硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测

工程科学学报，第37卷，第7期：913918,2015年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.7:913-918,July 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.07.013:http://journals.ustb.edu.cn 硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 黄鸣东”，王宝雨)，李学涛》，周靖” 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)首钢技术研究院，北京100043 ☒通信作者，E-mail:bywang(@usth.cdu.cn 摘要基于Johnson-Mehl-Avrami相变动力学模型和Koistinen--Marburger方程，建立了硼钢22MnB5车门防撞梁热冲压过 程的热机械一相变耦合有限元模型，得到了车门防撞梁热冲压过程中板料温度、微观组织及维氏硬度的分布特征，研究了保压 压力和保压时间对防撞梁热冲压零件的性能影响.仿真结果表明：车门防撞梁顶部冷却速度为137.3℃·s1,侧壁冷却速度 为69.8℃·s,冷却速度决定了防撞梁各个部位的微观组织和维氏硬度：随着保压压力的增大，获得95%以上马氏体的防撞 梁的保压时间缩短，可加快生产节拍.进行了防撞梁热冲压试验，对微观组织及维氏显微硬度进行了检测。结果表明：车门防 撞梁保压10s后，顶部及侧壁均已转化为板条状马氏体组织，且顶部硬度为508HV,侧壁硬度为474HV. 关键词防撞梁；冲压：微观组织：马氏体相变；有限元 分类号TG142.33 Microstructure simulation and mechanical property prediction of boron steel during hot stamping HUANG Ming-dong",WANG Bao-yu,LI Xue-tao2,ZHOU Jing 1)School of Mechanical Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Shougang Research Institute of Technology,Beijing 100043,China Corresponding author,E-mail:bywang@ustb.edu.cn ABSTRACT Based on the Johnson-Mehl-Avrami type kinetics equations and the Koistinen-Marburger equation,a fully coupled thermomechanical-metallurgical finite element model was established for a door anti-collusion bumper of boron steel 22MnB5 in hot stamping.The characteristics of temperature,microstructure and hardness distribution on the door anti-collusion bumper were investi- gated.The effects of holding force and holding time on the microstructure and mechanical properties of door anti-collusion bumper hot stamped parts were also analyzed.Simulation results indicate that the cooling rate of the top is 137.3Csand the cooling rate of the side wall is 69.8Cs.Different cooling rates lead to different microstructure and hardness distributions on the door anti-collusion bumper.With the increasing of holding force,the holding time when the door anti-collusion bumper gets 95%martensite can be short- en,and this can speed up the production efficiency.In addition,we analyzed the microstructure and hardness at the top and side wall of the door anti-collusion bumper.Experimental results show that when the holding time is 10s,the top and side wall transfer to fully lath martensite,and the hardness at the top is about 508 HV,higher than that at the side wall of 474 HV. KEY WORDS bumpers;stamping:microstructure:martensitic transformations:finite element method 热冲压成形工艺是将板料加热至奥氏体状态后进力小、流动性能好以及回弹小.因此，热冲压技术在汽 行冲压成形并利用冷模具对板料进行淬火.高温下成 车零件制造领域越来越受到人们的关注.马宁等0以 形避免了复杂零件起皱、破裂等缺陷，并且板料变形抗 汽车防撞梁为例，对高强钢板热成形材料性能及热成 收稿日期：2014-05-06 基金项目：高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20120006110017)：现代交通金属材料与加工技术北京实验室经费资助项目

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期: 913--918，2015 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 7: 913--918，July 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 07． 013; http: / /journals． ustb． edu． cn 硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 黄鸣东1) ，王宝雨1) ，李学涛2) ，周 靖1) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 首钢技术研究院，北京 100043  通信作者，E-mail: bywang@ ustb． edu． cn 摘 要 基于 Johnson--Mehl--Avrami 相变动力学模型和 Koistinen--Marburger 方程，建立了硼钢 22MnB5 车门防撞梁热冲压过 程的热机械--相变耦合有限元模型，得到了车门防撞梁热冲压过程中板料温度、微观组织及维氏硬度的分布特征，研究了保压 压力和保压时间对防撞梁热冲压零件的性能影响． 仿真结果表明: 车门防撞梁顶部冷却速度为 137. 3 ℃·s － 1，侧壁冷却速度 为 69. 8 ℃·s － 1，冷却速度决定了防撞梁各个部位的微观组织和维氏硬度; 随着保压压力的增大，获得 95% 以上马氏体的防撞 梁的保压时间缩短，可加快生产节拍． 进行了防撞梁热冲压试验，对微观组织及维氏显微硬度进行了检测． 结果表明: 车门防 撞梁保压 10 s 后，顶部及侧壁均已转化为板条状马氏体组织，且顶部硬度为 508 HV，侧壁硬度为 474 HV． 关键词 防撞梁; 冲压; 微观组织; 马氏体相变; 有限元 分类号 TG142. 33 Microstructure simulation and mechanical property prediction of boron steel during hot stamping HUANG Ming-dong1) ，WANG Bao-yu1)  ，LI Xue-tao2) ，ZHOU Jing1) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Shougang Ｒesearch Institute of Technology，Beijing 100043，China  Corresponding author，E-mail: bywang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT Based on the Johnson--Mehl--Avrami type kinetics equations and the Koistinen--Marburger equation，a fully coupled thermomechanical-metallurgical finite element model was established for a door anti-collusion bumper of boron steel 22MnB5 in hot stamping． The characteristics of temperature，microstructure and hardness distribution on the door anti-collusion bumper were investi￾gated． The effects of holding force and holding time on the microstructure and mechanical properties of door anti-collusion bumper hot stamped parts were also analyzed． Simulation results indicate that the cooling rate of the top is 137. 3 ℃·s － 1 and the cooling rate of the side wall is 69. 8 ℃·s － 1 ． Different cooling rates lead to different microstructure and hardness distributions on the door anti-collusion bumper． With the increasing of holding force，the holding time when the door anti-collusion bumper gets 95% martensite can be short￾en，and this can speed up the production efficiency． In addition，we analyzed the microstructure and hardness at the top and side wall of the door anti-collusion bumper． Experimental results show that when the holding time is 10 s，the top and side wall transfer to fully lath martensite，and the hardness at the top is about 508 HV，higher than that at the side wall of 474 HV． KEY WOＲDS bumpers; stamping; microstructure; martensitic transformations; finite element method 收稿日期: 2014--05--06 基金项目: 高等学校博士学科点专项科研基金资助项目( 20120006110017) ; 现代交通金属材料与加工技术北京实验室经费资助项目 热冲压成形工艺是将板料加热至奥氏体状态后进 行冲压成形并利用冷模具对板料进行淬火． 高温下成 形避免了复杂零件起皱、破裂等缺陷，并且板料变形抗 力小、流动性能好以及回弹小． 因此，热冲压技术在汽 车零件制造领域越来越受到人们的关注． 马宁等［1］以 汽车防撞梁为例，对高强钢板热成形材料性能及热成

·914· 工程科学学报，第37卷，第7期 形后零件的碰撞性能进行了研究.傅垒等回通过有限 式中，L为特征尺寸，P,为普朗特常数，G:为格拉晓夫 元仿真研究了坯料初始温度、冲压速度、压边力及摩擦 数，k为空气的热传导系数，σ为波尔兹曼常数，￡为板 系数对铝合金热冲压成形零件质量的影响。周靖等四 料热辐射率，T_和T分别为环境温度和板料表面温 利用Gleeble-3500热模拟试验机获得了碉钢不同温度 度.计算结果见表1所示.板料与模具的热传导系数 和应变率下的应力应变曲线，建立了耦合损伤基于位 考虑了模具间隙及压力分布的影响四，见表2 错密度的统一黏塑性本构模型。贺连芳等利用响应 表1板料的热对流、热辐射及等效传热系数 面法对奥氏体化温度和保温时间两个工艺参数进行了 Table 1 Convection,radiation and effective heat transfer coefficients 优化，获得了合适的淬火工艺参数 热对流系数/ 热辐射系数/ 等效传热系数/ 22MnB5是典型的热冲压高强钢，经热冲压后，可 温度/℃ (Wm2.℃) (Wm2.℃-1) (Wm2.℃) 获得99%以上马氏体组织，抗拉强度和屈服强度分别 50 5.00 能够达到1500MPa和1000MPa可.因此广泛应用于汽 5.44 10.44 100 6.48 6.94 13.42 车安全零部件中，例如车门防撞梁、前后保险杠和B 柱6刀.高强钢热冲压零部件的性能取决于是否获得 200 7.28 10.93 18.21 良好的马氏体微观组织.Naderi等圆研究了奥氏体化 300 7.41 16.48 23.89 时间、成形温度及冷却速度等工艺参数对22MnB5马 400 7.40 23.86 31.26 氏体相变的影响.Bardelcik等研究了淬火速度对硼 500 7.32 33.34 40.66 钢微观组织、显微硬度及力学性能的影响.高强钢热 600 7.23 45.20 52.43 冲压过程是一个包含了冲压成形，温度传导及相变的 700 7.13 59.70 66.83 复杂过程，准确地使用有限元方法优化零件成形刀，预 800 7.03 77.12 84.15 测微观组织演变和力学性能9是行而有效的方法 900 6.91 97.73 104.64 本文基于Johnson--Mehl-Avrami相变动力学模型 1000 6.80 121.81 128.61 和Moistinen-一Marburger方程，建立了硼钢22MnB5车 表2板料与模具之间的热传导系数 门防撞梁热冲压过程的热机械一相变耦合有限元模 Table 2 Contact heat transfer conductance as a function of pressure and 型，预测了车门防撞梁上顶部和侧壁在热冲压过程中 die gap 温度、微观组织和维氏硬度分布规律，研究了保压压力 压强/ 热传导系数/ 热传导系数/ 和保压时间对零件微观组织的影响规律.通过相应的 模具 MPa (Wm2.℃-1) 间隙/mm (Wm2.℃1) 热冲压试验，验证了数值仿真结果的可靠性 0 385 0 521 1数值仿真建模 10 2173 1.0 428 高强钢热冲压过程中，首先将硼钢加热至950℃， 20 3654 1.5 312 保温5min,保证其充分奥氏体化，然后从加热炉迅速 % 3808 2.0 293 转移至模具中成形，最后使用冷模具对硼钢进行淬火. 在冷模具淬火过程中，板料在冷模具中迅速冷却， 这是一个热机械相变耦合的过程，奥氏体转变为马氏 体过程中体积会发生膨胀，从而导致应力场的变化 奥氏体转化为马氏体组织.设置模具的初始温度为 25℃，保压压力分别为500、1000、2000和3000kN.整 因此，碉钢的材料模型应包含温度和应变速率，且需要 个淬火时间为10s.由于成形过程中，板料与模具接触 考虑相变及热膨胀 时间短，因此板料温降较小，基本没有发生相变.板料 在热冲压成形阶段中，上模冲压速度为100 mms‘,板料与模具之间的摩擦系数设置为0.35.板 的相变过程主要发生在保压淬火阶段.奥氏体向铁素 料初始成形温度设置为825℃，冲压过程板料与空气 体、珠光体和贝氏体转变为扩散型相变，可由Johnson一 和模具之间发生热交换，板料与空气的等效传热系数 Mehl-Avrami(JMA)相变动力学模型来描述，其数学 (h)受热对流系数(h)和热辐射系数(h）的影响， 模型☒为 采用大空间自然对流换热计算@如下： f=1-exp（-br"). (4) ho=hom +hd' (1) 式中：∫为转变体积分数；r为等温时间：系数b和n为 h=.14(Gr-Pr) 与材料本性、工艺过程有关的常数，取决于形核率和生 (2) 长速率 s(Ts-Tst) 奥氏体向马氏体转变为非扩散型转变，转变量取 hd = (3) T-Tf 决于温度，而与时间无关.Koistinen和Marburger的研

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期 形后零件的碰撞性能进行了研究． 傅垒等［2］通过有限 元仿真研究了坯料初始温度、冲压速度、压边力及摩擦 系数对铝合金热冲压成形零件质量的影响． 周靖等［3］ 利用 Gleeble--3500 热模拟试验机获得了硼钢不同温度 和应变率下的应力-应变曲线，建立了耦合损伤基于位 错密度的统一黏塑性本构模型． 贺连芳等［4］利用响应 面法对奥氏体化温度和保温时间两个工艺参数进行了 优化，获得了合适的淬火工艺参数． 22MnB5 是典型的热冲压高强钢，经热冲压后，可 获得 99% 以上马氏体组织，抗拉强度和屈服强度分别 能够达到1500 MPa 和1000 MPa［5］． 因此广泛应用于汽 车安全零部件中，例如车门防撞梁、前后保险杠和 B 柱［6--7］． 高强钢热冲压零部件的性能取决于是否获得 良好的马氏体微观组织． Naderi 等［8］研究了奥氏体化 时间、成形温度及冷却速度等工艺参数对 22MnB5 马 氏体相变的影响． Bardelcik 等［5］研究了淬火速度对硼 钢微观组织、显微硬度及力学性能的影响． 高强钢热 冲压过程是一个包含了冲压成形，温度传导及相变的 复杂过程，准确地使用有限元方法优化零件成形［7］，预 测微观组织演变和力学性能［6，9］是行而有效的方法． 本文基于 Johnson--Mehl--Avrami 相变动力学模型 和 Moistinen--Marburger 方程，建立了硼钢 22MnB5 车 门防撞梁热冲压过程的热机械--相变耦合有限元模 型，预测了车门防撞梁上顶部和侧壁在热冲压过程中 温度、微观组织和维氏硬度分布规律，研究了保压压力 和保压时间对零件微观组织的影响规律． 通过相应的 热冲压试验，验证了数值仿真结果的可靠性． 1 数值仿真建模 高强钢热冲压过程中，首先将硼钢加热至 950 ℃， 保温 5 min，保证其充分奥氏体化，然后从加热炉迅速 转移至模具中成形，最后使用冷模具对硼钢进行淬火． 这是一个热机械-相变耦合的过程，奥氏体转变为马氏 体过程中体积会发生膨胀，从而导致应力场的变化． 因此，硼钢的材料模型应包含温度和应变速率，且需要 考虑相变及热膨胀． 在 热 冲 压 成 形 阶 段 中，上模冲压速度为 100 mm·s － 1，板料与模具之间的摩擦系数设置为 0. 35． 板 料初始成形温度设置为 825 ℃，冲压过程板料与空气 和模具之间发生热交换，板料与空气的等效传热系数 ( heff ) 受热对流系数( hcon ) 和热辐射系数( hrad ) 的影响， 采用大空间自然对流换热计算［10］如下: heff = hcon + hrad， ( 1) hcon =［0. 14( Gr·Pr) 0. 33］·k L ， ( 2) hrad = σε( T4 ∞ － T4 surf ) T∞ － Tsurf ． ( 3) 式中，L 为特征尺寸，Pr 为普朗特常数，Gr 为格拉晓夫 数，k 为空气的热传导系数，σ 为波尔兹曼常数，ε 为板 料热辐射率，T∞ 和 Tsurf分别为环境温度和板料表面温 度． 计算结果见表 1 所示． 板料与模具的热传导系数 考虑了模具间隙及压力分布的影响［11］，见表 2． 表 1 板料的热对流、热辐射及等效传热系数 Table 1 Convection，radiation and effective heat transfer coefficients 温度/℃ 热对流系数/ ( W·m － 2·℃ － 1 ) 热辐射系数/ ( W·m － 2·℃ － 1 ) 等效传热系数/ ( W·m － 2·℃ － 1 ) 50 5. 00 5. 44 10. 44 100 6. 48 6. 94 13. 42 200 7. 28 10. 93 18. 21 300 7. 41 16. 48 23. 89 400 7. 40 23. 86 31. 26 500 7. 32 33. 34 40. 66 600 7. 23 45. 20 52. 43 700 7. 13 59. 70 66. 83 800 7. 03 77. 12 84. 15 900 6. 91 97. 73 104. 64 1000 6. 80 121. 81 128. 61 表 2 板料与模具之间的热传导系数 Table 2 Contact heat transfer conductance as a function of pressure and die gap 压强/ MPa 热传导系数/ ( W·m － 2·℃ － 1 ) 模具 间隙/mm 热传导系数/ ( W·m － 2·℃ － 1 ) 0 385 0 521 10 2173 1. 0 428 20 3654 1. 5 312 30 3808 2. 0 293 在冷模具淬火过程中，板料在冷模具中迅速冷却， 奥氏体转化为马氏体组织． 设置模具的初始温度为 25 ℃，保压压力分别为 500、1000、2000 和 3000 kN． 整 个淬火时间为 10 s． 由于成形过程中，板料与模具接触 时间短，因此板料温降较小，基本没有发生相变． 板料 的相变过程主要发生在保压淬火阶段． 奥氏体向铁素 体、珠光体和贝氏体转变为扩散型相变，可由 Johnson-- Mehl--Avrami ( JMA) 相变动力学模型来描述，其数学 模型［12］为 f = 1 － exp ( － bτ n ) ． ( 4) 式中: f 为转变体积分数; τ 为等温时间; 系数 b 和 n 为 与材料本性、工艺过程有关的常数，取决于形核率和生 长速率． 奥氏体向马氏体转变为非扩散型转变，转变量取 决于温度，而与时间无关． Koistinen 和 Marburger 的研 · 419 ·

黄鸣东等：硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 *915* 究表明，转变量与温度的关系可表示为 材料的维氏硬度可以根据各个相的体积分数来确 f.=1-exp [-a(M.-T) (5) 定.在相变的某一个时刻，马氏体、贝氏体、铁素体和 式中∫m为马氏体转变体积分数：M,为马氏体相变开 珠光体的体积分数分别为∫m、f和∫。时，其维氏硬 始温度：T为温度：α为常数，它反映马氏体的转变速 度国可以表示为 率.Naderi等通过22MnB5的热膨胀试验，获得了马 Hv=fHvm+fHv。++f)Hvp (6) 氏体相变开始温度M.=410℃，马氏体相变终了温度 式中，HvHv。和Hv为各个相的硬度.根据钢的含 M,=230℃，认为马氏体相变终了时马氏体体积分数 量及冷却速度e,可以根据经验公式计算各个相的 为99%，根据方程(5)计算得到a=0.0256. 硬度： rHvm=127+949w(C)+27w(Si)+11w(Mn)+8w(Ni)+16w(Cr)+21lge, Hv=323+185u(C)+330w(Si)+153u(Mn)+65w(Ni)+144w(Cr)+19w(Mo)+(89+53u(C)- 55w(Si)-22e(Mn)-10u(Ni)-20w(Cr)-33w(Mo)lg6, (7) Hvp=42+223o(C)+53o(Si)+30c(Mn)+12.6(Ni)+7(Cr)+19w(Mo)+(10-19e(Si)+ 4w(Ni)+8w(Cr)+130w(V))Igv 520MPa,屈服强度为360MPa,延伸率为28% 2 热冲压试验 图1为车门防撞梁的几何模型，该防撞梁四周有 热冲压试验材料为1.6mm厚度的22MnB5.其主 稍许翻边，中间凸起，截面呈现M形状.其最大拉深深 要化学成分（质量分数)如下：C0.23%,Si0.21%, 度为44mm,长度为1005.7mm,侧壁有较小的拔模 Mn1.20%,P0.016%,S0.001%,Cr0.15%,Ni 斜度 0.04%,B0.004%,N0.005%.22MnB5的抗拉强度为 1005.7 图1车门防撞梁几何模型（单位：mm) Fig.I Geometric model of the door anti-collusion bumper (unit:mm) 试验首先将板料加热至奥氏体化状态，然后迅速 转移至热冲压模具上进行冲压成形，使用红外温枪测 得板料成形温度为825℃.利用冷模具淬火，当板料 淬火速度大于马氏体临界冷却速度27℃·s'时，可 获得具有马氏体组织的高强度热冲压零件.热冲压模 具如图2所示.压力机冲压速度为100mm·s,保压 压力为1000kN,保压时间为10s.在获得热冲压零件 之后，采用光学显微镜0LS4000和显微硬度计对车门 防撞梁的顶部及侧壁进行微观组织和显微维氏硬度的 分析. 3结果及讨论 图2车门防撞梁热冲压模具 Fig.2 Hot stamping tool for the door anti-collusion bumper 3.1板料温度分布特点 为了研究车门防撞梁在保压过程中的温度场分 板料从800℃降至200℃过程中三个点的平均冷却速 布，分别在车门防撞梁的顶部(P,P2,P)和侧壁 度：侧壁平均冷却速度为69.8℃·s1:顶部的冷却速 (P4,P,P6)均匀地取出三个追踪点，如图3所示. 度为137.3℃s 各个点的温降曲线如图4所示.从图中可以得到 车门防撞梁上各区域的冷却速度不同是由于保压

黄鸣东等: 硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 究表明，转变量与温度的关系可表示为 fm = 1 － exp［－ α( Ms － T) ］． ( 5) 式中: fm 为马氏体转变体积分数; Ms 为马氏体相变开 始温度; T 为温度; α 为常数，它反映马氏体的转变速 率． Naderi 等［8］通过 22MnB5 的热膨胀试验，获得了马 氏体相变开始温度 Ms = 410 ℃，马氏体相变终了温度 Mf = 230 ℃，认为马氏体相变终了时马氏体体积分数 为 99% ，根据方程( 5) 计算得到 α = 0. 0256． 材料的维氏硬度可以根据各个相的体积分数来确 定． 在相变的某一个时刻，马氏体、贝氏体、铁素体和 珠光体的体积分数分别为 fm、fb、ff 和 fp 时，其维氏硬 度［13］可以表示为 Hv = fm Hvm + fbHvb + ( ff + fp ) Hvf + p ． ( 6) 式中，Hvm、Hvb 和 Hvf + p为各个相的硬度． 根据钢的含 量及冷却速度 vfr，可以根据经验公式计算各个相的 硬度［14］: Hvm = 127 + 949w( C) + 27w( Si) + 11w( Mn) + 8w( Ni) + 16w( Cr) + 21lgvfr， Hvb = 323 + 185w( C) + 330w( Si) + 153w( Mn) + 65w( Ni) + 144w( Cr) + 19w( Mo) + ( 89 + 53w( C) － 55w( Si) － 22w( Mn) － 10w( Ni) － 20w( Cr) － 33w( Mo) ) lgvfr， Hvf + p = 42 + 223w( C) + 53w( Si) + 30w( Mn) + 12. 6w( Ni) + 7w( Cr) + 19w( Mo) + ( 10 － 19w( Si) + 4w( Ni) + 8w( Cr) + 130w( V) ) lgvfr        ． ( 7) 2 热冲压试验 热冲压试验材料为 1. 6 mm 厚度的 22MnB5． 其主 要化学成 分( 质 量 分 数) 如 下: C 0. 23% ，Si 0. 21% ， Mn 1. 20% ，P 0. 016% ，S 0. 001% ，Cr 0. 15% ，Ni 0. 04% ，B 0. 004% ，N 0. 005% ． 22MnB5 的抗拉强度为 520 MPa，屈服强度为 360 MPa，延伸率为 28% ． 图 1 为车门防撞梁的几何模型，该防撞梁四周有 稍许翻边，中间凸起，截面呈现 M 形状． 其最大拉深深 度为 44 mm，长度为 1005. 7 mm，侧 壁 有 较 小 的 拔 模 斜度． 图 1 车门防撞梁几何模型( 单位: mm) Fig． 1 Geometric model of the door anti-collusion bumper ( unit: mm) 试验首先将板料加热至奥氏体化状态，然后迅速 转移至热冲压模具上进行冲压成形，使用红外温枪测 得板料成形温度为 825 ℃ ． 利用冷模具淬火，当板料 淬火速度大于马氏体临界冷却速度 27 ℃·s － 1时［15］，可 获得具有马氏体组织的高强度热冲压零件． 热冲压模 具如图 2 所示． 压力机冲压速度为 100 mm·s － 1，保压 压力为 1000 kN，保压时间为 10 s． 在获得热冲压零件 之后，采用光学显微镜 OLS4000 和显微硬度计对车门 防撞梁的顶部及侧壁进行微观组织和显微维氏硬度的 分析． 3 结果及讨论 3. 1 板料温度分布特点 为了研究车门防撞梁在保压过程中的温度场分 布，分别在车门防撞梁的顶部( P1，P2，P3 ) 和侧 壁 ( P4，P5，P6 ) 均匀地取出三个追踪点，如图 3 所示． 各个点的温降曲线如图 4 所示． 从图中可以得到 图 2 车门防撞梁热冲压模具 Fig． 2 Hot stamping tool for the door anti-collusion bumper 板料从 800 ℃降至 200 ℃过程中三个点的平均冷却速 度: 侧壁平均冷却速度为 69. 8 ℃·s － 1 ; 顶部的冷却速 度为 137. 3 ℃·s － 1 ． 车门防撞梁上各区域的冷却速度不同是由于保压 · 519 ·

·916· 工程科学学报，第37卷，第7期 P P ● P P P 图3跟踪点分布 Fig.3 Distribution of tracking points 800 阶段中各处的模具与板料之间的间隙及板料上压力分 700 布不均匀导致的.上模与板料之间的距离如图5所 60 示.在车门防撞梁的侧壁，板料与上模的间隙为 0.05~0.15mm,而顶部与模具之间无间隙，因此顶部 500 侧壁 PP,P。 平均冷却速度高于侧壁 400 3.2微观组织分布特点 300 跟踪图3中六个点，获取对应点的马氏体体积分 B.b 顶部 200 PrPP 中幸车李 数化曲线，见图6.由于板料上各个区域的冷却速度均 00 心80名名g含8888 大于马氏体相变临界冷却速度，因此保压10s后，车门 6 10 保压时间： 防撞梁的端部、顶部和侧壁的微观组织均转变为99% 的马氏体组织.由于顶部冷却速度快，因此顶部在 图4板料温降曲线 3.5s时已完成了马氏体相变.侧壁此时开始马氏体相 Fig.4 Temperature history of the blank in FEM simulation 变，在8s时完成相变 板料与上模之间的距离/nm 0.15 0.10 0.05 0.01 0.04 图5上模与板料之间的距离 Fig.5 Distance between the blank and upper die 顶部 3.3维氏硬度分布特点 1.0 PP.P 图8分别为时间T=3,6,10s时车门防撞梁维氏 0.8 硬度分布云图.在T=3s时，防撞梁顶部已达到较高 的维氏硬度，侧壁由于尚未开始马氏体相变，因此硬度 0.6 相对较低.当T=6s时，防撞梁顶部的硬度均已达到 侧壁 450HV以上，说明顶部已转变为马氏体组织.当T= 0.4 PPP。 10s时，所有区域的维氏硬度均大于450HV,获得了硬 1.2 度分布相对均匀的车门防撞梁零件.但侧壁由于冷却 速度低，其硬度要比顶部的硬度稍低。 6 10 在车门防撞梁样件的顶部及侧壁分别取三个位置 保压时间/ 进行维氏硬度测量，压头压力为500N,测量结果见 图6不同区域马氏体体积分数 表3.顶部的平均硬度为508HV,侧壁的平均硬度较 Fig.6 Volume fraction of martensite in different locations 低，为474HV. 为验证车门防撞梁上已获得99%以上的马氏体 3.4保压压力与保压时间的影响 组织，分别在试样上对顶部及侧壁进行微观组织检测. 为说明保压压力和保压时间对零件性能的影响， 图7为保压10s后，车门防撞梁样件的顶部侧壁的微 分别进行了保压压力为500、1000、2000和3000kN下 观组织.从图中可以看出，这两个区域均已转变为 热冲压有限元仿真.保压压力和保压时间对防撞梁上 99%以上的板条状马氏体组织，车门防撞梁获得了良 平均马氏体体积分数的影响如图9所示.从图中可以 好的微观组织，与仿真结果一致. 看出，随着保压压力从500kN增加至3000kN,板料获

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期 图 3 跟踪点分布 Fig． 3 Distribution of tracking points 图 4 板料温降曲线 Fig． 4 Temperature history of the blank in FEM simulation 阶段中各处的模具与板料之间的间隙及板料上压力分 布不均匀导致的． 上模与板料之间的距离如图 5 所 示． 在 车 门 防 撞 梁 的 侧 壁，板 料 与 上 模 的 间 隙 为 0. 05 ～ 0. 15 mm，而顶部与模具之间无间隙，因此顶部 平均冷却速度高于侧壁． 3. 2 微观组织分布特点 跟踪图 3 中六个点，获取对应点的马氏体体积分 数化曲线，见图 6． 由于板料上各个区域的冷却速度均 大于马氏体相变临界冷却速度，因此保压 10 s 后，车门 防撞梁的端部、顶部和侧壁的微观组织均转变为 99% 的马氏体组织． 由于顶部冷却速度快，因此顶 部 在 3. 5 s时已完成了马氏体相变． 侧壁此时开始马氏体相 变，在 8 s 时完成相变． 图 5 上模与板料之间的距离 Fig． 5 Distance between the blank and upper die 图 6 不同区域马氏体体积分数 Fig． 6 Volume fraction of martensite in different locations 为验证车门防撞梁上已获得 99% 以上的马氏体 组织，分别在试样上对顶部及侧壁进行微观组织检测． 图 7 为保压 10 s 后，车门防撞梁样件的顶部侧壁的微 观组织． 从图中可以看出，这两个区域均已转变为 99% 以上的板条状马氏体组织，车门防撞梁获得了良 好的微观组织，与仿真结果一致． 3. 3 维氏硬度分布特点 图 8 分别为时间 T = 3，6，10 s 时车门防撞梁维氏 硬度分布云图． 在 T = 3 s 时，防撞梁顶部已达到较高 的维氏硬度，侧壁由于尚未开始马氏体相变，因此硬度 相对较低． 当 T = 6 s 时，防撞梁顶部的硬度均已达到 450 HV 以上，说明顶部已转变为马氏体组织． 当 T = 10 s 时，所有区域的维氏硬度均大于 450 HV，获得了硬 度分布相对均匀的车门防撞梁零件． 但侧壁由于冷却 速度低，其硬度要比顶部的硬度稍低． 在车门防撞梁样件的顶部及侧壁分别取三个位置 进行维氏硬度测量，压头压力为 500 N，测量结果见 表 3． 顶部的平均硬度为 508 HV，侧壁的平均硬度较 低，为 474 HV． 3. 4 保压压力与保压时间的影响 为说明保压压力和保压时间对零件性能的影响， 分别进行了保压压力为 500、1000、2000 和 3000 kN 下 热冲压有限元仿真． 保压压力和保压时间对防撞梁上 平均马氏体体积分数的影响如图 9 所示． 从图中可以 看出，随着保压压力从 500 kN 增加至 3000 kN，板料获 · 619 ·

黄鸣东等：硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 917 30m 图7车门防撞梁样件的微观组织.(a)项部：(b)侧壁 Fig.7 Microstructures of the door anti-collusion bumper:(a)top:(b)sidewall 硬度HV 493.39 395.05 (a)T=3s 296.71 198.37 100.03 硬度HW 493.97 475.98 b)T-6￥ 457.98 439.98 421.99 硬度HV 494.00 490.11 (c)T=10s 486.22 482.33 478.44 图8不同时刻车门防撞梁维氏硬度分布云图.(a)3s;(b)6s:(c)10s Fig.8 Vickers hardness distribution of the door anti-collusion bumper at different time:(a)3s:(b)6s;(c)10s 得95%以上马氏体的时间从8.8s降低至6.1s,因此 10 在热冲压过程中增大保压压力可以明显缩短保压 时间. 表3车门防撞梁端部、顶部和侧壁维氏硬度(HV) Table 3 Vickers micro-hardness in the end,top and side wall of the 。M%=95% door anti-collusion bumper 顶部 侧壁 oM9%=80% P P P> P P P。 aM%-60% 514 516 495 475 468 479 50010001500200025003000 从图9中可以看出，当保压压力为3000kN时，马 保压压力：N 氏体体积分数从60%增加至80%需要1.2s,而马氏体 图9保压压力和保压时间对马氏体相变的影响 Fig.9 Effects of holding force and holding time on the martensitic 体积分数从80%增加至95%需要1.8s.因此随着防 transformations 撞梁中马氏体体积分数的增加，马氏体转变速度越来 越慢，保压压力越小，现象越明显 压压力、保压时间对零件微观组织的影响规律 4结论 (1)车门防撞梁的顶部及侧壁由于不同的压力和 间隙分布，导致其冷却速度不同：顶部的平均冷却速度 建立了硼钢22MnB5车门防撞梁热冲压热机械- 为137.3℃s,侧壁的平均冷却速度为69.8℃s 相变耦合有限元模型，并进行了热冲压试验，验证了有 (2)当保压压力为1000kN时，车门防撞梁在保 限元模型的准确性.得到了车门防撞梁在保压淬火阶 压10s后，各个区域均获得99%的马氏体组织.其顶 段温度分布、微观组织分布、维氏硬度分布特点以及保 部3.5s既可完成马氏体转变，侧壁需要8.5s完成马

黄鸣东等: 硼钢热冲压微观组织仿真及力学性能预测 图 7 车门防撞梁样件的微观组织． ( a) 顶部; ( b) 侧壁 Fig． 7 Microstructures of the door anti-collusion bumper: ( a) top; ( b) sidewall 图 8 不同时刻车门防撞梁维氏硬度分布云图． ( a) 3 s; ( b) 6 s; ( c) 10 s Fig． 8 Vickers hardness distribution of the door anti-collusion bumper at different time: ( a) 3 s; ( b) 6 s; ( c) 10 s 得 95% 以上马氏体的时间从 8. 8 s 降低至 6. 1 s，因此 在热冲压过程中增大保压压力可以明显缩短保压 时间． 表 3 车门防撞梁端部、顶部和侧壁维氏硬度( HV) Table 3 Vickers micro-hardness in the end，top and side wall of the door anti-collusion bumper 顶部 侧壁 P1 P2 P3 P4 P5 P6 514 516 495 475 468 479 从图 9 中可以看出，当保压压力为 3000 kN 时，马 氏体体积分数从 60% 增加至 80% 需要 1. 2 s，而马氏体 体积分数从 80% 增加至 95% 需要 1. 8 s． 因此随着防 撞梁中马氏体体积分数的增加，马氏体转变速度越来 越慢，保压压力越小，现象越明显． 4 结论 建立了硼钢 22MnB5 车门防撞梁热冲压热机械-- 相变耦合有限元模型，并进行了热冲压试验，验证了有 限元模型的准确性． 得到了车门防撞梁在保压淬火阶 段温度分布、微观组织分布、维氏硬度分布特点以及保 图 9 保压压力和保压时间对马氏体相变的影响 Fig． 9 Effects of holding force and holding time on the martensitic transformations 压压力、保压时间对零件微观组织的影响规律． ( 1) 车门防撞梁的顶部及侧壁由于不同的压力和 间隙分布，导致其冷却速度不同: 顶部的平均冷却速度 为 137. 3 ℃·s － 1，侧壁的平均冷却速度为 69. 8 ℃·s － 1 ． ( 2) 当保压压力为 1000 kN 时，车门防撞梁在保 压 10 s 后，各个区域均获得 99% 的马氏体组织． 其顶 部 3. 5 s 既可完成马氏体转变，侧壁需要 8. 5 s 完成马 · 719 ·

·918· 工程科学学报，第37卷，第7期 氏体转变 [5]Bardeleik A,Salisbury C P,Winkler S,et al.Effect of cooling (3)保压10s可以获得硬度分布较均匀的车门防 rate on the high strain rate properties of boron steel.Int JImpact 撞梁零件，顶部的平均硬度为508HV,侧壁的平均硬 Eng,2010,37(6):694 [6]Bok HH,Lee M G,Pavlina E J,et al.Comparative study of the 度为474HV. prediction of microstructure and mechanical properties for a hot- (4)随着保压压力的增大，获得95%以上马氏体 stamped B-pillar reinforcing part.Int J Mech Sci,2011,53 (9): 的防撞梁的保压时间缩短，可加快生产节拍 744 Kim JT,Jeon Y P,Kim B M,et al.Die design for a center pillar 参考文献 part by process analysis of hot stamping and its experimental verifi- [Ma N.Shen C Z.Zhang Z H,et al.Material performance of hot- cation.Int J Precis Eng Manuf,2012,13(9)1501 forming high strength steel and its application in vehicle body. [8]Naderi M,Saeed-Akbari A,Bleck W.The effects of non-isother- Mech Eng,2011,47(8):60 mal deformation on martensitic transformation in 22MnB5 steel. (马宁，申国哲，张宗华，等.高强度钢板热冲压材料性能研 Mater Sci Eng A,2008,487 (1)445 究及在车身设计中的应用.机械工程学报，2011,47(8)： Cui JJ,Lei C X,Xing Z W,et al.Microstructure distribution 60) and mechanical properties prediction of boron alloy during hot Fu L,Wang B Y,Meng Q L,et al.Factors affecting quality in forming using FE simulation.Mater Sci Eng A.2012,535:241 hot stamping of aluminum alloy.I Cent South Unir Sci Technol, 10] MeAdams W H.Heat Transmission.3rd Ed.New York: 2013,44(3):936 MeGraw-Hill,1954 (傅垒，王宝雨，孟庆磊，等。铝合金热冲压成形质量影响因 [11]Merklein M,Lechler J,Stoehr T.Investigations on the thermal 素.中南大学学报：自然科学版，2013,44(3)：936) behavior of ultra high strength boron manganese steels within hot B3]Zhou J,Wang B Y,Xu W L,et al.Damage-coupled constitutive stamping.Int J Mater Form,2009,2(1):259 model of 22MnB5 steel in hot deformation.J Unir Sci Technol Bei- [12]Muraleedharan R V.On Johnson-Mehl-Avrami equation.J ing,2013,35(11):1450 Therm Anal,1991,37(11):2729 (周靖，王宝雨，徐伟力，等.耦合损伤的22MnB5热变形本 [13]Li M V,Niebuhr D V,Meekisho LL,et al.A computational 构模型.北京科技大学学报，2013,35(11)：1450) model for the prediction of steel hardenability.Metall Mater [4]He L F,Zhao G Q,Li H P,et al.Optimization of quenching pa- Trans B,1998,29(3):661 rameters for hot stamping boron steel BI500HS based on response 04]Doane D V.Application of hardenability concepts in heat treat- Surface methodology.J Mech Eng,2011,47 (8):77 ment of steel.J Heat Treat,1979,1(1):5 (贺连芳，赵国群，李辉平，等.基于响应曲面方法的热冲压 [15]Merklein M,Lechler J,Geiger M.Characterisation of the flow 硼钢B1500HS淬火工艺参数优化.机械工程学报，2011,47 properties of the quenchenable ultra high strength stee 22MnB5. (8):77) CIRP Ann Manuf Technol,2006,55(1)229

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期 氏体转变． ( 3) 保压 10 s 可以获得硬度分布较均匀的车门防 撞梁零件，顶部的平均硬度为 508 HV，侧壁的平均硬 度为 474 HV． ( 4) 随着保压压力的增大，获得 95% 以上马氏体 的防撞梁的保压时间缩短，可加快生产节拍． 参 考 文 献 ［1］ 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) ［2］ Fu L，Wang B Y，Meng Q L，et al． Factors affecting quality in hot stamping of aluminum alloy． J Cent South Univ Sci Technol， 2013，44( 3) : 936 ( 傅垒，王宝雨，孟庆磊，等． 铝合金热冲压成形质量影响因 素． 中南大学学报: 自然科学版，2013，44( 3) : 936) ［3］ Zhou J，Wang B Y，Xu W L，et al． Damage-coupled constitutive model of 22MnB5 steel in hot deformation． J Univ Sci Technol Bei￾jing，2013，35( 11) : 1450 ( 周靖，王宝雨，徐伟力，等． 耦合损伤的 22MnB5 热变形本 构模型． 北京科技大学学报，2013，35( 11) : 1450) ［4］ He L F，Zhao G Q，Li H P，et al． Optimization of quenching pa￾rameters for hot stamping boron steel B1500HS based on response Surface methodology． J Mech Eng，2011，47( 8) : 77 ( 贺连芳，赵国群，李辉平，等． 基于响应曲面方法的热冲压 硼钢 B1500HS 淬火工艺参数优化． 机械工程学报，2011，47 ( 8) : 77) ［5］ Bardelcik A，Salisbury C P，Winkler S，et al． Effect of cooling rate on the high strain rate properties of boron steel． Int J Impact Eng，2010，37( 6) : 694 ［6］ Bok H H，Lee M G，Pavlina E J，et al． Comparative study of the prediction of microstructure and mechanical properties for a hot￾stamped B-pillar reinforcing part． Int J Mech Sci，2011，53( 9) : 744 ［7］ Kim J T，Jeon Y P，Kim B M，et al． Die design for a center pillar part by process analysis of hot stamping and its experimental verifi￾cation． Int J Precis Eng Manuf，2012，13( 9) : 1501 ［8］ Naderi M，Saeed-Akbari A，Bleck W． The effects of non-isother￾mal deformation on martensitic transformation in 22MnB5 steel． Mater Sci Eng A，2008，487( 1) : 445 ［9］ Cui J J，Lei C X，Xing Z W，et al． Microstructure distribution and mechanical properties prediction of boron alloy during hot forming using FE simulation． Mater Sci Eng A，2012，535: 241 ［10］ McAdams W H． Heat Transmission． 3rd Ed． New York: McGraw-Hill，1954 ［11］ Merklein M，Lechler J，Stoehr T． Investigations on the thermal behavior of ultra high strength boron manganese steels within hot stamping． Int J Mater Form，2009，2( 1) : 259 ［12］ Muraleedharan Ｒ V． On Johnson-Mehl-Avrami equation． J Therm Anal，1991，37( 11) : 2729 ［13］ Li M V，Niebuhr D V，Meekisho L L，et al． A computational model for the prediction of steel hardenability． Metall Mater Trans B，1998，29( 3) : 661 ［14］ Doane D V． Application of hardenability concepts in heat treat￾ment of steel． J Heat Treat，1979，1( 1) : 5 ［15］ Merklein M，Lechler J，Geiger M． Characterisation of the flow properties of the quenchenable ultra high strength steel 22MnB5． CIＲP Ann Manuf Technol，2006，55( 1) : 229 · 819 ·