在高温下硼钢的热成型模具淬火期间的实验热传递系数测量——论文

在高温下硼钢的热成型模具淬火期间的实验热传递系数测量摘要热成型模具淬火被汽车工业用于生产具有高强度重量比的超高强度钢部件。通过在使用加热模具的淬火步骤期间控制局部冷却速率，可以获得具有分布特性的防撞结构部件。该过程需要空白/模具界面处的传热系数的详细空间知识。在Usibor 1500P硼钢坯料上进行热冲压实验，以研究压力和坯料和模具温度如何影响传热系数，这是使用反向热传导分析推断的。发现传热系数在整个实验中随着表面粗糙度峰的变形和坯料和模具温度的演变而变化。尽管在冲压过程开始时的传热系数随着初始模温度而增加，但是它收敛到仅取决于所施加的压力的值。此外，发现零压力的实验传热系数与半经验模型预测的气隙电导相匹配，但压力相关分量低于模型预测的固体接触电导。1. 介绍新的材料和制造工艺被用于汽车工业，以减少车辆重量，而不损害碰撞性能，会提高燃料效率并减少二氧化碳排放1,2。重量减少可以使用聚合物，镁和铝，但也与高和超高强度钢（UHSS），更轻的材料相比具有优越的强度重量比获得3,4。 UHSS的一个实例是可淬火的硼钢22MnB5，其中少量的硼（约0.005pct）增加了淬透性，并允许最大抗拉强度为1600MPa 5,6。因此，与冷冲压高强度钢部件相比，可以实现更薄，更轻的横截面的碰撞性能要求5,7。自从1984年在汽车制造中引入以来，UHSS结构件的使用急剧增加。使用UHSS材料（如22MnB5硼钢）制造的抗撞击组件包括A柱，B柱，门梁，保险杠梁以及车顶和侧梁7,8。超高强度钢在室温下的低成形性与非常高的成形载荷和显着的回弹有关1-3,9,10，这限制了冷压UHSS零件简单的几何形状如门和保险杠梁5,10。 然而，这些材料在较高温度下的高延展性和低流动应力降低了冲压载荷，并允许形成具有令人满意的尺寸公差的复合形状5,9。热成型模淬火（HFDQ）工艺如图1所示，也称为加压硬化，在一个步骤中结合了高温板材成型和淬火硬化。常规的热成型模具淬火通过将硼钢板“坯料”预热至约900LC开始，以形成具有良好成形性的均匀奥氏体微结构。 然后将坯料转移到一组水冷却的工具（冲头，模具），其中发生冲压成最终形状。 由于冷的工具表面，在冲压期间和之后获得高的冷却速率。 根据图1所示的22MnB5硼钢的连续冷却变形（CCT）图2将奥氏体（A）完全转变成马氏体（M）并获得最大硬度和抗拉强度4,11-13，需要25-30 LC / s的最小冷却速率。 在较低的冷却速率下形成较软的相如铁素体（F）或贝氏体（B）7,11,12。HFDQ工艺还可以用于制造具有分布特性的结构部件。 例如，当具有较低强度但具有较高延展性的较软相（例如铁氧体或贝氏体）能够在碰撞期间吸收更大量的能量时，诸如B柱的部件的碰撞性能得到改善2,6,14。 在其它技术中，可以通过实现亚临界冷却速率来获得“定制的”机械性能(i.e. 300LC），但是在冲压阶段开始时增加超过一个数量级。 HTC中的这种尖锐的增加对应于冲压压力的施加和从由硼钢坯的翘曲导致的宏观气隙到由表面粗糙度特性确定的微观气隙的转变; 这被称为加载阶段。 传热系数随指数增加表面温度差对于冲压阶段的较大部分减小（这个指数阶段在图7中显示为直线，因为HTC以对数标度表示）。最后，传热系数用公式（10）随着温度差Ts降低到零而变得不稳定，并且建立热平衡。图7. 典型的传热系数h作为温差的函数（Td.0 = 450LC，p = 8.0MPa）下的温度（Tu.s Td.s）3. 结果对热冲压实验的每个阶段分别研究诸如冲压压力和坯料和模具温度等参数对传热系数的影响：接近阶段，加载阶段和平衡。3.1. 接近阶段先前用室温模具进行的热冲压实验表明，在接近阶段期间，对于较厚的坯料，传热系数通常较高，并且当坯料在连续测试中重复使用时，传热系数趋于增加23,24。 这些结果表明，在该阶段期间观察到的相对低的HTC可归因于由坯料的宏观翘曲引起的在坯料/模具界面处的相对大的气隙。 较厚的坯料不易翘曲，因此在接近阶段期间具有较高的HTC。图7示出了在该阶段中传热系数保持相对恒定，消除了由IHC问题的不适引起的振荡。因此，接近阶段HTC的特征在于平均值。对于使用未加热模具进行的热冲压试验，接近阶段的平均HTC随着初始模具温度Td.0而增加。由于模具吸收的热量，模具温度倾向于在连续测试中增加，但保持低于100LC。进入阶段HTC和模具温度之间的关系可以归因于在坯料/模具界面处的气隙的更高的热导率。 增加接近阶段HTC的另一个可能原因是重复使用空白样本，这倾向于减少空白翘曲。 在接近阶段HTC和初始模具温度之间的线性关系（对于没有模具加热的低温实验）如图8所示。图8.平均进场阶段HTC与初始模具温度 (Td,0 100 LC).用加热模具进行的热冲压试验的接近阶段HTC与初始模具温度没有明显的关系。较大的变化可能是由较软相（例如铁氧体或贝氏体）及其形成引起的影响宏观空白翘曲。 对于初始模具温度Td.0为582LC，接近阶段的最高HTC被确定为408W/m2 K。 这个最大值，以及图8所示的结果，都显着低于Caron等人预测的5000 W/m2 K的气隙电导hg。23对于这个空白/管芯接口。这种差异进一步突出了接近阶段HTC取决于硼钢坯料的宏观翘曲而不是坯料和模具表面的微观粗糙度的事实。因此，接近阶段HTC还将取决于在冲压之前每个坯料/工具安装的特性（例如，工具几何形状，坯料和模具之间的间隙，搁置在弹簧加载的销上的坯料等）。为接近阶段确定的平均传热系数的重要性在于它代表随后加载阶段的起始点。3.2. 加载阶段加载阶段构成整个HFDQ过程的非常短的部分（即0.5-1.0s）; 在此期间，HTC从约100-400W/ m2 K增加到高于2000W/ m2 K的值。假设气隙电导是这一点的主要热传递机制，则该HTC增加对应于 气隙厚度为150-650m，对应于在接收的坯料中的宏观翘曲，当坯料在顶部和底部模具之间变平时，该间隙厚度为约5lm。 因此，测量的HTC接近通过半经验模型预测的气隙电导hg的值。发现HTC在加载阶段随着表面温度差 Ts 线性变化; 在图7中观察到的曲率是由用于描绘HTC的对数标度引起。如图9所示，当初始模具温度升高时，HTC与 Ts 曲线的斜率变得更陡（即更负）。这种现象可归因于在加载阶段期间模具温度对热损失的影响：更高的模具温度限制了坯料和模具之间的热传递，使得表面温度差 Ts 在HTC增加期间保持相对恒定。另一方面，下模温度导致更大量的热传递，并且当施加负载时T显着降低。在残余压力和冲压压力之间进行进一步的回归分析。这些变量之间的决定系数相对较低（R2 = 0.137）。 在加载阶段冲压压力p不影响HTC对Ts 曲线的斜率的事实表明负载对于任何压力非常快地施加，并且即使最小压力（即4.0MPa）也足以使坯料变平并去除宏观翘曲的影响。图 9.加载阶段HTC斜率（dh/dTs）与初始模具温度的关系3.3. 平衡期从HTC与Ts线性增加的加载阶段和其中在HTC与表面温度差之间观察到指数关系的实际冲压阶段的转变是不清楚的。 由于信号噪声放大，Ts = 0处的HTC值（即，当跨空白/管芯界面达到局部热平衡时）也难以识别。 然而，这两个点之间的HTC与Ts曲线可以使用形式的简单方程来建模(11)其中b是平衡传热系数。 通过使用基于方程（11）的线性回归建模HTC对Ts曲线来评价该平衡HTC。 对于h = 2000W/m2 K（即加载阶段）和Ts = 50LC（即接近冲压阶段结束的任意点）之间的间隔，然后外推到Ts = 0LC，计算图10示出了作为冲压压力p的函数的计算的平衡HTC。该条件实际上不对应于稳定状态的严格定义，因为坯料和模具温度不保持恒定，而是由于热传导进入模具本体并且热损失到环形模具而继续非常缓慢地降低。 然而，它对应于空白和模具接近热平衡，在该点两个表面之间的净热传递接近零。 坯料/模头界面处的平衡传热系数随冲压压力线性增加(12)这与Abdulhay等人报道的最大HTC值相当21。用于具有室温模具的硼钢坯的热成型模具淬火。 从定性的角度来看，压力对HTC的影响也与半经验热导模型的预测一致28，因此可归因于坯料和模具之间的改善的接触，这增加了固体 接触电导率。 冲压压力也可以减小界面处的气隙的有效厚度，这倾向于增加气隙电导hg 36; 然而，这种影响比压力对固体接触面积的影响小得多25。在300的初始模具温度Td.0下进行的热冲压试验中获得的数据不包括在图10中用于定义方程（12）的线性回归中。在这些实验结束时，在大约400LC下，坯料和模具之间的热平衡发生，这对应于马氏体开始形成的温度。在该温度下计算的空白热通量Uu和表面温度Tu.s中的附加噪声（尽管在IHC分析中使用更大的正则化程度）导致通过HTC外推法评估的平衡HTC的显着的数据散射 Ts曲线。图10.加载阶段HTC斜率（dh / dTs）对初始模具温度由式（12）对于等于零的冲压压力为4035W/m2 K，这与Caron等人为气隙电导确定的5000W/m2 K相当23。在零压力下的该平衡HTC可以被认为等于实验气隙电导，即对应于在坯料/管芯界面处的微观气隙的热传导的传热系数。因此认为HTT值为4035W/m2 K，以精确定位加载阶段的结束，即硼钢坯料在模具之间完全平坦并且不能观察到宏观翘曲的点。 HTC与Ts曲线的这一点以及Ts = 0的压力相关平衡值的知识允许使用等式（11）计算任何中间点。图11将实验HTC与用加载阶段的线性关系获得的模型预测和由方程式（11）和（12）给出的指数关系进行比较。图11实验和预测的传热系数h作为温差T的函数Ts（Td,0 = 585 LC, p = 16.0 MPa）4. 讨论虽然发现初始模具温度Td.0在接近和加载阶段影响HTC，但是在冲压阶段结束时，它似乎不影响平衡HTC。 实验结果和图10中所示的线性回归之间的偏差与初始模具温度无关; 它们可归因于IHC分析或通过外推法计算平衡HTC的不确定性。根据在稳态下的热接触电导的半经验模型，坯料/管芯界面处的温度的增加可以通过两种不同的机制增加热传递系数。 首先，气隙内较高的热导率可以增加气隙电导hg。 公式（2）中使用的空气的热导率从室温下的0.0262W/mK增加到927 LC下的0.0779W/mK26。 第二，较高的温度可能降低坯料和模具材料的硬度，这将倾向于增加固体接触的面积（因此增加hc）并减小气隙的厚度（因此进一步增加hg）。 另一方面，较高的坯料温度将对应于坯料材料的较低的热导率（参见表1），这将倾向于根据等式（3）降低固体接触电导hc。 温度对平衡HTC的明显影响表明这些不同的机制可以在一定程度上彼此补偿。 因此，温度对热平衡时的传热系数的影响太小，不能与实验误差源区分开。如果毛坯和模具温度在冲压阶段仅起次要作用，则HTC的指数增加将首先与冲压压力相关。因此，这种指数HTC增加可归因于固体接触电导hc的瞬时增加，这是由于坯料与模具之间通过表面粗糙度粗糙度的微变形而改善的接触。如果方程（12）的右边的常数项可以与气隙电导hg相关联，则压力相关项可以表示实验固体接触电导。也就是说，hc的这个实验值显着低于模型预测：例如，对于16.0MPa的冲压压力的固体接触电导hc是2405W/m2 K，根据等式（12），但9500W/m2 KK根据Caron等人的稳态计算。这种大的差异可以归因于冲压阶段的瞬态原因：通过外推法确定的Ts = 0的HTC不是实际的稳态值，而是对应于空白和模具。建立稳定的固体接触面积所需的时间以及因此“真正的”稳态固体接触电导hc可以比冲压阶段更长，即在机械平衡之前达到热平衡，并且稳态HTC不能通过IHC分析瞬态空白和模具温度历史观察。5. 结论坯料/模具界面处的传热系数控制在热成型模具淬火过程中的局部冷却速率，并确定超高强度钢的最终微结构和机械性能。 只要对该HTC的工艺参数（压力，温度）的影响是准确已知的，就可以通过用常规加热的模具进行淬火来实现具有分布特性的结构部件的生产。 进行热冲压实验以研究Usibor 1500P硼钢坯料和平面加热的模具表面之间的热传递。 在空白和模具内进行的温度测量被校正以考虑热电偶响应时间，然后将其用作反热计算算法中的输入以计算传热系数。在接近阶段测量的HTC值最初较低（100-400 W/m2 K），并随初始模具温度升高。 在加载阶段期间观察到的传热系数的显着增加使用具有温度依赖性斜率的线性方程来建模。 另一方面，在冲压阶段的剩余部分中的HTC与坯料和模具之间的表面温度差异之间确定了指数关系。 在冲压阶段结束时，当坯料和模具之间建立热平衡时，发现传热系数取决于所施加的压力。 对于范围在4.0和24.0MPa之间的压力，确定4320和7860W/m2 K之间的平衡HTC值。在接近和加载阶段期间观察到的低热传递系数归因于由于宏观翘曲在坯料/管芯界面处的气隙。 然而，在加载阶段结束时的HTC被发现紧密地对应于从表面粗糙度参数计算的微观气隙所预测的气隙电导。 在冲压阶段期间测量的传热系数变化归因于由于改进的空白/管芯接触导致的固体接触电导的瞬时增加。 在实验平衡HTC和通过半经验模型预测的稳态值之间观察到显着的差异。致谢参考文献1 A. 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