钢板热成型技术在汽车覆盖件中的应用

1、-. zHarbin Institute of Technology钢板热成型技术在汽车覆盖件中应用的可行性研究院 系： 电气学院 班 级：姓 名：学 号：指导教师：王少纯 设计时间：2013-12-1工业大学摘要由于近年来环保意识的提升，汽车业为了降低油耗并且提高汽车行驶的平安性，全球各大汽车厂商均致力于采用高强度钢板以到达减轻车身自重与环保的目的。然而，坚强度钢板在冲压成形过程中容易产生回弹、扭曲等难以预测的现象，导致成形十分困难。因此，热成型技术应运而生。用来进展热成型的超高强度钢板主要是硼钢，而 22MnB5钢板是热成型广泛应用的超高强钢板。热成型过程是将强度为 200300MPa 的

2、钢板加热之后快速转移到模具中成形的过程。由于热成型过程中有保压淬火过程，使钢板的组织构造转变为马氏体，这样最终零件的强度可到达 1400MPa 以上。而且，热成型可以解决回弹、扭曲等冷冲压难以解决的问题。由此可见热成型技术是未来汽车构造件重要的成形技术。本文主要通过查阅文献资料，介绍热成型常用的材料、热成型工艺等。车门防撞梁作为车门部重要的车身构造件，在汽车发生侧面碰撞时，能够大大减轻车门的变形程度，从而减少汽车撞击对车乘员的伤害，所以要求防撞杆有较高的强度；同时，车门作为开闭件，不能过于笨重，防撞梁的重量也应该得到控制，为了满足这两方面的要求，防撞梁采用热成形件是比拟理想的选择。本文通过热冲

3、压车门防撞梁比拟研究，探究了其材料性能、成形性能、抗弯性能和吸能性能等，以及通过对车身B柱钢板热成型技术可行性分析研究，得到了许多重要的结论。关键词： 钢板热成型技术 22MnB5 车门防撞梁 B柱 一、高强度钢板的开展钢铁作为汽车件耐用、平安、低本钱的保证，使用率在70%左右。传统的汽车用钢强度只有600MPa，为保证汽车行驶的平安性，原有工艺必须以牺牲整车重量，增大钢板厚度为代价。高强钢的使用可以将传统汽车用钢厚度1.0-1.2mm减薄至0.7-0.8mm,整车减重15%-20%。2013年国家3.15曝光的江淮汽车覆盖板生锈事件，就是由于汽车厂商为了降低生产本钱，将本应该使用镀锌板或者防

4、腐高强度钢板制造的车身覆盖件替换为普通薄钢板，造成生锈问题的发生。近年来，铝镁合金、碳纤维等轻质材料的使用也对汽车用钢构成了严重挑战，虽然轻质材料具有重量轻，强度高，成形性好等优点，但是由于生产和制造本钱较高，其应用还未全面普及。如果车用钢板的抗拉强度能够到达780MPa以上，则就能够以优良的性价比来对抗其他材料的冲击。因此，高强度钢板在这一背景下应运而生。下列图是高强度钢板的开展历程。强塑积静态韧度是表征材料强靭性水平的综合性能指标，其大小是通过材料抗拉强度与断裂延伸率的乘积计算得到。目前高强度钢板根据强塑积的大小可以分为以下几类。强塑积在25GPa%W下的称为第一代高强度钢板，包括传统钢、

5、双相钢DP)、复相钢CP)、相变诱发塑性钢TRIP)、马氏体钢(MS-W)、铁素体-贝氏体钢FB-W)、高强度低合金钢HSLA)、高强度钢HSS)、先进高强度钢板AHSS)等；强塑积能够到达50GPa%W上的称为第二代高强度钢板，包括剪切带诱发塑性钢SBIP)、微带诱发塑性钢MBIP)、孪生诱发塑性钢TWIP)、高猛孪晶诱发塑性钢*-IP、轻量化诱发塑性钢L-IP)等；强塑积在2550GPa%t间的称为第三代高强度钢板，比方Q&P钢，TG钢，超级贝氏体TRIP钢SB-TRIP)等。虽然第二代高强度钢板具有更高的强塑积，但是由于其制造和生产本钱过高，所以使用并未普及，也因此世界各大厂商都在加紧对

6、性价比更高的第三代高强度钢板的开发和研制。第一代高强度钢板因为具有良好的性价比已经被各大车厂广泛应用于汽车B柱、防撞梁等构造件的热成形制造。TWIP钢又叫孪生诱发塑性钢，因其由形变率晶诱发高塑性和高强度而得名。它作为第二代高强度钢板的代表之一，应用相对广泛。TWIP钢的抗拉强度在600MPa左右，延伸率能够到达80%以上，具有优良的深冲性和吸能性，强塑积是第一代高强度钢板的两倍以上，但是由于制造困难，经济性差，工艺难度大，因而使用受到了限制。Q&P钢是在淬火碳分配新工艺下制造的第三代高强度钢板，因而也叫淬火碳分配钢，其抗拉强度在800-1500MPa之间，延伸率能够到达以Q&P钢为代表的第三代

7、高强度钢板优异的力学性能和成形性能已经得到了各大钢铁企业的广泛关注，国宝钢、鞍钢等企业也已经开场了对第三代高强度钢板的开发和研制。相信在不久的将来，以Q&P钢为代表的第三代高强度钢板就能够以更加完美的性能和性价比为节能、平安、环保的汽车轻量化主题做出重大奉献。如下图为群众帕萨特车身典型的高强度钢板应用情况。近年来，国外大型钢铁公司如日本的新日铁、神户，国的浦项，德国的蒂森克虏伯、卢森堡的安赛洛米塔尔等公司开发出一些列超高强度可淬火硼钢，如DP600、CP980、22MnB5以及外表覆有Al-Si涂层的USIBOR1500P等，我国宝钢、鞍钢等企业也开发出一系列用于热成形制造的高强度钢板。该类钢

8、材含有Mn、Cr、B、Ti、Mo等合金元素，能够有效抑制珠光体、铁素体的转化，有助于马氏体、贝氏体的产生。22MnB5材料作为淬回火钢的一种，是第一代高强度钢板的代表，它己经普遍应用于热成形产品的制造之中。由于此钢是在碳猛钢中参加了少量的硼元素，使其固溶在奥氏体晶界处，铁素体珠光体等软质组织的形核得到抑制，淬火相变产生马氏体贝氏体类的硬质组织，从而大大提升了材料的强度。因为这一特点，22MnB5也被叫做硼钢。硼钢板厚度在1-3mm之间，下列图所示为2mm厚的22MnB5冷乳钢板淬火前后的力学性能比照曲线：常温屈服强度420MPa左右，抗拉强度580MPa，断裂延伸率20%,淬火后抗拉强度能够到

9、达1580MPa,提高了 4倍，断裂延伸率7%。以上特性也说明，此钢板淬火前具有良好的深冲性能，经过淬火后具有良好的硬化能力。二、国外研究现状2.1国外研究现状高强度钢板热冲压成形技术己经成为汽车车身制造技术中的焦点，受到了越来越多的关注。国外众多汽车生产公司和科研人员都对热冲压钢板的根本力学、热学性能以及热冲压成形工艺优化和应用进展了相关研究。Akerstrom P和Oldenburg 通过实验研究了热冲压钢板的高温膨胀效应，并且通过有限元仿真研宄了高温钢板的冷却过程。得到了 22MnB5钢板热力学和力学性能等根底数据，考察了该材料的硬度分布、厚度分布，获得了板料在热冲压过程中受到的成形力。

10、结果说明，高强度钢板在热冲压成形的过程中，板料的流变应力受到应变速率的影响，而且应变速率对流变应力的影响随着成形温度的变化而变化。Merkleinl M和Lechler J等人对热冲压成形进展了根底研究，利用Gleeblel500热模拟实验机对板料进展等温拉伸实验，获得了时间和温度对22MnB5流变特性的影响规律。结果说明，应变速率对材料流变应力有重要影响，材料流变应力随着应变速率的增加而增加；材料奥氏体状态下的流变特性不受轧制方向的影响；温度对材料流变应力有较大影响，材料的流变应力和加工硬化随着温度的升高而显著减小。Mori K和Akita K等人使用计算机数控伺服压机控制条件，研宄了超高强

11、度钢板弯曲的回弹性能。测试了材料、最终减薄量、成形速度和在底部死点保压时间对V形弯曲回弹量的影响。超高强度钢板V形弯曲的回弹量比低碳钢大很多，最终减薄使回弹量降低，成形速度和保压时间的影响很小。Yanagimoto J和Oyamada K等人研宄了高强度钢板等温和非等温弯曲，得到了加热温度对V形、U形和帽形件回弹的影响规律，并给出了高强度钢板热成形的回弹机理。Naderi M和Mori K等人研宄了热冲压钢板加热温度和保温时间对氧化皮产生的影响，防氧化涂层可以显著减少氧化。开展了高温单向压缩实验和高温膨胀实验，分析了热变形条件对马氏体转变的影响，获得了变形的应变量、应变速率和初始温度对马氏体转

12、变起始温度、马氏体含量的影响规律。2.2国研究现状近年来，群众、通用、丰田等国外各大汽车生产公司己经广泛使用热冲压成形技术制造汽车平安零部件和加强件，有效地降低了本钱、提高了产品的市场竞争力，但是热冲压成形技术根本上处于国外技术封锁和垄断状态，国汽车公司对高强度热冲压车身零部件有巨大需求。目前，国众多汽车公司和科研单位日益重视热冲压技术和热冲压生产线的研究和开发。大学的谷净窥、徐虹、永波等人分析了超高强度钢板热冲压成形过程中相变硬化机理，根据热模拟实验结果建立了加热过程奥氏体晶粒尺寸计算模型和变形抗力模型，根据相变动力学分析了热冲压成形过程中发生的相变以及微观组织和力学性能之间的关系。研发了一

13、种耐高温防氧化保护涂层，研宄了所制备涂层的宏观外表形貌和防氧化作用，测试了该涂层的性能并通过热冲压实验验证了涂层的高温防氧化效果，能均匀地覆盖在基体外表、无开裂、导热性好，满足了热冲压工艺的防氧化要求。完成了汽车典型零件热成形工艺实验试制，获得了合格的热冲压成形件。检测结果说明，成形件的微观组织为理想的条状马氏体，其抗拉强度、硬度等力学性能指标满足要求。工业大学的邪忠文、红生、包军等人建立超高强钢板热冲压三维弹塑性热-力糊合的有限元模型和热成形下的材料模型，基于U形件冲压实验和有限元仿真，研宄了压边力、模具间隙和凹模圆角半径等工艺参数对热冲压件温度分布、冷却速率等的影响规律。基于非等温度和等温

14、度数值模拟和实验，研宄了压边力、热成形终了温度和变形温度对热冲压零件回弹的影响规律，给出了热冲压中产生回弹的机理，引起回弹的主要因素是热效应，螺变应变对热冲压后回弹量有抵消作用。以固态相变原理为依据将流体动力学引入到热冲压工艺中，建立了热-流-力-相多场稱合平台和热冲压成形的微观组织转变模型，通过热冲压实验和数值模拟，分析工艺参数对成形件马氏体组织含量和分布的影响。理工大学的胡平、马宁、盈亮等人建立高强度钢板热成形热、力、相变多场耦合本构模型，在自主开发的金属板材成形有限元商业软件KMAS(King-MeshAnalysis System)根底上，根据虚功率方程及持续平衡方程建立了热冲压成形热

15、、力、相变耦合的非线性、大变形静力显式数值模拟模块，对典型U形高强度钢板的热成形过程进展数值模拟分析，计算板料与模具相互稱合的温度场变化规律，钢板等效应力和微观组织相变分布变化规律。基于理论分析、数值模拟、实验研究对汽车车身零部件超高强度硼钢热成形技术进展研宄，以*汽车门防撞梁和B柱板热成形为例，分析高温下热成形硼钢的成形性能影响因素及其规律，对新型金属复合材料的微观构造、硬度、强度及塑性变化规律进展了研宄，围绕提高最终热冲压产品质量的角度，提出了适合水冷模具的设计方法及技术要点。同济大学的林建平、王立影、谭志耀等人根据热冲压工艺的时间-温度特征，采用Gleeble热模拟实验系统，在温度600

16、C 800C和材料应变率0.01/s0.5/s下，对热冲压高强度钢板进展高温拉伸实验，获得了不同温度和应变率下的应力-应变曲线，并利用最小二乘法进展多元线性回归，建立了热冲压高强度钢板的热变形抗力模型。建立了高温下方盒形件非等温拉深成形的有限元模型，利用正交实验研究了热冲压成形过程中模具温度对22MnB5钢板的不等温拉深成形能力的影响规律，并分析零件几何参数对22MnB5钢板的不等温成形能力的影响规律。为保证热冲压过程中模具具有良好散热效果，优化高强度钢板热冲压成形模具水冷管道设计，采用数值模拟和解析法建立热冲压模具水冷管道和冷却水流之间的传热模型，得到了临界水流速度的数值模拟结果和解析公式，

17、对于热冲压模具水冷管道的优化设计具有重要意义。三、热成形技术介绍3. 1热成形钢板根据超轻量一体式车架ULSAB)研宄，超高强度钢板UHSS)是指屈服强度大于550MPa的钢板，包括CP钢、MS钢等；高强度钢板(HSS)是指屈服强度在210550MPa围的钢板，包括HSIF钢、BH钢、HSLA钢等；普通钢板LSS)是指屈服强度小于210MPa的钢板，如下列图所示。为了区别于一般的高强度钢板HSS)，把DP钢、TRIP钢等以相变强化为主的钢板称为先进高强度钢板AHSS)，其抗拉强度围为500MPa1500MPa。本文研宄的热冲压成形高强度钢板化学牌号为22MnB5，是一种猛硼合金钢，浮透性很好，

18、钢板的化学成分特点是在碳猛合金钢的根底上添加一定量的硼。22MnB5原始状态微观组织主要由铁素体和珠光体组成，屈服强度为300MPa左右，抗拉强度为500MPa左右，硬度为20HRC左右，具有良好的塑性和成形性能。材料加热到900C 950C并保温一段时间后微观组织转变为奧氏体，热冲压成形和保压萍火完毕后微观组织转变为板条状马氏体。热冲压成形后材料屈服强度可以到达100MPa左右，抗拉强度可以到达1500MPa左右，硬度可以到达50HRC左右，比原始状态提高23倍。3.2热成形原理及工艺热成形技术是将热冲压高强度钢板料在防氧化加热炉中加热到奧氏体再结晶温度以上，其微观组织由铁素体和珠光体转变为

19、奥氏体，并且保温一段时间使其充分均勾奧氏体化，再通过机械手等设备将高温板料转移到具有冷却水道的热冲压模具中，最后完成板料的冲压成形和保压洋火。板料在高温下冲压成形可以保证其成形性能和成形精度，热冲压成形后板料的微观组织由奥氏体转变为板条状马氏体，抗拉强度可以到达500MPa左右，最终获得兼具高强度和高精度的热冲压零件。热成型工艺原理如下列图所示。超高强度钢板热冲压成形工艺分为直接热成形一次成形和问接热成形二次成形两类如下图。在直接热成形工艺中，首先把板料加热并保温至充分均勾奥氏体化，然后将高温板料转移至水冷模具一次完成冲压成形并保压淬火，获得终热冲压零件。变形程度不大或者形状相比照拟简单的零件

20、适合使用直接成形工艺生产。在间接热成形工艺中，首先将板料冷冲压成形到一定形状，然后将其加热并保温至充分均匀奥氏体化，最后将高温板料转移至水冷模具完成最终形状的冲压成形并保压淬火。变形较大或者形状相对复杂的零件适合使用间接成形工艺生产。下面介绍一下直接成形一次成形的根本过程：(1)落料：使用落料压机和落料模具冲裁出所需外形轮廓的热冲压板料。(2)转移：使用机械手等设备将毛还转移至加热炉中。(3)加热和保温：将板料加热到奥氏体再结晶温度以上，并且保温一段时间，使其充分均匀奥氏体化。奥氏体化参数加热温度和保温时间对板料的奧氏体化质量有重要影响。加热和保温过程中板料外表很容易氧化，影响后续冲压萍火效果

21、并且增加了外表清理工序。对板料进展外表防氧化处理防氧化涂层或者向加热炉冲入保护气体氮气等能够显著减少甚至防止钢板产生氧化皮。(4)转移：使用机械手等设备将奧氏体化后的板料从加热炉中取出转移至热冲压成形水冷模具中。(5)冲压成形和保压浮火：快速完成冲压成形并保压洋火一段时间，利用模具的冷却系统对高温板料进展浮炽热处理，使热冲压零件获得均匀的马氏体组织和良好的机械性能。另外，保压可以减小回弹，提高热冲压零件形状精度。(6)转移：使用机械手等设备将热冲压成形零件从模具中取出。(7)后续处理：利用酸洗或喷丸的方法去除零件外表的氧化皮，提高零件外表质量；使用激光切割机、激光钻孔机对超高强度热冲压零件进展

22、切边和钻孔，或者在热冲压成形之前钻孔。3.3热成形工艺特点热成形技术具有的优点：(1)热冲压成形零件强度等机械性能显著提高，可以承受更大的撞击力，能够有效地提高汽车的碰撞平安性能，实现汽车轻量化。(2)回弹很小，在热冲压成形工艺中，板料在高温下冲压成形，几乎没有回弹，能够成形高精度的热冲压零件。而对于高强度钢板的冷冲压成形来说，回弹是影响零件形状精度的主要缺陷，很难根本解决。(3)变形抗力显著减小，降低了对压机吨位的要求，减少了设备本钱。(4)高温板料塑性好，可以冲压成形冷冲压无法成形的复杂形状零件。(5)由于成形性能的提高，减少了变形的工序数，从而提高了生产效率。热成形技术存在的缺乏：(1)

23、增加了加热工序，需要使用专用的加热装置，提高了本钱。(2)与冷冲压相比，模具存在热疲劳现象，寿命显著降低，需要釆用新的材料和工艺制造热冲压水冷模具。(3)板料存在严重的氧化问题，需要对板料进展外表防氧化处理防氧化涂层或者向加热炉冲入保护气体氮气等。四、热成型钢板 22MnB522MnB5 是一种拥有专利技术的硼钢。它的外表覆盖有 Al-Si 涂层，并且该当板料加热到奥氏体化时，能够引起 Al-Si 合金涂层转变为 Fe-Al-Si 合金的保护涂层，Fe-Al-Si合金涂层能够提高整个保护涂层的厚度能够增加到 40m；并且该保护涂层有很高的防腐性能。22MnB5 钢板在常温下是铁素体加珠光体的组

24、织构造，强度大约在 600Mpa 左右。当 22MnB5 钢板加热到 930左右时，就会奥氏体化，假设将板料在 930保温 56 分钟，板料就会完全奥氏体化。奥氏体组织是面心立方的构造，在受到外力的作用时易于产生塑性变形，奥氏体的强度、硬度较低，塑性、韧性也会很好。在板料还处于奥氏体组织时成型，可以大大减小成形力，也就降低了压机的吨位。热成型的最终目的是要获得马氏体组织并且其强度到达 1400MPa 以上。则对板料在模具中的冷却速率就有严格的要求了，如果冷速达不到要求的话，奥氏体就会转化成为贝氏体。查阅文献可以知道，马氏体转变温度为 425马氏体开场转变点位Ms并且在 280完毕马氏体转变完毕

25、点位 Mf。22MnB5 钢板由奥氏体转化为马氏体的临界速率是 27/s，因此，必须要求板料在模具中的冷却速率要大于 27/s。下列图是 22MnB5 钢板 CCT 曲线图，从图上可以看到虚线所表示的就是冷却速率为 27/s，如果小于 27/s 的话，则热成型后将会获得贝氏体组织，这样就会影响最终的零件性能。下列图是原始板料的组织构造、延伸率、强度与热成型后制件的构造特点与力学性能。从图上可以看出随着钢材强度的提高，其延伸率也会逐渐下降。22MnB5 钢材在热成型后的延伸率也就只有 10%左右。22MnB5 在热成型之前是体心立方，其微观组织是铁素体加珠光体的状态，奥氏体化以后会变为面心立方构

26、造，而热成型后又变为体心立方构造，微观组织将是马氏体的组织状态，有时也会有极少量的贝氏体。22MnB5 是一种硼合金钢， 其外部有一层厚度约为 30m 的 Al-Si 金属镀层，可以很好的的防止钢板在加热以及淬火成形过程中被氧化。而且，22MnB5 钢板有极其优良的淬火能力、高温下极好的成型性、高抗冲击强度和高抗拉强度、成型后回弹很小。这些是在热成型过程中广泛使用 22MnB5 钢板最主要的原因。五、金属热成型理论5.1 金属板料在加热过程中部组织的主要变化在研究学者看来，加热处理是热成型过程的第一道工序，目的在于将板料加热到临界温度以上，获得所需要的奥氏体组织，加热时形成奥氏体的均匀化程度及

27、晶粒大小直接影响成形后零件的组织和性能。下面就来说明金属板料在加热处理过程中部组织的主要变化。金属板料在加热过程中主要变化是形成奥A的形成，金属板料在加热前的原始组织通常为珠光体P，珠光体是铁素体F和渗碳体Fe3C的机械混合物。热成型加热的目的是为了获得全部的奥氏体A组织，也叫完全奥氏体化。完全奥氏体化是热成型过程的必经步骤，也是十分重要的一个步骤。假设要让珠光体组织向奥氏体组织转变，则加热温度须高于奥氏体转变的临界温度。具体来说，奥氏体的形成由四个连续阶段组成，这与共析钢奥氏体的形成类似。1. 奥氏体形核：板料加热到临界温度以上时，首先在铁素体和渗碳体的相界面上形成奥氏体晶核。这主要是由于相

28、界面上晶格畸变大、能量高，而且界面处碳的分布极不均匀，这些都为奥氏体的形核提供了有利条件。2. 晶核的长大：奥氏体形核后，同时形成 A-F 相界面和 A-Fe3C 相界面，其中前者碳浓度低，后者碳浓度高，这必然引起奥氏体中碳的扩散，从而破坏了原界面处碳浓度的平衡。为恢复这一平衡，就需要铁素体向奥氏体的转化和渗碳体的不断溶解。因此，奥氏体晶核的长大就是这两个相界面分别向铁素体和渗碳体推移的过程。3. 剩余渗碳体的溶解：在铁素体和渗碳体中，铁素体的含碳量和晶体构造与奥氏体比拟接近。故在向奥氏体的转变过程中铁素体优先消失，剩余渗碳体在随后的加热或保温过程中逐渐溶解。4. 奥氏体成分均匀化：奥氏体形成

29、刚完毕时，奥氏体中碳的分布是不均匀的。原来是铁素体的地方碳浓度低，原来是渗碳体的地方碳浓度高。只有随着保温时间的延长，碳原子的充分扩散，奥氏体的成分才能逐渐趋于均匀。下列图是奥氏体形成的示意图5.2金属板料在冷却过程中部组织的主要变化金属板料在冷却过程中的组织变化主要是奥氏体组织在冷却过程中发生的转变，由于板料冷却的程度不会发生不同的变化，得到不同的组织，从而获得不同的力学性能。通常情况下，奥氏体组织在比拟缓和的冷却条件下会转变成珠光体组织，而在剧烈冷却条件下会转变成马氏体组织，在比拟适中的冷却条件下会转变成贝氏体组织。一般来说，珠光体组织其强度、硬度较低，塑性、韧性较好；马氏体组织其强度、硬

30、度很高，塑性、韧性较差；贝氏体组织其强度、硬度较高，塑性、韧性也较好。对一个具体的钢来说，其奥氏体组织在冷却过程中的转变可利用具体钢的过冷奥氏体冷却转变曲线判断。钢的过冷奥氏体冷却转变曲线根据冷却方式等温冷却、连续冷却的不同分为两种。1. 共析钢过冷奥氏体等温冷却转变曲线过冷奥氏体等温冷却转变是指表示奥氏体急快速冷却到临界点 A1，在采用不同温度保温的过程中，转变量和转变时间之间的关系曲线图。也称为 TTTTemperatureTime Transformation曲线，因为它的形状非常像字母 C，所以又称之为 C 曲线，如下列图所示。从图上可以看出，在两条 C 形状的曲线当中，左边一条与 M

31、s 是过冷奥氏体开场转变的曲线，右边的一条与 Mf线是指过冷奥氏体转变终了时曲线。A1线、Ms 线、转变开场线以及纵坐标所包围的区域称作过冷奥氏体区，转变终了线以右以及 Mf线以下称为转变产物区。转变开场线和转变终了线之间和 Ms 线与 Mf线之间为转变区。当温度在 A1550之间时，奥氏体A分解为由铁素体F和渗碳体(Fe3C)组成的片层的珠光体(P)。其中温度在 A1650之间，珠光体(P)为正常的珠光体，而当温度处于 650600之间得到的是索氏体S，温度处于 600550之间得到的是屈氏体T。而且这几种产物的强度和硬度都依次升高。当温度在 550MS(约 240)之间时，奥氏体A转变为由

32、铁素体F和碳化物组成的非层状组织贝氏体B，其中当温度在 550350之间时，会形成羽毛状的贝氏体；在 350MS之间，形成下贝氏体黑色针状。上贝氏体和下贝氏体相比教而言，其强度和硬度、塑性和韧性都会比拟差，所以在实际中进展热处理时,通常都希望得到下贝氏体。MsMf之间240-50，A 以无扩散的方式转变为马氏体M和少量的剩余奥氏体。M 是 C 在铁素体F中的过饱和固溶体。由于过饱和碳的固溶强化作用。M 通常都具有高强度和高硬度的特点，是热处理工艺最想要获得的组织。马氏体组织的性能与含碳量有很密切的关系。当钢中含碳量低于 0.3%时，M 组织为板条状板条马氏体，低碳马氏体，其强度和硬度较高，塑性

33、以及韧性都特别好；而当钢中的含碳量大于 1.0%时，得到马氏体组织为针片状片状马氏体，高碳马氏体。其硬度很高，但是很脆。热成型的目的就是在成型后要获得板条状马氏体的微观组织。2. 共析钢过冷奥氏体连续冷却转变曲线在实际生产过程中，多采用连续冷却方法进展热处理的冷却，热成型淬火的过程也是相当于连续冷却。因此，过冷奥氏体连续冷却转变曲线对确定热处理工艺和选材更加具有实际的意义。过冷奥氏体连续冷却转变图又称作 CCT 曲线Continuous CoolingTransformation，指的是通过测定在不同冷却速度下的过冷奥氏体转变量与转变时间的关系来得到的。共析钢的 CCT 曲线是在碳钢中最简单，

34、如下列图所示。它没有贝氏体的转变区域，在珠光体的转变区域下多了一条转变中止线 K。当连续冷却的曲线遇到转变中止线的时侯，过冷奥氏体将停顿向珠光体进展转变，剩下的奥氏体将一直保持到 Ms 之下转变成为马氏体。同 TTT 曲线相比拟，CCT 曲线位于它的右下方。图中 Vk指的是 CCT 曲线的临界冷却速度，也就是指在连续的冷却条件下得到全部马氏体组织时的最小冷却的速度。Vk是 TTT 曲线的临界冷却的速度，Vk=1.5Vk。很显然，C 曲线越靠右，Vk越小，过冷奥氏体则更加稳定。由于 CCT 曲线很难得到，而 TTT 曲线则相对来说容易测得，从而在手册中 TTT 曲线比拟多。可以采用 TTT 曲线

35、来定性地说明连续冷却时侯组织的转变情况，方法就是把冷却曲线绘制在 C 曲线上，然后依其和 C 曲线交点的位置来说明最终的转变产物。当冷却缓慢的时侯炉冷，过冷奥氏体将转变成珠光体，冷却较快的时侯空冷，过冷奥氏体将转变成索氏体。采用油冷的时侯，过冷奥氏体先会有一局部转变成为托氏体，剩余的奥氏体在冷却到 Ms 之下后转变成为马氏体组织，它的室温组织为托氏体、马氏体与剩余奥氏体。当冷却速度超过 Vk的时侯，过冷奥氏体将会在 Ms 之下直接地转变马氏体，它的室温组织为马氏体与剩余奥氏体。六、车门防撞梁钢板热成型技术应用分析6.1热冲压车门防撞梁根本性能测试6.1.1材料性能分析为了研宄改良工艺对热冲压零

36、件的材料性能、成形性能、使用性能等的影响，制造了热冲压车门防撞梁。实验材料为热冲压高强度钢板22MnB5，板料厚度为1.6mm，成形温度分别为500c、650c和800c。并且在防撞梁不同位置取样进展微观组织拍摄和单向拉伸实验，热冲压车门防撞梁及取样位置如下列图所示。热冲压车门防撞梁的材料抗拉强度如下表所示。成形温度500c、650c、800c对应防撞梁材料的平均抗拉强度分别为1102MPa、1553MPa和1620MPa。成形温度为500c的热冲压车门防擒梁材料抗拉强度最低，不能满足要求；成形温度650C和800c冲压件材料的抗拉强度都到达1500MPa以上，满足要求。热冲压车门防撞梁的材料

37、微观组织如下列图所示。成形温度500c热冲压件的微观组织主要是贝氏体和剩余奥氏体，根本没有马氏体；成形温度650c热冲压件的微观组织根本为条状马氏体；成形温度800c热冲压件的微观组织全部为条状马氏体，晶粒细小。可见，成形温度为650c和800c的热冲压车门防撞梁实现了板料的淬火，其微观组织转变为马氏体。6.1. 2成形性能分析热冲压车门防撞梁中部截面的厚度分布如下列图所示。成形温度对防撞梁厚度有重要影响，防撞梁的厚度随着成形温度的升高而显著减小；另外，位置1、7和4减薄较小，位置3和5由于拉延较大，减薄比其它位置严重。成形温度500c对应防撞梁的厚度最大，各处厚度都在1.4mm以上，成形性能

38、好；成形温度650c对应防撞梁的成形性能与500c的相比略差，但优于800c的；成形温度800c对应防撞梁的厚度最小，其中最薄处厚度只有1.31mm左右，容易产生破裂缺陷，成形性能差。通过上述分析可知，成形温度650c的热冲压车门防撞梁实现了板料的淬火，其微观组织转变为马氏体，各处抗拉强度都到达1500MPa以上，兼具良好的材料性能和成形性能。6.2热冲压车门防撞梁使用性能测试6.2.1抗弯性能分析为了研究改良工艺对热冲压车门防撞梁抗弯性能和吸能性能的影响，设计了热冲压车门防撞梁的准静态弯曲实验和动态冲击仿真，测试防撞梁的抗弯性能和吸能性能。准静态弯，热冲压车门防撞梁成形温度分别为500C、6

39、50C和800C，厚度为1.6mm，弯曲跨距为860mm，两支辊可以转动和平动，弯曲压头直径为300mm，弯曲压头下行速度为500mm/rnin。热冲压车门防撞梁准静态弯曲实验的抗弯载荷-挠度曲线比照方下列图所示。在弯曲挠度到达131mm左右时抗弯载荷到达峰值，成形温度500C防撞梁的最大抗弯载荷只有10.76kN,抗弯能力弱，不能满足使用要求；成形温度800C和650C防撞梁的最大抗弯载荷分别为14.58kN、14.13kN，抗弯能力强，能够满足使用要求。热冲压车门防撞梁局部破坏情况如下列图所示。可以看出，热冲压车门防撞梁变形主要集中在中心附近区域，成形温度800C防撞梁中心最先出现裂缝并断

40、裂失效；成形温度500C和650C防撞梁没有出现明显的裂缝。成形温度650C热冲压车门防撞梁相对于成形温度800C和500c防撞梁，具有最优综合性能。6.2.2吸能性能分析为了进一步研宄改良工艺对热冲压车门防撞梁吸能性能的影响，设计了动态冲击吸能仿真。使用带有一定初速度的刚性质量块撞击热冲压车门防撞梁，刚性质量块重25kg，初速度50km/h,垂直撞击防撞梁中部。在HyperMesh的LS-DYNA模板中进展前处理，划分网格，定义材料、接触和边界条件等，建立热冲压车门防撞梁动态冲击有限元模型，然后将该模型输入LS-DYNA进展求解。热冲压车门防撞梁动态冲击仿真的吸能-时间曲线比照方下列图所示。

41、成形温度500C热冲压车门防撞梁能够持续变形吸能，最终吸能2.15kJ；成形温度800C热冲压车门防撞梁吸能2.19kJ，最先发生局部塑性破坏，容易对乘员造成伤害；成形温度650C热冲压车门防撞梁吸能最多到达2.25KJ，变形吸能能力比成形温度800C的防撞梁更优，能够有效保护乘员平安。通过上述热冲压车门防撞梁抗弯能力和动态冲击吸能能力分析可见，成形温度650C热冲压车门防撞梁兼具高强度和良好的塑性变形吸能能力，综合性能最优，适合用作车门防撞梁抵抗侧面碰撞。6.3热冲压零件在车身轻量化和碰撞平安中的应用6.3. 1整车侧碰仿真建模按照C-NCAP法规要求建立整车侧面碰撞仿真有限元模型。在Hyp

42、erMesh的LS-DYNA模板中前处理，根据实际制造和装配情况建立轿车模型，对发动机、变速器等进展简化处理，一共包含组件396个，使用辉点或刚性约束连接不同组件，碰撞区域网格在1020mm之间，非碰撞区域网格在2050mm之间，节点为361928个，共划分357652个单元,其中三角形单元比例小于5%,能够同时保证计算精度和提高计算效率。根据GB 20071-2006汽车侧面碰撞的乘员保护的规定，建立移动壁障的模型，侧面碰撞移动壁障以35km/h的速度撞向刚性墙的情况，定义了台车上6个吸能块各自的碰撞力与变形关系，以及各个吸能块所吸收的能量。按照C-NCAP法规要求，移动壁障行驶方向与实验车

43、辆垂直，移动壁障中心线对准实验车辆R点，冲击实验车辆驾驶员一侧,碰撞速度为50km/h。定义整车在Z方向上重力加速度，定义车身侧围和移动壁障的接触以及车身的自接触，防止在碰撞仿真中发生部件之间的穿透现象。建立整车侧碰有限元模型如下列图所示,然后将关键字文件输入LS-DYNA进展求解。侧围是轿车车身中刚度、强度相对薄弱的部位，车空间缺乏,发生侧面碰撞时缓冲区域较小,车门、B柱等变形过大甚至断裂破坏容易对乘员造成严重伤害。车门防撞梁、B柱等对轿车侧面碰撞性能都有重要影响，基于实现轻量化和保证碰撞平安性目标釆用热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件，对车身侧围构造进展改良设计，根底方案和改良方

44、案如下表所示。进展整车侧面碰撞仿真优化分析，比照改良前后的车体能量、变形、加速度、B柱侵入速度和侵入量等，从而获得最优改良方案。6.3.2车体能量比照分析不同方案车体能量比照方下列图所示。从图中可以看出，根底方案能在碰撞0.08s时到达最大28kJ，动能最大13kJ；改良方案1采用等厚度的热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件后，车体在碰撞初始阶段能比其它两种方案多，但是由于变形较小在碰撞后期产生弹性回复，最终能最少、动能最多；改良方案2采用1.6mm热冲压成形车门防撞梁替换根底方案2.5mm防撞梁、采用1.2mm热冲压成形B柱加强板替换根底方案1.5mmB柱加强板后，车体能和动能变化情

45、况与根底方案根本一样。因此，改良方案2能够满足侧面碰撞车体耐撞性的吸能要求。6.3.3车体变形比照分析不同方案车体变形比照方下列图所示。可见，根底方案车体被撞一侧车门最大变形432.9mm，另一侧车门对应点变形75.5mm，车门凹距离为357.4mm。改良方案1采用等厚度的热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件后，车体被撞一侧车门最大变形389.9mm，另一侧车门对应点变形66.5mm，车门凹距离与根底方案的357.4mm相比显著减小，只有323.4mm。改良方案2采用1.6mm热冲压成形车门防撞梁替换根底方案2.5mm防撞梁、采用1.2mm热冲压成形B柱加强板替换根底方案1.5mm B

46、柱加强板后，车体被撞一侧车门最大变形427.3mm，另一侧车门对应点变形74.1mm，车门凹距离为353.2mm，比改良方案1的323.4mm大，但与根底方案的357.4mm相比仍有所下降。6.3.4 B柱测试点侵入量、速度、加速度比照分析不同方案的B柱测试点加速度曲线比照方下列图所示。从图中可以看出，根底方案B柱测试点的加速度峰值为19.6g,改良方案1采用等厚度的热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件后，B柱测试点的加速度峰值增加到39.2g，到达根底方案加速度峰值19.6g的2倍左右，容易对乘员造成伤害。改良方案2采用1.6inm热冲压成形车门防撞梁替换根底方案2.5mm防撞梁、采

47、用1.2mm热冲压成形B柱加强板替换根底方案1.5mm B柱加强板后，B柱测试点的加速度峰值为21.8g,与根底方案的加速度峰值19.6g相比略有增加，比改良方案1的39.2g显著减小，在车身侧围适当添加吸能材料能够降低加速度。不同方案的B柱测试点侵入速度曲线比照方下列图所示。可以看出,根底方案B柱测试点的最大侵入速度为72m/s，改良方案1采用等厚度的热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件后，B柱测试点最大侵入速度从7.2m/s减小到6.9m/s。改良方案2采用1.6inm热冲压成形车门防撞梁替换根底方案2.5mrn防撞梁、采用1.2rnrn热冲压成形B柱加强板替换根底方案1.5mm

48、B柱加强板后,B柱测试点最大侵入速度为6.8m/s，与根底方案相比显著减小并且优于改良方案1。不同方案的B柱测试点侵入量曲线比照方下列图所示。从图中可以看出，根底方案B柱测试点的最大侵入量为298.6mm，改良方案1和改良方案2的B柱侵入量显著减小，尤其是改良方案1采用等厚度的热冲压成形零件替换先进高强度钢DP800零件后，B柱测试点最大侵入量从298.6mm减小到267.3mm。改良方案2采用1.6mm热冲压成形车门防撞梁替换根底方案2.5mm防撞梁、采用1.2mm热冲压成形B柱加强板替换根底方案1.5mm B柱加强板后，B柱测试点最大侵入量为291.0mm,，B柱侵入量比改良方案1的267

49、.3mm大，但较根底方案的298.6mm仍有明显改善。通过上述整车侧碰仿真优化分析可知,改良方案2的B柱侵入量、侵入速度、车体变形和吸能情况都到达或优于根底方案，加速度与根底方案相比略有增加,可以通过适当添加吸能材料予以改善，改良方案2能够满足车体耐撞性要求；将车门防撞梁和B柱加强板替换为热冲压成形零件后，防撞梁厚度由2.5mm减小为1.6mm，B柱加强板厚度由1.5mm减小为1.2mm，两侧车门防撞梁和B柱加强板的总质量从12.86kg减小到9.16kg，整车减重达3.7kg。可见，改良方案2能够在保证碰撞平安性的同时实现轻量化。七、 热成形技术在*新车型B柱上的可行性应用分析7.1性能分析1本新车型通过采用热成形工艺得到超高强度的车身零件。下表为采用不同工艺冲压后零件的性能比照。2改善冲压成形性，控制回弹，提高零件尺寸精度。在*车型试制过程中，由于B柱加强板上、下铰链