硼鋼板相比例控制試驗(yàn)方法及試驗(yàn)參數(shù)的確定

林建平， 唐會(huì)君， 郭夏陽(yáng)， 李芳芳

(1. 同濟(jì)大學(xué) 上海市地面交通工具空氣動(dòng)力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 201804； 2. 同濟(jì)大學(xué) 機(jī)械與能源工程學(xué)院， 上海 201804)

硼鋼板相比例控制試驗(yàn)方法及試驗(yàn)參數(shù)的確定

林建平1，2， 唐會(huì)君2， 郭夏陽(yáng)2， 李芳芳2

(1. 同濟(jì)大學(xué) 上海市地面交通工具空氣動(dòng)力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 201804； 2. 同濟(jì)大學(xué) 機(jī)械與能源工程學(xué)院， 上海 201804)

車(chē)身用硼鋼板的機(jī)械性能實(shí)際取決于微觀組織的相比例，而不同的相比例是由保溫溫度、保溫時(shí)間等試驗(yàn)參數(shù)決定的，若要獲得材料預(yù)期的相比例，需研究試驗(yàn)參數(shù)與相比例的關(guān)系.利用高溫相變儀在降溫速率30 ℃·s-1的工況下研究了不同保溫溫度下材料的相比例，并結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式給出了硼鋼板相比例控制的關(guān)鍵參數(shù)及相比例控制方法，可為工程實(shí)際中獲取固定相比例的微觀組織提供理論參考.

硼鋼板； 相比例； 試驗(yàn)參數(shù)

隨著汽車(chē)輕量化及碰撞安全要求的提高，用力學(xué)性能梯度的熱沖壓零件替代傳統(tǒng)的全馬氏體組織的熱沖壓零件是一個(gè)新的發(fā)展方向[1].不同工藝參數(shù)對(duì)硼鋼板最終的力學(xué)性能有著重要影響，而相比例則是不同工藝參數(shù)與最終力學(xué)性能的連接橋梁，因此量化不同工藝參數(shù)和硼鋼板相比例的關(guān)系具有重要意義.

國(guó)內(nèi)外關(guān)于硼鋼板的研究主要集中在熱變形行為本構(gòu)模型的建立、微觀組織與硼鋼板機(jī)械性能關(guān)系等方面，很少涉及不同工藝參數(shù)下相比例控制的研究.Zhu 等[2]建立硼鋼板在熱成形過(guò)程中應(yīng)變量、應(yīng)變速率和晶粒大小關(guān)系的本構(gòu)模型，用以預(yù)測(cè)相變后微觀組織與力學(xué)性能關(guān)系.Nikravesh等[3]研究發(fā)現(xiàn)了降溫速率、相變量和相轉(zhuǎn)變溫度間的關(guān)系，研究表明相變溫度的變化會(huì)影響相轉(zhuǎn)變量.Bardelcik等[4]對(duì)不同降溫速率淬火后的硼鋼板進(jìn)行微觀組織和力學(xué)性能的分析，測(cè)得不同降溫速率條件下淬火后硼鋼板的組織成分(馬氏體、貝氏體)比例，并建立了微觀組織相比例和力學(xué)性能的關(guān)系模型.很多學(xué)者對(duì)于淬火后硼鋼板熱沖壓成形多場(chǎng)耦合進(jìn)行了仿真預(yù)測(cè).邢忠文等[5]運(yùn)用3D-deform軟件對(duì)沖壓后的微觀組織分布進(jìn)行了有限元仿真，在趨勢(shì)上得到了較一致的結(jié)果.Bok等[6]將Kirkaldy和Venugopalan的相變模型、Akerstrom和Oldenburg的相變模型及Li的相變模型分別添加至LS-Dyna有限元仿真軟件中進(jìn)行B柱熱沖壓模擬，并對(duì)B柱微觀組織及其硬度分布的模擬精度進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)Li等修正后的模型模擬精度較高.

相變類(lèi)型取決于保溫溫度，但是相變速度和相比例與保溫時(shí)間關(guān)系緊密.本文利用DIL805A高溫相變儀控制硼鋼板靜態(tài)降溫歷程，將微觀組織轉(zhuǎn)變分為擴(kuò)散型相變和非擴(kuò)散型相變，研究不同試驗(yàn)參數(shù)對(duì)不同種類(lèi)微觀組織轉(zhuǎn)變規(guī)律的影響， 給出了硼鋼板相比例控制的關(guān)鍵參數(shù)及量化關(guān)系.

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)設(shè)備與材料

試驗(yàn)設(shè)備為DIL805A高溫相變儀(圖1)，試驗(yàn)中所用材料為超高強(qiáng)度硼鋼板22MnB5，常溫下微觀組織為鐵素體和珠光體，厚度為1.8 mm，試樣的長(zhǎng)寬高分別為10 mm，1.8 mm， 1.8 mm，材料化學(xué)成分見(jiàn)表1.

圖1 DIL805A高溫相變儀Fig.1 DIL805A quench-deformation dilatometer 表1 22MnB5各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)Tab.1 Detailed composition of 22MnB5 steel

合金元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%合金元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%B0．004P0．017C0．200Cr0．157Si0．235Al0．036Mn1．170Ti0．039

1.2 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)工藝示意圖如圖2，試樣首先以10 °C·s-1的速率加熱到900 °C并保溫5min，使之完全奧氏體化.接著以30 °C·s-1速率開(kāi)始降溫，生成的微觀組織主要為馬氏體[7]，隨后將試件在各保溫溫度下保溫5 min后冷卻至室溫.根據(jù)文獻(xiàn)[8]選擇選擇試驗(yàn)中的保溫溫度，將試樣分別在800，750，700，650，600，500，400，350和300°C下保溫.各工藝參數(shù)下材料的微觀組織結(jié)構(gòu)如圖3所示.通過(guò)該試驗(yàn)即可獲得試樣在各保溫溫度下的膨脹曲線，進(jìn)而得出微觀組織的相比例.

圖2 試驗(yàn)工藝示意Fig.2 Schematic diagram of experimental process

a800°Cb750°C

c700°Cd650°C

e600°Cf550°C

g500°Ch450°C

i400°Cj350°C

圖3 不同保溫溫度下材料的微觀組織

Fig.3 Microstructures with different dwell

temperatures

試驗(yàn)結(jié)束后，將試樣用環(huán)氧樹(shù)脂鑲嵌粉末進(jìn)行鑲嵌，用砂紙按粒度從600,800和1 200目的順序分別打磨待磨面.以上粗磨工序完成后在拋光機(jī)上進(jìn)行自動(dòng)機(jī)械拋光.最后采用4%的硝酸酒精溶液作為浸蝕劑，浸蝕完畢后制得的金相試樣如圖4所示.在顯微鏡下觀察其金相，用于驗(yàn)證通過(guò)膨脹曲線得到的相比例.

圖4 浸蝕后的金相試樣Fig.4 Corroded metallographic specimen

2 試驗(yàn)參數(shù)

在冷卻過(guò)程中，從膨脹曲線可以獲得相變的開(kāi)始溫度和結(jié)束溫度，不同降溫路徑下微觀組織的演變規(guī)律及最終的相比例[9].

2.1 試驗(yàn)參數(shù)對(duì)擴(kuò)散型相變起止時(shí)間的影響

因?yàn)殍F素體和貝氏體相變均屬于擴(kuò)散型相變，且碳原子溶于奧氏體較慢，所以需要較小的降溫速率，或者在發(fā)生擴(kuò)散型相變的溫度區(qū)間內(nèi)進(jìn)行一定時(shí)間的保溫，才可以促進(jìn)鐵素體和貝氏體轉(zhuǎn)變的發(fā)生，擴(kuò)散型相變的轉(zhuǎn)變量取決于保溫溫度和保溫時(shí)間.由圖5可知，試樣在700，650，600，500 °C發(fā)生單一鐵素體相變、單一貝氏體和雙相相變，即貝氏體和鐵素體相變，并且相變均發(fā)生在保溫溫度內(nèi).

圖5 4個(gè)保溫溫度下保溫膨脹曲線Fig.5 Change in length of the specimen quenched with 4 different dwell temperatures

圖6以600 °C保溫為例，從開(kāi)始加熱試樣到保溫結(jié)束，共390 s，隨后開(kāi)始降溫至600 °C時(shí)，共400 s.這10 s由于降溫，試樣開(kāi)始收縮；由于奧氏體向鐵素體、貝氏體轉(zhuǎn)變會(huì)發(fā)生體積膨脹，從縱坐標(biāo)可知在408.6 s開(kāi)始相變，所以取該時(shí)刻為開(kāi)始相變時(shí)間(t1)；由于材料在發(fā)生相變時(shí)，將從面心立方晶體(FCC)的奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轶w心立方晶體(BCC)的鐵素體、貝氏體或馬氏體，這種晶格結(jié)構(gòu)的改變將導(dǎo)致試樣的體積變化.在鋼的各種組織中，奧氏體的比容最小[10].因此隨后新相密度大于奧氏體，膨脹曲線迅速上升.當(dāng)相變結(jié)束，膨脹量隨溫度的下降而緩慢趨于水平，相變結(jié)束時(shí)刻為431.6 s，則結(jié)束相變時(shí)間(t2)為31.6 s；相變結(jié)束后，隨降溫冷卻膨脹曲線繼續(xù)收縮.

圖6 600°C保溫溫度下試樣膨脹量Fig.6 Change in length of the specimen quenched with the dwell temperature of 600 ° C

同理可計(jì)算擴(kuò)散型相變?cè)诟鞅販囟认掳l(fā)生擴(kuò)散型相變的相變開(kāi)始和結(jié)束時(shí)間，由表2可以看出，在700 °C下碳原子擴(kuò)散速度較慢，生成鐵素體需要時(shí)間較長(zhǎng)，而在650 °C和600 °C相轉(zhuǎn)變較快.

表2 不同保溫溫度下相變開(kāi)始時(shí)間與結(jié)束時(shí)間Tab.2 Starting and finishing time of phase transfor- mation in different dwelled temperature

2.2 試驗(yàn)參數(shù)對(duì)非擴(kuò)散型相變起止相變溫度的影響

圖7為試樣在800 °C，750 °C進(jìn)行保溫及直接淬火的熱膨脹曲線. 直接淬火后試樣在439 °C發(fā)生馬氏體相變，相變結(jié)束溫度為297 °C；而在800 °C和750 °C保溫后發(fā)生貝氏體相變和馬氏體相變，其中馬氏體相變開(kāi)始溫度分別為370 °C和392 °C.但是相變結(jié)束溫度接近，均為300 °C左右.馬氏體相變開(kāi)始溫度的降低是由于保溫引起了奧氏體的熱穩(wěn)定化從而使得馬氏體轉(zhuǎn)變遲滯.根據(jù)馬氏體相變的位錯(cuò)形核理論，在保溫階段碳原子向馬氏體核胚的位錯(cuò)截面偏聚，包圍馬氏體核胚，直至足以釘扎它，阻止其長(zhǎng)大成為馬氏體晶核.碳原子釘扎位錯(cuò)截面使得相變阻力增加并且所需要的過(guò)冷度更大，所以馬氏體相變開(kāi)始溫度降低的意義是獲得額外的化學(xué)驅(qū)動(dòng)力以克服增加的相變阻力[11].

圖7 不同保溫溫度及直接淬火膨脹曲線

Fig.7 Change in length of the specimen quenched with different dwell temperatures and direct quenching

圖8為試樣在400 °C，350 °C和300 °C保溫溫度下的膨脹曲線.由于在上述保溫溫度會(huì)促進(jìn)貝氏體的生成，碳原子在奧氏體中富集，使馬氏體開(kāi)始相變溫度有一定程度的下降，分別為402 °C，392 °C和397 °C，而馬氏體為非擴(kuò)散型相變，其相變轉(zhuǎn)變率僅取決于成核率，與長(zhǎng)大速度無(wú)關(guān)，所以馬氏體轉(zhuǎn)變量的增加是由于降溫過(guò)程中新的馬氏體不斷形成.降溫過(guò)程中馬氏體的轉(zhuǎn)變量決定于保溫溫度，所以當(dāng)保溫溫度為300～400 °C時(shí)，馬氏體立刻停止轉(zhuǎn)變，結(jié)束相變溫度分別等于其保溫溫度.圖9為不同保溫溫度下馬氏體相變起止溫度.不同保溫溫度下生成馬氏體比例見(jiàn)表3.

圖8 3個(gè)不同保溫溫度下保溫膨脹曲線Fig.8 Change in length of the specimen quenched with 3 different dwell temperatures

圖9 不同保溫溫度下馬氏體相變起止溫度

Fig.9 Starting and finishing temperature of martensitic transformation in different dwelled temperature

表3 不同保溫溫度下馬氏體體積分?jǐn)?shù)Tab.3 The volume fraction of martensite in different dwelled temperature

3 相比例控制

3.1 擴(kuò)散型相變的相比例控制

對(duì)于擴(kuò)散型相變，相變時(shí)相界面的移動(dòng)是通過(guò)原子近程或遠(yuǎn)程擴(kuò)散而進(jìn)行的相變，溫度越高，原子活動(dòng)能力越強(qiáng)，擴(kuò)散距離也越遠(yuǎn)[11].相變動(dòng)力學(xué)通常描述的是恒溫條件下相變量與時(shí)間的關(guān)系，相變開(kāi)始時(shí)間為孕育期，而相變開(kāi)始到相變結(jié)束的時(shí)間為形核及長(zhǎng)大過(guò)程.Avrami[12]提出的經(jīng)驗(yàn)方程符合固態(tài)相變中等溫過(guò)程微觀組織轉(zhuǎn)變量和時(shí)間的關(guān)系，其關(guān)系式可以表達(dá)為:

(1)

(2)

(3)

式中：V為相變量；t為相變時(shí)間；k為速率常數(shù)，同溫度密切相關(guān)；n為Avrami指數(shù)，其值可以反映形核和生長(zhǎng)機(jī)制；t1為相變開(kāi)始時(shí)間；V1為t1對(duì)應(yīng)的開(kāi)始相變量；t2為相變結(jié)束時(shí)間；V2為t2對(duì)應(yīng)的結(jié)束相變量.k和n均由膨脹曲線計(jì)算得出.

由于保溫剛開(kāi)始時(shí)試樣還未發(fā)生相變，故可將V1取為1%，對(duì)應(yīng)的等溫時(shí)間為相變開(kāi)始時(shí)間t1.保溫5 min后相變已結(jié)束，此時(shí)可將V2取為99%，對(duì)應(yīng)的等溫時(shí)間為相變結(jié)束時(shí)間t2，由表2可得到不同保溫溫度下的t1和t2，將t1,t2,V1,V2代入式(2)和式(3)即可算出k和n的數(shù)值.例如：由表2可知保溫溫度為600°C時(shí)，t1=8.6,t2=31.6,代入式(3)和式(2)得

同理可算出擴(kuò)散型相變?cè)诒販囟葹?00°C，650°C及500°C 時(shí)k和n的數(shù)值，如表4所示.

表4 不同保溫溫度下k和n值Tab.4 Values of k and n in different dwelled temperature

由式(1)可得式(4)：

(4)

由于k和n僅和保溫溫度有關(guān)，因此若工程實(shí)際中需獲得固定相比例的擴(kuò)散型相微觀組織，只需將該固定相比例和表4中的k和n代入式(4)中，即得到在相應(yīng)保溫溫度下的相變時(shí)間.例如若要得到相比例為50%，即V=0.5時(shí)的擴(kuò)散型相微觀組織，以600°C為例，由表4可知600°C保溫溫度下k=4.00×10-7，n=4.71，代入式(4)可得

同理可算出相體積分?jǐn)?shù)為50%的各保溫溫度下的相變時(shí)間，如表5所示.

表5 不同保溫溫度下50%轉(zhuǎn)變量生成時(shí)間Tab.5 The time that 50% of phase has transformed in different dwelled temperature

3.2 非擴(kuò)散型相變的相比例控制

對(duì)于非擴(kuò)散型相變，當(dāng)馬氏體相變開(kāi)始溫度(Ms)高于100 °C， Harris和Cohen提出一個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式[13]，該公式表明馬氏體轉(zhuǎn)變的體積分?jǐn)?shù)Y和冷卻溫度T相關(guān)，冷卻溫度即本文中的相變結(jié)束溫度.馬氏體轉(zhuǎn)變的體積分?jǐn)?shù)完全取決于Ms點(diǎn)以下的深冷程度ΔT，其中ΔT=Ms-T.將圖9中不同保溫溫度下的Ms及相變結(jié)束溫度T代入式(5)，可以計(jì)算出相應(yīng)的馬氏體體積分?jǐn)?shù)如表6.對(duì)比由試驗(yàn)計(jì)算得出的馬氏體體積分?jǐn)?shù)(表3)可知，由于膨脹曲線測(cè)量值忽略殘余奧氏體對(duì)相組成比例的影響以及膨脹曲線膨脹量的測(cè)量誤差，造成實(shí)際值與計(jì)算值有一定偏差，但在合理范圍內(nèi)，因此可知式(5)適用于硼鋼板非擴(kuò)散型相變相比例控制的試驗(yàn)參數(shù)的確定.

(5) 表6 不同保溫溫度下馬氏體轉(zhuǎn)變的體積分?jǐn)?shù)Tab.6 The volume fraction of martensite in different dwelled temperature

4 結(jié)論

利用高溫相變儀研究了不同保溫溫度下微觀組織的轉(zhuǎn)變規(guī)律及相比例，并結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式給出了硼鋼板相比例控制的關(guān)鍵參數(shù)及量化關(guān)系.

(1) 對(duì)于擴(kuò)散型相變，由試驗(yàn)中得到的相變起止時(shí)間計(jì)算出了各保溫溫度下的系數(shù)k和n，使得在工程實(shí)際中若需獲得固定相比例的擴(kuò)散型相微觀組織，只需將該固定相比例和k和n代入式(4)中，即可得到在相應(yīng)保溫溫度下的相變時(shí)間.

(2) 對(duì)于非擴(kuò)散型相變，通過(guò)對(duì)比各保溫溫度下試驗(yàn)得到的馬氏體體積分?jǐn)?shù)和計(jì)算得出的馬氏體體積分?jǐn)?shù)驗(yàn)證了經(jīng)驗(yàn)公式的適用性.所以若工程實(shí)際中需獲得固定相比例的非擴(kuò)散型相微觀組織，只需將該固定相比例和各保溫溫度下的相變開(kāi)始溫度代入式(5)，即可得到相應(yīng)保溫溫度下的冷卻溫度.

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The Determination of the Experimental Method and the Key Parameters Based on the Phase Ratio Control of Boron Steel

LINJianping1,2,TANGHuijun2,GUOXiayang2,LIFangfang2

(1. Shanghai Key Lab of Vehicle Aerodynamics and Vehicle Thermal Management Systems, Tongji University, Shanghai 201804, China; 2. School of Mechanical Engineering, Tongji University, Shanghai 201804, China)

The mechanical properties of the boron steel used for automobile actually depend on the phase ratio of the microstructure, and the phase ratio is determined by soaking temperature and time. To obtain the expected phase ratio, it is needed to study the relationship between the experimental parameters and the phase ratio. The phase ratio of the material with different soaking temperature is studied with the cooling rate of 30 ℃·s-1, and the key parameters and method of controlling phase ratio combined with the empirical formula are given. It could provide theoretical reference to obtain the microstructure of provisions phase ratio in practical engineering.

boron steel; phase ratio; experimental parameters

2016-02-18

國(guó)家自然科學(xué)基金(51375346)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專(zhuān)項(xiàng)科研基金(20110072110056)

林建平(1958—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)槠?chē)輕量化及板料成形技術(shù). E-mail: jplin58@#edu.cn

TG142.1+5

A