tailor-welded blanks are all broken in the CR340LA base metal zone, approximately 12 mm away from the weld center, and a weld heave phenomenon occurs, which may be due to the uneven distribution of material properties after welding. Hot stamping of the tailor-welded blanks with a 收稿日期: 2019−06−24 基金项目: 国家自然科学基金资助项目 (U1460101)；北京科技大学基本科研业务费资助项目 (FRF-AT-18-009) 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期：755−762，2020 年 6 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 6: 755−762, June 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.24.005; http://cje.ustb.edu.cn

.756 工程科学学报，第42卷，第6期 welding power and welding speed of 4000 W and 0.18 m-s",respectively,was carried out at high temperature,and no weld cracks were found during the experiment.Thus,these tailor-welded blanks have good performance and meet the requirements of automobile laser tailor-welded blanks.The tensile test results show that the fracture location of the specimens is the same as that before hot stamping,both of which are located in the CR340LA base metal area.During the stretching process,the fusion zone shifts to the side of the high- strength base metal,which results in a stress concentration and necking fracture on the side of the weak-strength base metal. KEY WORDS laser welding;hot stomping:weld offset;mechanical properties;microstructural transformation 近年来，为减重、降耗、节能、减排，车身零部 材料对接激光焊接，研究1800MPa级热成形钢的 件选材及制造趋于多元化、轻量化、绿色化.在选 激光拼焊性能及焊后拼焊板热冲压成形性能，以 择车身轻质材料时首先要满足安全性要求，同时 期为1800MPa级热成形钢激光拼焊板的实际生 须从汽车整个生命周期的总排放量进行评价-] 产应用提供实验理论参考与数据储备 据相关资料显示，75%油耗与汽车车身质量有关， 1实验材料与方法 汽车车身质量每减轻1%，油耗将下降0.6%~ 1.0%-)现阶段，将激光拼焊技术与热冲压成形 1.1实验材料 技术相结合实际上就是减重、降耗、节能、减排的 实验用两种母材为鞍钢生产冷轧AC1800HS热 最佳方式：采用高强度的热冲压成形钢可在保证 成形钢和CR340LA低合金高强钢，厚度均为1.5mm, 强度要求的前提下，使用更薄的车身材料，而激光 其化学成分如表1所示，主要是通过添加一定含 拼焊优化了车身结构提高了材料的使用率，降低 量的Nb、Ti、V等微合金元素，在钢中形成细小的 了成本，并且极大的满足了汽车零部件各部位的 碳化物析出粒子，使钢产生析出强化，同时，结合 性能要求6目前，激光拼焊技术可将不同强度 微合金元素的细化晶粒作用，以获得较高强度级 级别、不同材料、不同厚度的钢板拼焊在一起，以 别的材料5两母材的微观组织形貌如图1所 实现同一构件不同部位对性能的不同需求，如汽 示，均为铁素体与珠光体混合组织，但各材料的组 车B柱，其上部需具有较高强度，以防止在汽车碰 织成分比例有所不同，AC1800HS热成形钢珠光体 撞中高变形性及侵入性，而下部需具有较好的塑 含量较多，晶粒较为细小和球化.AC1800HS和 韧性，以便于在碰撞中吸能，降低汽车碰撞所造成 CR340LA冷轧态力学性能相近，二者抗拉强度和 的冲击，更好的保护司乘人员的安全⑧但是，高 伸长率分别为562和548MPa、25.52%和26.60%. 强钢激光拼焊板的制造工艺还不是很完善，特别 试验用激光设备为鞍钢所有的光纤激光器， 是异种材料焊接过程中组织转变和力学性能及拼 其设备型号为IPG YLR-6000,激光器最大功率为 焊板后续冲压成形过程中焊缝偏移规律还需要进 6000W,激光波长1070nm.激光头固定在KUKA 一步深入研究 表1激光焊接母材化学成分（质量分数） 目前，国内外的研究学者对高强钢激光拼焊 Table 1 Chemical composition of the base material % 板的研究多基于1500MPa传统热成形钢22MnB5 Base metal C Si Mn B Al Nb+Ti+Mo+Cr+V 及双相钢-4,1800MPa级热冲压成钢的激光焊 AC1800HS0.340.401.360.0030.04 0.51 接性能鲜有报道.本文主要针对1800MPa级超高 CR340LA0.070.381.08-0.04 0.071 强热成形钢与低合金高强钢CR340LA进行异种 (a) (b) 图1母材的基本组织形貌.(a)AC1800HS:(b)CR340LA Fig.1 Microstructure of the base material:(a)AC1800HS;(b)CR340LA

welding power and welding speed of 4000 W and 0.18 m·s−1, respectively, was carried out at high temperature, and no weld cracks were found during the experiment. Thus, these tailor-welded blanks have good performance and meet the requirements of automobile laser tailor-welded blanks. The tensile test results show that the fracture location of the specimens is the same as that before hot stamping, both of which are located in the CR340LA base metal area. During the stretching process, the fusion zone shifts to the side of the high￾strength base metal, which results in a stress concentration and necking fracture on the side of the weak-strength base metal. KEY WORDS    laser welding；hot stomping；weld offset；mechanical properties；microstructural transformation 近年来，为减重、降耗、节能、减排，车身零部 件选材及制造趋于多元化、轻量化、绿色化. 在选 择车身轻质材料时首先要满足安全性要求，同时 须从汽车整个生命周期的总排放量进行评价[1−3] . 据相关资料显示，75% 油耗与汽车车身质量有关， 汽车车身质量每减 轻 1%，油耗将下 降 0.6%～ 1.0% [4−5] . 现阶段，将激光拼焊技术与热冲压成形 技术相结合实际上就是减重、降耗、节能、减排的 最佳方式；采用高强度的热冲压成形钢可在保证 强度要求的前提下，使用更薄的车身材料，而激光 拼焊优化了车身结构提高了材料的使用率，降低 了成本，并且极大的满足了汽车零部件各部位的 性能要求[6−9] . 目前，激光拼焊技术可将不同强度 级别、不同材料、不同厚度的钢板拼焊在一起，以 实现同一构件不同部位对性能的不同需求，如汽 车 B 柱，其上部需具有较高强度，以防止在汽车碰 撞中高变形性及侵入性，而下部需具有较好的塑 韧性，以便于在碰撞中吸能，降低汽车碰撞所造成 的冲击，更好的保护司乘人员的安全[8, 10] . 但是，高 强钢激光拼焊板的制造工艺还不是很完善，特别 是异种材料焊接过程中组织转变和力学性能及拼 焊板后续冲压成形过程中焊缝偏移规律还需要进 一步深入研究. 目前，国内外的研究学者对高强钢激光拼焊 板的研究多基于 1500 MPa 传统热成形钢 22MnB5 及双相钢[11−14] ，1800 MPa 级热冲压成钢的激光焊 接性能鲜有报道. 本文主要针对 1800 MPa 级超高 强热成形钢与低合金高强钢 CR340LA 进行异种 材料对接激光焊接，研究 1800 MPa 级热成形钢的 激光拼焊性能及焊后拼焊板热冲压成形性能，以 期为 1800 MPa 级热成形钢激光拼焊板的实际生 产应用提供实验理论参考与数据储备. 1    实验材料与方法 1.1    实验材料 实验用两种母材为鞍钢生产冷轧 AC1800HS 热 成形钢和 CR340LA 低合金高强钢，厚度均为 1.5 mm， 其化学成分如表 1 所示，主要是通过添加一定含 量的 Nb、Ti、V 等微合金元素，在钢中形成细小的 碳化物析出粒子，使钢产生析出强化，同时，结合 微合金元素的细化晶粒作用，以获得较高强度级 别的材料[15−16] . 两母材的微观组织形貌如图 1 所 示，均为铁素体与珠光体混合组织，但各材料的组 织成分比例有所不同，AC1800HS 热成形钢珠光体 含量较多，晶粒较为细小和球化. AC1800HS 和 CR340LA 冷轧态力学性能相近，二者抗拉强度和 伸长率分别为 562 和 548 MPa、25.52% 和 26.60%. 试验用激光设备为鞍钢所有的光纤激光器， 其设备型号为 IPG YLR-6000，激光器最大功率为 6000 W，激光波长 1070 nm. 激光头固定在 KUKA 表 1 激光焊接母材化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of the base material % Base metal C Si Mn B Al Nb+Ti+Mo+Cr+V AC1800HS 0.34 0.40 1.36 0.003 0.04 0.51 CR340LA 0.07 0.38 1.08 ― 0.04 0.071 (a) (b) 图 1 母材的基本组织形貌. （a）AC1800HS；（b）CR340LA Fig.1 Microstructure of the base material: (a) AC1800HS; (b) CR340LA · 756 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期

梁文等：18O0MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能 757· 30HA6六轴倒挂机器人上，通过控制机器人运 保护，气体流量为24Lmin,其焊接示意图如图2 动速度调节焊接速度，焊接过程中采用工业Ar气 所示. Shielding gas 45o Welding direction Clamp Fixture Laser beam Steel 图2激光焊接示意图 Fig.2 Schematic diagram of the laser welding 1.2实验方法 采用体积分数为4%的硝酸酒精溶液进行腐蚀， 将上述厚度均为1.5mm的AC1800HS热成形 利用光学显微镜观察焊接接头宏观形貌和焊缝 钢和CR340LA低合金高强钢钢板切割成190mm× 组织精细结构.利用FM-300型显微硬度仪对原 340mm规格板料，并按表2所示的三种焊接工艺 拼焊板焊缝进行硬度测试.拉伸试样尺寸如图5 沿两种板料340mm侧进行异材对接激光焊接实 所示，拉伸试样在MTS810电子万能试验机上按照 验，每种工艺焊接2块备用试样.焊后进行热冲压 标准GB/T228.1一2010进行拉伸，拉伸速率为 成形实验，实验模具及热成形后U型构件如图3 2 mm:min 所示；热冲压成形工艺为：将拼焊板料置于930℃ 2实验结果分析与讨论 的马弗炉中，加热奧奥氏体化5mim,并迅速移至模 具内，进行热冲压成形及保压淬火 2.1焊缝宏观形貌分析 激光焊接后，首先对焊接接头宏观表面进行 表2激光焊接工艺 基本焊缝成形缺陷观测，如图6(a)~(c),可以看 Table 2 Laser welding processes 出3种工艺下，焊缝均饱满、连续，未出现气孔、焊 No.Power/W Welding speed/(m's) Heat input/(J.mm) 瘤、未焊透和过焊等基本焊接缺陷，以及明显的错 2000 0.04 50.0 K2 3000 位和差厚；焊接接头宽度为1.65~1.89mm.进一步 0.08 37.5 K3 4000 0.11 36.4 对焊缝的微观组织进行观察和研究，如图6(d)~ (),激光焊接后接头各部位存在明显的组织差 实验后，从原拼焊板的中部切取焊缝金相试 异，焊接接头组成主要可分为母材区(BM)、热 样及焊缝拉伸试样；从U型件的顶部切取焊缝 影响区(HAZ)和焊缝区(FZ);AC1800HS侧热影响 金相试样及母材拉伸样，并按照图4所示的取样 区宽度明显大于CR340LA侧热影响区，并且 方法在U型件的不同位置切取焊缝拉伸试样.金 CR340LA侧热影响区存在明显的粗晶粒过渡区； 相试样大小为10mm×10mm,经机械研磨抛光后， 这主要是两母材的化学成分存在差异导致各相变 (b) Cooling path Punch 图3热冲压成形模具(a)及U型拼焊板构件(b) Fig.3 Hot stamping forming die (a)and U-shaped tailor welded blank component(b)

30HA 6 六轴倒挂机器人上，通过控制机器人运 动速度调节焊接速度，焊接过程中采用工业 Ar 气 保护，气体流量为 24 L·min−1，其焊接示意图如图 2 所示. 1.2    实验方法 将上述厚度均为 1.5 mm 的 AC1800HS 热成形 钢和 CR340LA 低合金高强钢钢板切割成 190 mm× 340 mm 规格板料，并按表 2 所示的三种焊接工艺 沿两种板料 340 mm 侧进行异材对接激光焊接实 验，每种工艺焊接 2 块备用试样. 焊后进行热冲压 成形实验，实验模具及热成形后 U 型构件如图 3 所示；热冲压成形工艺为：将拼焊板料置于 930 ℃ 的马弗炉中，加热奥氏体化 5 min，并迅速移至模 具内，进行热冲压成形及保压淬火. 实验后，从原拼焊板的中部切取焊缝金相试 样及焊缝拉伸试样；从 U 型件的顶部切取焊缝 金相试样及母材拉伸样，并按照图 4 所示的取样 方法在 U 型件的不同位置切取焊缝拉伸试样. 金 相试样大小为 10 mm×10 mm，经机械研磨抛光后， 采用体积分数为 4% 的硝酸酒精溶液进行腐蚀， 利用光学显微镜观察焊接接头宏观形貌和焊缝 组织精细结构. 利用 FM-300 型显微硬度仪对原 拼焊板焊缝进行硬度测试. 拉伸试样尺寸如图 5 所示，拉伸试样在 MTS810 电子万能试验机上按照 标 准 GB/T228.1 ―2010 进行拉伸 ，拉伸速率为 2 mm·min−1 . 2    实验结果分析与讨论 2.1    焊缝宏观形貌分析 激光焊接后，首先对焊接接头宏观表面进行 基本焊缝成形缺陷观测，如图 6（a）～（c），可以看 出 3 种工艺下，焊缝均饱满、连续，未出现气孔、焊 瘤、未焊透和过焊等基本焊接缺陷，以及明显的错 位和差厚；焊接接头宽度为 1.65～1.89 mm. 进一步 对焊缝的微观组织进行观察和研究，如图 6（d）～ （ f），激光焊接后接头各部位存在明显的组织差 异，焊接接头组成主要可分为母材区（BM）、热 影响区（HAZ）和焊缝区（FZ）；AC1800HS 侧热影响 区 宽 度 明 显 大 于 CR340LA 侧 热 影 响 区 ， 并 且 CR340LA 侧热影响区存在明显的粗晶粒过渡区； 这主要是两母材的化学成分存在差异导致各相变 表 2 激光焊接工艺 Table 2 Laser welding processes No. Power/W Welding speed/(m·s−1) Heat input/(J·mm−1) K1 2000 0.04 50.0 K2 3000 0.08 37.5 K3 4000 0.11 36.4 Shielding gas 45° Welding direction Clamp Laser beam Laser beam Fixture Steel 图 2 激光焊接示意图 Fig.2 Schematic diagram of the laser welding Die Punch Cooling path (a) (b) 图 3 热冲压成形模具（a）及 U 型拼焊板构件（b） Fig.3 Hot stamping forming die (a) and U-shaped tailor welded blank component (b) 梁 文等： 1800 MPa 热成形钢与 CR340LA 低合金高强钢激光焊接性能 · 757 ·

.758 工程科学学报，第42卷，第6期 氏体，与母材种类与焊接工艺有关.图7(d)~(f) 为AC1800HS侧HAZ区微观组织，由于此区域获 得温度较高，跨度较大，约在720~930℃间， AC1800HS母材部分奥氏体化，在随后冷却过程， 靠近焊缝处热影响区形成铁素体和马氏体，而在 靠近母材一侧还存在珠光体组织.图7(g)~()为 图4U型件拉伸试样取样图 CR340LA侧热影响区微观组织，其与AC1800HS Fig.4 Sample diagram of the tensile specimens for the U-shaped parts 侧HAZ区相似，为马氏体和铁素体，且含少量的 100 30 粒状贝氏体，随着焊接热输入量的降低，组织中马 32 Welding jeint 氏体含量明显下降，粒状贝氏体含量增多.焊接接 25 头两侧热影响区组织的不同，主要是由于两侧母 材化学成分差异所造成，AC1800HS为热冲压成形 图5拉伸试样尺寸（单位：mm) Fig.5 Size of the tensile specimen (unit:mm) 钢，所含合金元素较多，高温奥氏体相对稳定，在 焊接冷却过程中，板料淬透性和淬硬性较好，将形 点有所不同，在焊接热循环过程中接头各部位所 成大量的马氏体，而CR34OLA其含碳量和合金元 受热量不同从而导致各区域组织形貌和区域宽度 素相对较少，获得马氏体的临界冷却速度较大，在 存在差异 焊接冷却过程中，容易形成珠光体和贝氏体组织. 2.2焊接接头组织演变规律 2.3焊接接头显微硬度分析 图7为3种工艺下，接头各部位的精细组织形 激光拼焊原板焊接接头硬度分布如图8,3种 貌，从图7(a)~(c)可以看出，各工艺下焊缝区均 焊接工艺下，接头硬度分布呈现相似规律.AC1800HS、 为马氏体组织；在焊接过程中，激光束热量集中， CR340LA硬度分别约为HV10163和HV10176,由 致使焊缝区峰值温度达到母材的熔点温度，迅速 母材至焊缝区，硬度呈现陡然增加趋势，在两侧热 使两边母材边缘融化并相互融合，并且焊接热量 影响区未发现明显的软化现象；AC1800HS侧焊缝 向其两侧母材扩散；焊缝区具有较快加热速度和 区硬度明显高于CR340LA侧焊缝区，其平均硬度 冷却速度刀，在快速冷却过程中形成了马氏体组 相差90，分析认为两母材的化学成分有所不同，造 织.图7(d)~(i)为不同工艺下接头的AC1800HS 成材料的淬硬性和淬透性存在差异，最终导致激 侧和CR340LA侧热影响区中心部位，其组织总体 光焊接后的冷却过程中两母材接头各部位的组织 而言为铁素体、马氏体和少量珠光体以及粒状贝 精细结构存在差异.CR34OLA合金成分中C、Mn (a) (b) (c) 4000) 0.H时S 2000W 0.04m5 300oU o08Ws 1800a 2 BoNpa k38a 34ol4 K234 k34 2D00W1 0045 3000w 0.08m/s o.t1ms 10mm 10mm 10mm (d) (e) ( CR340LA AC1800HS AC1800HS CR340LA AC1800HS CR340LA 500m 300m 图6各工艺下焊接接头宏观形貌(a,d)K1接头：(b,e)K2接头：(c,f)K3接头 Fig.6 Macromorphology of the welded joints under various processes:(a,d)KI joint;(b,e)K2 joint,(c,f)K3 joint

点有所不同，在焊接热循环过程中接头各部位所 受热量不同从而导致各区域组织形貌和区域宽度 存在差异. 2.2    焊接接头组织演变规律 图 7 为 3 种工艺下，接头各部位的精细组织形 貌，从图 7（a）～（c）可以看出，各工艺下焊缝区均 为马氏体组织；在焊接过程中，激光束热量集中， 致使焊缝区峰值温度达到母材的熔点温度，迅速 使两边母材边缘融化并相互融合，并且焊接热量 向其两侧母材扩散；焊缝区具有较快加热速度和 冷却速度[17] ，在快速冷却过程中形成了马氏体组 织. 图 7（d）～（i）为不同工艺下接头的 AC1800HS 侧和 CR340LA 侧热影响区中心部位，其组织总体 而言为铁素体、马氏体和少量珠光体以及粒状贝 氏体，与母材种类与焊接工艺有关. 图 7（d）～（f） 为 AC1800HS 侧 HAZ 区微观组织，由于此区域获 得温度较高 ，跨度较大 ，约 在 720～ 930 ℃ 间 ， AC1800HS 母材部分奥氏体化，在随后冷却过程， 靠近焊缝处热影响区形成铁素体和马氏体，而在 靠近母材一侧还存在珠光体组织. 图 7（g）～（i）为 CR340LA 侧热影响区微观组织，其与 AC1800HS 侧 HAZ 区相似，为马氏体和铁素体，且含少量的 粒状贝氏体，随着焊接热输入量的降低，组织中马 氏体含量明显下降，粒状贝氏体含量增多. 焊接接 头两侧热影响区组织的不同，主要是由于两侧母 材化学成分差异所造成，AC1800HS 为热冲压成形 钢，所含合金元素较多，高温奥氏体相对稳定，在 焊接冷却过程中，板料淬透性和淬硬性较好，将形 成大量的马氏体，而 CR340LA 其含碳量和合金元 素相对较少，获得马氏体的临界冷却速度较大，在 焊接冷却过程中，容易形成珠光体和贝氏体组织. 2.3    焊接接头显微硬度分析 激光拼焊原板焊接接头硬度分布如图 8，3 种 焊接工艺下，接头硬度分布呈现相似规律. AC1800HS、 CR340LA 硬度分别约为 HV10 163 和 HV10 176，由 母材至焊缝区，硬度呈现陡然增加趋势，在两侧热 影响区未发现明显的软化现象；AC1800HS 侧焊缝 区硬度明显高于 CR340LA 侧焊缝区，其平均硬度 相差 90，分析认为两母材的化学成分有所不同，造 成材料的淬硬性和淬透性存在差异，最终导致激 光焊接后的冷却过程中两母材接头各部位的组织 精细结构存在差异. CR340LA 合金成分中 C、Mn A B C 图 4 U 型件拉伸试样取样图 Fig.4 Sample diagram of the tensile specimens for the U-shaped parts 100 32 25 10 30 Welding joint 6 R6 图 5 拉伸试样尺寸 (单位：mm) Fig.5 Size of the tensile specimen （unit：mm） (a) (b) (c) (d) (e) (f) 10 mm 10 mm 10 mm 500 μm 500 μm CR340LA AC1800HS AC1800HS CR340LA AC1800HS CR340LA 1.89 mm 1.65 mm 1.66 mm 500 μm 图 6 各工艺下焊接接头宏观形貌. （a,d）K1 接头；（b,e）K2 接头；（c,f）K3 接头 Fig.6 Macromorphology of the welded joints under various processes: (a,d) K1 joint; (b,e) K2 joint; (c,f) K3 joint · 758 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期

梁文等：1800MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能 ,759· (a (b) 10m 0@ 10 um (d) (e) (f) g (h) 0 10 jm 图7组织检验结果.(a)K1焊缝区；(b)K2焊缝区；(c)K3焊缝区；(d)K1AC18OOHS侧热影响区；(e)K2AC1800HS侧热影响区；(f)K3 AC1800HS侧热影响区：(g)K1CR340LA侧热影响区：(h)K2CR340LA侧热影响区：(i)K3CR340LA侧热影响区 Fig.7 Microstructure examination results:(a)FZ of K1;(b)FZ of K2;(c)FZ of K3;(d)HAZ of the AC1800HS side of K1;(e)HAZ of the AC1800HS side of K2;(f)HAZ of the AC1800HS side of K3;(g)HAZ of the CR340LA side of K1;(h)HAZ of the CR340LA side of K2;(i)HAZ of the CR340LA side of K3 600 焊缝熔合线处峰值温度高，冷却速度相对较慢，最 9500 后冷却过程中C、Mn元素在焊缝中心配分较少， -K 3 造成含碳量降低，马氏体硬度会降低；第三，焊接 过程中，激光束对两母材边缘迅速进行加热消融， 300 边缘材料中合金元素存在少量的销蚀，因此马氏 AC1800HS CR340LA 体硬度也会有所降低. 200 2.4焊接接头力学性能分析 100 各焊接工艺的应力应变曲线及相关综合力学 -2.0-1.5-1.0-0.500.51.01.52.0 Distance from weld fusion line/mm 性能对比如表3和图9所示.研究发现激光焊 图8接头显微硬度 接后，3种焊接工艺下激光拼焊原板试样的伸长 Fig.8 Microhardness of the welded joints 率、抗拉强度、屈服强度均低于两母材（相对于 及其他微量合金元素较少，致使淬火后马氏体含 CR340LA,分别低5.36%~7.52%、35~50MPa和 碳量较低，板条宽度较大，因此马氏体硬度相对较 59~71MPa),各性能下降幅度分别约为28.3%、 小.研究还发现，焊接接头硬度在焊缝熔合线附近 9.1%和16.9%以下；这主要是焊接过程中存在合 出现波谷，其原因主要为以下3点：第一，焊缝熔 金元素的烧损，焊后元素再分配，以及在拉伸过程 合线处为凝固过程中最后冷却的位置，焊缝中心 中，试样的整体变形不均匀和材料性能分布不均 位置凝固时将形成等轴晶粒，等轴晶粒组织的内 匀而导致的.两种母材的微观组织和综合力学性 应力小，硬度会降低：第二，在焊接热循环过程中， 能相差不大，但合金成分差别较大，在焊接热循环

及其他微量合金元素较少，致使淬火后马氏体含 碳量较低，板条宽度较大，因此马氏体硬度相对较 小. 研究还发现，焊接接头硬度在焊缝熔合线附近 出现波谷，其原因主要为以下 3 点：第一，焊缝熔 合线处为凝固过程中最后冷却的位置，焊缝中心 位置凝固时将形成等轴晶粒，等轴晶粒组织的内 应力小，硬度会降低；第二，在焊接热循环过程中， 焊缝熔合线处峰值温度高，冷却速度相对较慢，最 后冷却过程中 C、Mn 元素在焊缝中心配分较少， 造成含碳量降低，马氏体硬度会降低；第三，焊接 过程中，激光束对两母材边缘迅速进行加热消融， 边缘材料中合金元素存在少量的销蚀，因此马氏 体硬度也会有所降低. 2.4    焊接接头力学性能分析 各焊接工艺的应力应变曲线及相关综合力学 性能对比如表 3 和图 9 所示. 研究发现激光焊 接后，3 种焊接工艺下激光拼焊原板试样的伸长 率、抗拉强度、屈服强度均低于两母材（相对于 CR340LA，分别低 5.36%～7.52%、 35～50 MPa 和 59～71 MPa），各性能下降幅度分别约为 28.3%、 9.1% 和 16.9% 以下；这主要是焊接过程中存在合 金元素的烧损，焊后元素再分配，以及在拉伸过程 中，试样的整体变形不均匀和材料性能分布不均 匀而导致的. 两种母材的微观组织和综合力学性 能相差不大，但合金成分差别较大，在焊接热循环 (a) (c) (d) (e) (f) (g) (h) (i) (b) 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 10 μm 图 7 组织检验结果. （a）K1 焊缝区；（b）K2 焊缝区；（c）K3 焊缝区；（d）K1 AC1800HS 侧热影响区；（e）K2 AC1800HS 侧热影响区；（f）K3 AC1800HS 侧热影响区；（g）K1 CR340LA 侧热影响区；（h）K2 CR340LA 侧热影响区；（i）K3 CR340LA 侧热影响区 Fig.7 Microstructure examination results: (a) FZ of K1; (b) FZ of K2; (c) FZ of K3; (d) HAZ of the AC1800HS side of K1; (e) HAZ of the AC1800HS side of K2; (f) HAZ of the AC1800HS side of K3; (g) HAZ of the CR340LA side of K1; (h) HAZ of the CR340LA side of K2; (i) HAZ of the CR340LA side of K3 −2.0 −1.5 −1.0 −0.5 0 0.5 1.0 1.5 2.0 100 200 300 400 500 600 CR340LA K1 K2 K3 AC1800HS Microhardness, HV10 Distance from weld fusion line/mm 图 8 接头显微硬度 Fig.8 Microhardness of the welded joints 梁 文等： 1800 MPa 热成形钢与 CR340LA 低合金高强钢激光焊接性能 · 759 ·

760 工程科学学报，第42卷，第6期 表3AC1800HS与CR340LA焊接接头力学性能 Table 3 Mechanical properties of the welded joint between AC1800HS and CR340LA Number Elongation/%Yield strength/MPa Tensile strength/MPa Product of tensile strength and elongation/(GPa%) Fracture location AC1800HS 25.52±0.28 397±3 562±2 14.3 CR340LA 26.60±0.2 421±8 548±3 14.6 二 KI 19.08±0.32 350肚2 513壮2 9.8 CR340LA K2 20.22±0.46 362±2 506±1 10.2 CR340LA K3 21.24±0.28 361±6 498±7 10.6 CR340LA 700 (a) (b) 600 CR340LA 456 > AC1800HS 500 400 - 300 200 K C1800HS 上2 100 K3 CR340LA K2 00 5 10 15 20 25 30 Engineering strain/% 图9激光拼焊原板应力应变曲线()及拉伸试样断裂位置(b) Fig.9 Stress-strain curve (a)and fracture location(b)of the tensile specimens of the laser tailor-welded blanks 作用，接头合金元素发生变化，冷却后，焊缝区的 的变形很小，拉伸过程中.母材CR340LA侧的强 强度、硬度较大，试样在拉伸过程中，试样变形将 度较低，焊缝将向较高强度母材AC1800HS一侧 集中在两侧的母材部位，而试样中间的焊接接头 偏移所造成的. 处变形很小，加大了整个式样的变形不均匀性；最 2.5拼焊板热冲压成形性能分析 终导致式样断裂于较弱母材CR340LA的较薄弱 从3种激光焊接拼焊板中选取综合力学性 处.相比较而言，由于K3焊接热输入量相对较低， 能最好的K3拼焊原板进行实际的U型构件热冲 其综合力学性能最好，由焊缝所造成的性能损失 压成形实验，图10和表4为U型构件各部位应 最小，伸长率和抗拉强度损失仅为母材的202% 力应变曲线及力学性能对比.其中“2”号样为热成 和9.1% 形后AC1800HS,“3”号样为热成形后CR340LA, 进一步研究发现，焊接接头的断裂部位均发 “KA”、“KB”、“KC”分别为U型件顶部、侧部、 生在母材CR340LA侧，距离焊缝中心约12mm 底部试样.研究发现，母材CR340LA经过930℃ 处，且焊缝存在隆起现象，如图9(b);分析认为，这 保温5min,并模内保压淬火后，其强度依然较低， 主要是焊缝区粗大的马氏体强度高，接头所产生 这主要是与钢的合金成分有关，连续冷却过程中， 2000 (a) (b) 甲 AC1800HS CR340LA侧 AC1800HS侧 1500 (After hot stamping) 2-1 22 3-I 1000 CR340LA 3-2 (After hot stamping) KA2 500 KB2 KB KA 10 15 20 KO Engineering strain/% 图10热成形后U型件应力应变曲线(a)及拉伸试样断裂位置(b) Fig.10 Stress-strain curve(a)and fracture location(b)of the tensile specimens of the U-shaped components

作用，接头合金元素发生变化，冷却后，焊缝区的 强度、硬度较大，试样在拉伸过程中，试样变形将 集中在两侧的母材部位，而试样中间的焊接接头 处变形很小，加大了整个式样的变形不均匀性；最 终导致式样断裂于较弱母材 CR340LA 的较薄弱 处. 相比较而言，由于 K3 焊接热输入量相对较低， 其综合力学性能最好，由焊缝所造成的性能损失 最小，伸长率和抗拉强度损失仅为母材的 20.2% 和 9.1%. 进一步研究发现，焊接接头的断裂部位均发 生在母材 CR340LA 侧 ，距离焊缝中心约 12 mm 处，且焊缝存在隆起现象，如图 9（b）；分析认为，这 主要是焊缝区粗大的马氏体强度高，接头所产生 的变形很小，拉伸过程中，母材 CR340LA 侧的强 度较低，焊缝将向较高强度母材 AC1800HS 一侧 偏移所造成的. 2.5    拼焊板热冲压成形性能分析 从 3 种激光焊接拼焊板中选取综合力学性 能最好的 K3 拼焊原板进行实际的 U 型构件热冲 压成形实验，图 10 和表 4 为 U 型构件各部位应 力应变曲线及力学性能对比. 其中“2”号样为热成 形后 AC1800HS，“3”号样为热成形后 CR340LA， “KA”、“KB”、“KC”分别为 U 型件顶部、侧部、 底部试样. 研究发现，母材 CR340LA 经过 930 ℃ 保温 5 min，并模内保压淬火后，其强度依然较低， 这主要是与钢的合金成分有关，连续冷却过程中， 表 3 AC1800HS 与 CR340LA 焊接接头力学性能 Table 3 Mechanical properties of the welded joint between AC1800HS and CR340LA Number Elongation/% Yield strength/MPa Tensile strength/MPa Product of tensile strength and elongation/(GPa·%) Fracture location AC1800HS 25.52±0.28 397±3 562±2 14.3 — CR340LA 26.60±0.2 421±8 548±3 14.6 — K1 19.08±0.32 350±2 513±2 9.8 CR340LA K2 20.22±0.46 362±2 506±1 10.2 CR340LA K3 21.24±0.28 361±6 498±7 10.6 CR340LA 0 5 10 15 20 25 30 0 100 200 300 400 500 600 700 AC1800HS CR340LA K3 K2 K1 Engineering strain/% Engineering stress /MPa (a) (b) CR340LA AC1800HS 图 9 激光拼焊原板应力应变曲线（a）及拉伸试样断裂位置（b） Fig.9 Stress–strain curve (a) and fracture location (b) of the tensile specimens of the laser tailor-welded blanks 0 5 10 15 20 25 0 500 1000 1500 2000 KC KB KA CR340LA (After hot stamping) Engineering stress/MPa Engineering strain/% AC1800HS (After hot stamping) (a) (b) CR340LA侧 AC1800HS侧 2-1 2-2 3-1 3-2 KA1 KA2 KB1 KB2 KC1 KC2 图 10 热成形后 U 型件应力应变曲线（a）及拉伸试样断裂位置（b） Fig.10 Stress–strain curve (a) and fracture location (b) of the tensile specimens of the U-shaped components · 760 · 工程科学学报，第 42 卷，第 6 期

梁文等：1800MPa热成形钢与CR340LA低合金高强钢激光焊接性能 761· 表4U型件各部位力学性能 Table 4 Mechanical properties of the various parts of the U-shaped components Number Elongation/% Yield strength/MPa Tensile strength/MPa Fracture location AC1800HS(after hot stamping) 5.12±0.13 1232±28 1890±29 一 CR340LA(after hot stamping) 23.45±0.15 417±3 597±10 KA 19.90±0.18 29916 499牡8 CR340LA KB 15.74±0.86 356±9 550±1 CR340LA KC 21.14±0.18 335±7 481±2 CR340LA CR340LA的马氏体临界转变速率较高，热冲压成 后，其组织为全马氏体，如图11(b)和(c),AC1800HS 形后，未发生马氏体转变，乃至仍为珠光体和铁素 强度达到1890MPa,达到1800MPa级热冲压成形 体，如图11(a).AC1800HS母材及焊缝热冲压成形 钢的使用要求 (a) (b) (c) 10 jm 图11热冲压成形后母材及焊缝微观组织.(a)CR340LA:(b)焊缝：(c)AC1800HS Fig.11 Microstructure of the base metal and fusion zone after hot stamping:(a)CR340LA;(b)fusion zone;(c)AC1800HS 激光拼焊板U型件各部位力学性能有所不 为铁素体和马氏体多相混合组织，由于母材的不 同，但各部位焊缝试样断裂位置均位于母材 同，热影响区组织成分会产生明显的差异 CR34OLA,并且最终焊缝试样断裂处的强度明显 (2)激光拼焊原板焊缝拉伸试样均断裂于母 低于母材CR340LA.分析认为，断裂位置均位于母 材CR340LA侧，距离焊缝中心约12mm处，且焊 材CR340LA主要是由于热冲压成形后1800MPa 缝存在隆起现象：3种激光拼焊原板的综合力学性 热成钢与CR34OLA母材强度差别较大，在拉伸过 能均低于两母材，相比较而言，K3综合力学性能 程中，强度较弱的母材CR340LA首先产生变形， 最好，由焊缝所造成的综合性能损失最小，伸长率 由于焊缝的强度较高，在继续拉伸过程中，焊缝未 和抗拉强度损失仅为母材的20.2%和9.1% 达到屈服，CR340LA就已经产生缩颈，最终断裂 (3)激光拼焊板在热冲压成形后，拉伸过程中 而断裂处强度明显低于母材CR34OLA可能与试 焊缝将向高强度母材一侧进行偏移，并在弱强度 样的整体变形不均匀、材料性能分布不均匀以及 母材侧产生应力集中.淬火后焊缝处将保持较高 热冲压成形过程中不同部位冷却速率存在些许差 的强度，拉伸试样将在低强度母材侧缩颈并断裂. 异有关.可见，激光拼焊板满足异种材料焊接要求； (4)激光拼焊原板显微硬度结果显示，由母材 在受力过程中，焊缝将向高强度母材侧偏移，并在 经热影响区至焊缝，硬度值出现陡然增加走势，在 弱强度母材侧产生应力集中网淬火后焊缝处将 焊缝熔合线附近出现波谷，未出现明显的焊缝软 保持较高的强度，拉伸试样将在低强度母材侧缩 化区 颈并断裂，焊缝并不会产生断裂，满足1800MPa 参考文献 级热成形钢异种材料激光拼焊板的设计和使用要 求，能更好的应用于汽车轻量化制造 [1]Li G Y,Li H,Ma M T,et al.Advanced hot stamping technology and development of ultra-high strength plastic automotive 3结论 components (1).Forg Stamp,2017(8):18 (李光瀛，李红，马鸣图，等.先进热冲压处理技术与超高强塑性 (1)激光拼焊后，焊接接头宽度为1.65~1.89mm, 汽车构件开发（上）.锻造与冲压，2017(8)：18) 其组织较为复杂，焊缝为全马氏体，热影响区主要 [2]Kang Y L.Modern Automobile Sheet Technology and Forming

CR340LA 的马氏体临界转变速率较高，热冲压成 形后，未发生马氏体转变，乃至仍为珠光体和铁素 体，如图 11（a）. AC1800HS 母材及焊缝热冲压成形 后，其组织为全马氏体，如图 11（b）和（c），AC1800HS 强度达到 1890 MPa，达到 1800 MPa 级热冲压成形 钢的使用要求. 激光拼焊板 U 型件各部位力学性能有所不 同 ， 但 各 部 位 焊 缝 试 样 断 裂 位 置 均 位 于 母 材 CR340LA，并且最终焊缝试样断裂处的强度明显 低于母材 CR340LA. 分析认为，断裂位置均位于母 材 CR340LA 主要是由于热冲压成形后 1800 MPa 热成钢与 CR340LA 母材强度差别较大，在拉伸过 程中，强度较弱的母材 CR340LA 首先产生变形， 由于焊缝的强度较高，在继续拉伸过程中，焊缝未 达到屈服，CR340LA 就已经产生缩颈，最终断裂. 而断裂处强度明显低于母材 CR340LA 可能与试 样的整体变形不均匀、材料性能分布不均匀以及 热冲压成形过程中不同部位冷却速率存在些许差 异有关. 可见，激光拼焊板满足异种材料焊接要求； 在受力过程中，焊缝将向高强度母材侧偏移，并在 弱强度母材侧产生应力集中[18] . 淬火后焊缝处将 保持较高的强度，拉伸试样将在低强度母材侧缩 颈并断裂，焊缝并不会产生断裂，满足 1800 MPa 级热成形钢异种材料激光拼焊板的设计和使用要 求，能更好的应用于汽车轻量化制造. 3    结论 （1）激光拼焊后，焊接接头宽度为 1.65～1.89 mm， 其组织较为复杂，焊缝为全马氏体，热影响区主要 为铁素体和马氏体多相混合组织，由于母材的不 同，热影响区组织成分会产生明显的差异. （2）激光拼焊原板焊缝拉伸试样均断裂于母 材 CR340LA 侧，距离焊缝中心约 12 mm 处，且焊 缝存在隆起现象；3 种激光拼焊原板的综合力学性 能均低于两母材，相比较而言，K3 综合力学性能 最好，由焊缝所造成的综合性能损失最小，伸长率 和抗拉强度损失仅为母材的 20.2% 和 9.1%. （3）激光拼焊板在热冲压成形后，拉伸过程中 焊缝将向高强度母材一侧进行偏移，并在弱强度 母材侧产生应力集中. 淬火后焊缝处将保持较高 的强度，拉伸试样将在低强度母材侧缩颈并断裂. （4）激光拼焊原板显微硬度结果显示，由母材 经热影响区至焊缝，硬度值出现陡然增加走势，在 焊缝熔合线附近出现波谷，未出现明显的焊缝软 化区. 参    考    文    献 Li G Y, Li H, Ma M T, et al. Advanced hot stamping technology and development of ultra-high strength plastic automotive components (I). Forg Stamp, 2017（8）: 18 （李光瀛, 李红, 马鸣图, 等. 先进热冲压处理技术与超高强塑性 汽车构件开发(上). 锻造与冲压, 2017（8）：18） [1] [2] Kang Y L. Modern Automobile Sheet Technology and Forming 表 4 U 型件各部位力学性能 Table 4 Mechanical properties of the various parts of the U-shaped components Number Elongation/% Yield strength/MPa Tensile strength/MPa Fracture location AC1800HS(after hot stamping) 5.12±0.13 1232±28 1890±29 — CR340LA(after hot stamping) 23.45±0.15 417±3 597±10 — KA 19.90±0.18 299±6 499±8 CR340LA KB 15.74±0.86 356±9 550±1 CR340LA KC 21.14±0.18 335±7 481±2 CR340LA (a) (b) (c) 10 μm 10 μm 10 μm 图 11 热冲压成形后母材及焊缝微观组织. （a）CR340LA；（b）焊缝；（c）AC1800HS Fig.11 Microstructure of the base metal and fusion zone after hot stamping: (a) CR340LA; (b) fusion zone; (c) AC1800HS 梁 文等： 1800 MPa 热成形钢与 CR340LA 低合金高强钢激光焊接性能 · 761 ·

.762 工程科学学报，第42卷.第6期 Theory.Beijing:Metallurgical Industry Press,2009 steel B340LA and boron steel B1500HS.Trans Mater Heat Treat, (康永林.现代汽车板工艺及成形理论与技术.北京：冶金工业 2013,34(2):62 出版社.2009) (唐炳涛，原政军，张保仪，等.高强钢B340LA与B1500HS钢激光 [3]Ma M T,Yi H L,Lu H Z,et al.On the lightweighting of 拼焊板热冲压淬火性能.材料热处理学报，2013,34(2)：62) automobile.Eng Sci,2009,11(9):20 [12]Ma X D,Guan Y P.Theoretical prediction and experimental (马鸣图，易红亮，路洪洲，等.论汽车轻量化.中国工程科学， investigation on formability of tailor-welded blanks.Trans 2009,11(9):20) Nonferrous Met Soc China,2016,26(1):228 [4]Hu P,Ying L,He B.Hot Stamping Advanced Manufacturing [13]Zadpoor AA,Sinke J.Weld metal ductility and its influence on Technology of Lightweight Car Body.Beijing:Science Press,2017 formability of tailor welded blanks /Failure Mechanisms of [5]Hao L,Zhu G M,Wen Y H,et al.Study on hot stamping process Advanced Welding Processes.Cambridge:Woodhead Publishing, of 38MnB5 ultra high strength boron steel.J Cent South Univ Nar 2010:258 Sci Ed,2018,49(4)817 [14]Zhao G W,Zheng J P.Study on the heat treatment procedures for (郝亮，朱国明，闻玉辉，等.超高强度硼钢38MB5的热冲压工 the laser welded joints of 1500 MPa hot forming steel strips 艺研究.中南大学学报：自然科学版，2018,49(4)：817) Wuhan Iron Steel Corp Technol,2017,55(4):31 [6]Merklein M,Johannes M,Lechner M,et al.A review on tailored (赵广威，郑江鹏.1500MPa热成形钢钢带激光焊焊后热处理工 blanks-production,applications and evaluation.J Mater Process 艺研究.武钢技术，2017,55(4)：31) Technol,2014,214(2:151 [15]Wen Y H,Zhu G M,Dai S Y,et al.Effect of Ti on microstructure [7]Wu X.Advanced high-strength steel tailor welded blanks(AHSS- and strengthening behavior in press hardening steels.J Cent South TWBs)I Tailor Welded Blanks for Advanced Manufacturing Umi,2017,24(10):2215 Cambridge:Woodhead Publishing,2011:118 [16]Wen Y H,Zhu G M,Hao L,et al.Microstructure and mechanical [8]Merklein M,Wieland M,Lechner M,et al.Hot stamping of boron properties of Nb-Ti micro-alloy hot stamping steels.Chin J Eng, steel sheets with tailored properties:a review.J Mater Process 2017,39(6):859 Technol,.2016,228:11 (闻玉辉，朱国明，郝亮，等.Nb-T微合金化热冲压成形用钢的 [9] Tang B T,Yuan Z J,Cheng G,et al.Experimental verification of 微观组织与力学性能.工程科学学报，2017,39(6)：859) tailor welded joining partners for hot stamping and analytical [17]Wang H S,Wang X N,Zhang M,et al.Effect of heat input on modeling of TWBs rheological constitutive in austenitic state microstructure and properties of microalloyed C-Mn steel full Mater Sci Eng A,2013,585:304 penetration welded joint using laser welding.Chin J Lasers,2016, [10]Song L F.Ma M T,Zhang Y S.et al.New boron steel deve- 43(1):0103003-1 lopment and process research of hot stamping.Eng Sci,2014, (王海生，王晓南，张敏，等.激光焊接热输入对微合金C-M钢 16(1):71 全熔透焊接接头组织性能的影响.中国激光，2016,43(1)： (宋磊峰，马鸣图，张宜生，等.热冲压成形新型B钢开发与工艺 0103003-1) 研究.中国工程科学，2014,16(1)：71) [18]Suresh V VNS,Regalla S P,Gupta A K.Combined effect of thick- [11]Tang B T,Yuan Z J,Zhang B Y,et al.Characterization of hot ness ratio and selective heating on weld line movement in stamped stamping and quenching of laser tailor welded blanks of HSLA tailor-welded blanks.Mater Manuf Processes,2017,32(12):1363

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