先進(jìn)高強(qiáng)鋼――熱沖壓綜述

1、熱沖壓綜述H. Karbasian, A.E. Tekkaya輕型結(jié)構(gòu)與成型工藝研究所,多特蒙德理工大學(xué), Baroper Str. 301, D-44227,多特蒙德, 德國摘要:具有需求性能的熱沖壓 (也被稱之為硬壓加工 高強(qiáng)鋼板零件的生產(chǎn)需要淵博的知識(shí)和 成形規(guī)程的控制。 通過這種方式, 在不同工藝參數(shù)和相互作用下, 零件最后的性能具有可預(yù) 見性和可調(diào)節(jié)性。 除了常見的冷成形參數(shù), 熱參數(shù)和微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)使得熱沖壓過程中的力學(xué) 現(xiàn)象的描述變得復(fù)雜,而這正是這種成形方式所有物理現(xiàn)象所必須得到的闡述。在這篇文章中, 熱沖壓中的熱、 力學(xué)、微觀結(jié)構(gòu)和工藝領(lǐng)域的藝術(shù)狀態(tài)得到了綜述。所 有工藝流程的

2、研究, 從毛坯加熱到熱沖壓和后續(xù)的進(jìn)一步工藝均得到了描述。 現(xiàn)有著作的一 項(xiàng)調(diào)查顯示了一些差距,這些差距是在形成相依相改造,整個(gè)過程中不斷的塑性流動(dòng)行為, 力學(xué)和幾何的一部分屬性之間的相關(guān)性, 和一些先進(jìn)工藝的工業(yè)應(yīng)用領(lǐng)域中。 回顧分析目的 在于提供對(duì)成形規(guī)程背景的深入了解和顯示了在熱金屬板料成形領(lǐng)域進(jìn)一步研究及創(chuàng)新的 巨大潛力。關(guān)鍵詞:熱沖壓 高強(qiáng)鋼板 22MnB51. 引言出于對(duì)減輕整車重量,提高安全性和防碰撞性能的需要,采用高強(qiáng)鋼板制造的汽車零部 件的需求量是顯然的。熱沖壓是由瑞士一家公司(Plannja 開發(fā)用來加工鋸片和割草機(jī)刀 刃的,并獲得了專利 (GB1490535, 1977

3、。在 1984年,薩博汽車公司是第一個(gè)采用硬化的硼 鋼作為薩博 9000汽車組件的汽車制造商。生產(chǎn)的零部件的產(chǎn)量從 1987年的 3億件 /年增加 到 1997年的 8億件 /年。自 2000年以來,更多的熱沖壓件被應(yīng)用在汽車上,每年的零部件 的生產(chǎn)量已經(jīng)達(dá)到了約 1.07億件 /年。 熱沖壓件在汽車工業(yè)中的應(yīng)用主要是底盤部件, 如左 右車柱,保險(xiǎn)杠,車頂縱梁,擺臂橫桿和隧道(圖 1 。熱加工目前存在著兩種不同的主要的變種:直接和間接熱沖壓方法。 在直接熱沖壓加工 中, 毛坯在爐子里被加熱后被轉(zhuǎn)移到壓床上, 隨后成形并在封閉的工具中進(jìn)行淬火 (圖 2a 。 間接熱沖壓加工的特點(diǎn)是預(yù)先使用冷成形

4、近乎完整的零件, 該零件在奧氏體化之后在壓床上 進(jìn)行校正后淬火(圖 2b 。在材料中發(fā)生全部的馬氏體轉(zhuǎn)變導(dǎo)致其抗拉強(qiáng)度可達(dá) 1500MPa 。 這篇論文包括了在熱沖壓研究方面的回顧分析。 論文將以對(duì)應(yīng)用于熱沖壓工件的材料的 描述開始。 然后,熱沖壓加工流程鏈中的特殊的流程步驟被加以描述。 最后,呈現(xiàn)了熱沖壓 件和具有適宜性能的工件的加工過程。本文包括了在熱沖壓領(lǐng)域的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究。2. 材料與涂層Naderi在超高強(qiáng)鋼板方面的研究顯示了硼合金鋼種 (表 1 22MnB5, 27MnCrB5和 37MnB4是唯一一種在熱沖壓中采用水冷而產(chǎn)生全部馬氏體微觀組織的鋼種。在這里, 22MnB5是最 圖

5、 1. 典型的中型轎車?yán)锏臒釠_壓件 圖 2. 基本的熱沖壓工藝鏈:(a 直接熱沖壓, (b 間接熱沖壓常用在熱沖壓加工中的鋼種。 最初, 材料展現(xiàn)出鐵素體珠光體的微觀結(jié)構(gòu), 其抗拉強(qiáng)度約 為 600MPa 。熱沖壓加工后其構(gòu)成最終變?yōu)轳R氏體組織,抗拉強(qiáng)度約為 1500MPa(圖 3a 。為 了實(shí)現(xiàn)這種組織和硬度轉(zhuǎn)化,毛坯必須在 950的爐子保溫至少 5分鐘使其奧氏體化。然后 毛坯成形且同時(shí)在水冷模具里淬火 5 10秒。 由于熱毛坯和冷機(jī)床的的接觸, 毛坯在封閉 的機(jī)床里淬火。如果在 400附近冷卻速率超過約 27K/s的最小冷卻速率,會(huì)引發(fā)無擴(kuò)散的 馬氏體型轉(zhuǎn)變,這將導(dǎo)致最終產(chǎn)生高強(qiáng)度的零件(

6、圖 3b 。馬氏體轉(zhuǎn)變始于 425(馬氏體 轉(zhuǎn)變開始點(diǎn) Ms 并終于 280(馬氏體轉(zhuǎn)變結(jié)束點(diǎn) Mf 。鋼淬火后的力學(xué)性能的改變依賴于其含碳量, 因此, 淬火后的強(qiáng)度可以通過適當(dāng)調(diào)節(jié)含 碳量來控制。人們已經(jīng)知道,一些合金元素,如 Mn 和 Cr ,對(duì)鋼淬火后的強(qiáng)度影響很小。然表 1硼鋼的化學(xué)成分和力學(xué)性能(Naderi , 2007鋼 Al B C Cr Mn N Ni Si Ti 20MnB5 0.04 0.001 0.16 0.23 1.05 - 0.01 0.40 0.034 22MnB5 0.03 0.002 0.23 0.16 1.18 0.005 0.12 0.22 0.040 8

7、MnCrB3 0.05 0.002 0.07 0.37 0.75 0.006 0.01 0.21 0.048 27MnCrB5 0.03 0.002 0.25 0.34 1.24 0.004 0.01 0.21 0.042 37MnB4 0.03 0.001 0.33 0.19 0.81 0.006 0.02 0.31 0.046鋼 馬氏體化溫度 臨界冷卻速度 K/s 屈服強(qiáng)度 MPa 抗拉強(qiáng)度 MPa 配送 熱沖壓 配送 熱沖壓 20MnB5 450 30 505 967 637 1354 22MnB5 410 27 457 1010 608 1478 8MnCrB3 - - 447 751

8、 520 882 27MnCrB5 400 20 478 1097 638 1611 37MnB4 350 14 580 1378 810 2040 *不可能得到全部的馬氏體組織 圖 3. 22MnB5的力學(xué)性能和 CCT 圖(Garcia Aranda 等人 2002而,由于這些元素對(duì)淬硬性具有一定的影響,所以他們?cè)诟淖円恍┐嬖陬I(lǐng)域是必不可少的。 因此, 要得到想要的相變和可淬硬性要通過工藝上可行的冷卻速度來實(shí)現(xiàn)。 硼是影響可淬硬 性最大的元素, 然而, 硼減緩向較軟的組織的轉(zhuǎn)變, 導(dǎo)致了在工件橫截面上出現(xiàn)了馬氏體組 織。在奧氏體化情況下, 鋼與空氣一接觸就會(huì)形成氧化層。 為了避免表面氧化和

9、脫碳, 大多 數(shù)金屬板料毛坯都預(yù)先涂敷了保護(hù)層。 普遍使用的防護(hù)層是 Al Si 涂層, 可以防止在直接熱 沖壓過程中的結(jié)垢發(fā)生。 Borsetto 等人 (2009研究了在熱過程中一些參數(shù)對(duì) Al Si 涂層化 學(xué)行為的影響。這種金屬涂層是在持續(xù)的熱浸鍍鋅加工中產(chǎn)生的,由 10%的硅, 3%的鐵, 87%的鋁構(gòu)成的。在已涂有涂層的毛坯的加熱過程中,熱量激發(fā)了鋼從涂層基體的接觸界 面區(qū)域到表層的擴(kuò)散過程。 Al Si 涂層有約為 600的熔點(diǎn)。然而由于 Fe 在基體中的存在, 鋁鐵合金有更高的熔點(diǎn)并從基底金屬界面到迅速延伸表層。 過渡到表層的鋁鐵合金有著更高 的熔點(diǎn)從而阻止了表層的融化。對(duì)于一

10、個(gè)加熱溫度為 950的典型的熱沖壓過程,以 Al Si 化學(xué)百分比交互變化為特點(diǎn)的亞層型結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出來。 在直接熱沖壓加工中, 防護(hù)層阻止了結(jié) 垢的形成。 由于 Al Si 涂層在室溫的起始狀態(tài)時(shí)相對(duì)于基礎(chǔ)材質(zhì)具有較低的成形極限, 熱浸鍍鋁板料不能用于間接加工并且也不適合冷成形。 這種涂層不能像鋅一樣提供陰極保護(hù), 除 了高防護(hù)措施。 和冷成形件類似, 陰極保護(hù)對(duì)熱沖壓零件來說是需要的。 這些在汽車工業(yè)上 的需求可以使用具有陰極保護(hù)作用的金屬涂層 (如鋅來滿足。在加熱和熱沖壓過程中,熱 浸鍍鋅涂層和基礎(chǔ)材質(zhì)反應(yīng),生成了 Zn Fe 相的金屬間化合物。為了使涂層中的微裂紋傳 播到基體材質(zhì)最小化,經(jīng)

11、過熱浸鍍的 22MnB5只能用于間接熱沖壓。熱沖壓后,必須通過噴 丸去除氧化物層以避免劣質(zhì)的油漆噴涂。 另外的一種用于 22MnB5的直接和間接熱沖壓工藝, 具有附加有效的防腐能力的防護(hù)涂層是被應(yīng)用于卷材涂料工藝中的亮光漆檸檬酸三乙酯混 合物。 這種涂層是以根據(jù)溶膠凝膠工藝形成的微米級(jí)別的材料的組合為基礎(chǔ)的。 無機(jī)和有 機(jī)材料被聯(lián)系在一起且與鋁粒子混合形成了防護(hù)涂層。 這種 7µm厚的防護(hù)涂層的潤滑性能使 得在冷成形過程中具有可控的金屬流動(dòng)而不需要附加的潤滑。最新的防止氧化的方法包括給板料涂上防護(hù)油,正如 Mori 和 Ito (2009的文章里描述 的一樣。電爐里加熱的板料的氧化是

12、可以避免的,兩種不同的防護(hù)油的效果已被加以研究。 在沒有成行加工且進(jìn)行了熱彎曲的冷卻試驗(yàn)中評(píng)估了防氧化油的作用。 板料的表面分析顯示 數(shù)倍(達(dá)到 4倍的潤滑作用減少了表面氧化。3. 加熱熱沖壓加工始于毛坯的加熱并直到奧氏體化的溫度。 為了測定在熱沖壓過程中作為想要 獲得全部奧氏體相變的先決條件獲得均勻奧氏體化的毛坯的工藝窗口, Lechler 和 Merklein (2008做了奧氏體化的時(shí)間和溫度的熱處理試驗(yàn)。在這些試驗(yàn)中,樣品在淬火的 同時(shí)經(jīng)受了在兩邊施加的整整 40MPa 的金屬接觸壓力。 為了評(píng)估相變的發(fā)生帶來的影響, 根 據(jù)維氏硬度計(jì)測量了淬火毛坯的維式硬度。 圖 4顯示了不同的奧氏

13、體化溫度及不同厚度的板 材達(dá)到 470HV 的最大硬度的最小的奧氏體化時(shí)間。 圖 4. 奧氏體化溫度、時(shí)間(a 與板材厚度(b 對(duì)達(dá)到最大 470HV 的硬度的最小的奧氏體 化時(shí)間的影響 (Lechler和 Merklein, 2008研究結(jié)果顯示了關(guān)于可冷卻的均勻奧氏體化的 22MnB5鋼最小的熱處理時(shí)間對(duì)奧氏體化 溫度(圖 4a 和板料厚度(圖 4b 的重要依賴性。在 950的爐溫下,研究發(fā)現(xiàn) 3分鐘的 保壓時(shí)間足夠獲得淬火后最大硬度約為 470HV 的樣品所需的馬氏體含量。隨著爐溫的下降, 奧氏體化持續(xù)時(shí)間增加。預(yù)先涂有鋁硅合金涂層的毛坯的時(shí)間上限是由熱處理過程中 Al Si Fe 三元

14、合金層的厚度決定的,熱處理的目的是保證熱沖壓件在后處理中有足夠精確的 可焊性。 根據(jù)工業(yè)經(jīng)驗(yàn), 爐子中奧氏體化的涂層厚度不能超過約 40µm。 Lechler 的研究顯示了毛坯的加熱過程對(duì)工件的性能、 加工時(shí)間和熱沖壓的效率有很大的影響。 因此, 毛坯的均 勻化溫度和較短的加熱時(shí)間是加熱系統(tǒng)主要所需求的。毛坯可以利用不同的熱現(xiàn)象來加熱:爐子的熱輻射、感應(yīng)加熱、導(dǎo)電加熱(圖 5 。 圖 5. 加熱系統(tǒng):(a 輥?zhàn)哟彩椒瓷錉t, (b 感應(yīng)加熱, (c 導(dǎo)電加熱3.1. 輥?zhàn)哟彩椒瓷錉t在目前的生產(chǎn)線上,毛坯加熱經(jīng)常是在輥?zhàn)哟彩椒瓷錉t或具有活動(dòng)梁的爐子里進(jìn)行的。 爐子的規(guī)格和聯(lián)結(jié)載荷依賴于加

15、熱的材料和物料通過量。 由于基體材質(zhì)和涂層之間的擴(kuò)散過 程需要時(shí)間,有防止結(jié)垢的鋁硅涂層的材料的加熱需要一個(gè)特別的加熱曲線。現(xiàn)有的熱沖壓爐生產(chǎn)線的長度已經(jīng)達(dá)到 30 40m 。 高的空間需求和上升的投資費(fèi)用表 明了變換毛坯加熱方法的需求。硬壓加工零件的生產(chǎn)周期主要依賴于模具閉合時(shí)間和要使原材料奧氏體化及在有涂層 的情況下獲得過渡層的爐溫保持時(shí)間。 關(guān)于模具閉合時(shí)間, 最佳化的模具冷卻時(shí)間和工具鋼 的應(yīng)用可以減少生產(chǎn)周期。爐溫保持時(shí)間的減少只能通過應(yīng)用接下來的快速加熱概念來實(shí) 現(xiàn)。這些方法正處于發(fā)展階段,實(shí)驗(yàn)室研究必須為工業(yè)應(yīng)用檢驗(yàn)。3.2. 導(dǎo)電加熱一種可選擇的供熱系統(tǒng)是傳導(dǎo)加熱系統(tǒng)。 在加熱

16、過程中, 毛坯被夾在兩隊(duì)電極之間。 電 流通過金屬板材零件, 金屬材料的電阻引起了對(duì)零件的加熱。 金屬的導(dǎo)電加熱依據(jù)的是焦耳 定律電路中產(chǎn)生的熱量與電路的功率成比例。 導(dǎo)體的電阻導(dǎo)致了電路功率的損失, 從而 也使導(dǎo)體本身得到了加熱。 零件有較低的表面質(zhì)量和絕緣污染物層時(shí)會(huì)增加接觸區(qū)域的電阻 從而增加了熱生成量。接頭的設(shè)計(jì)和接觸壓力的控制決定了零件加熱的均勻化程度。 導(dǎo)電加熱應(yīng)用的一個(gè)重要的依據(jù)是有效因數(shù)。 這個(gè)參數(shù)直接決定與零件的電阻。 因?yàn)殚L 的零件相對(duì)于短的零件而言具有較高的電阻,導(dǎo)電加熱主要用于具有較大的長徑比的零件, 如管材, 棒材, 線材和帶狀材料。 這種加熱系統(tǒng)的缺點(diǎn)是溫度沿著零件

17、的長度方向上具有不 均勻性。這種加熱方法在工業(yè)應(yīng)用中的另一個(gè)缺陷是加熱同樣復(fù)雜幾何形狀的毛坯有困難。 3.3. 感應(yīng)加熱最后一種加熱方式是毛坯的感應(yīng)加熱。 從理論上來說, 所有電導(dǎo)體或者半導(dǎo)體都可以應(yīng) 用感應(yīng)加熱, 這種工藝的成果應(yīng)用相對(duì)來說比較大:金屬的的熔化, 毛坯的成型加工和回火 以及裝配和包裝工業(yè)。 感應(yīng)器的幾何形狀決定了磁場相對(duì)于工件的位置, 這引起了不同程度 的加熱效率。 板料與感應(yīng)器之間的距離對(duì)加熱系統(tǒng)的效率也有一定的影響。 一方面, 感應(yīng)器 和板料之間要保證有絕緣體; 另一方面, 成形的毛坯在加熱的時(shí)候具有變形的趨勢。 與感應(yīng) 器之間的小距離會(huì)引起加熱毛坯與存在破壞加熱系統(tǒng)的風(fēng)

18、險(xiǎn)之間的干擾。 和輥?zhàn)哟彩椒瓷錉t 相比, 感應(yīng)加熱的能量效率比它的兩倍還高, 這是因?yàn)榇彩椒瓷錉t有著更高的被排放額氣體 和輥?zhàn)訋ё叩哪芰繐p失。4. 成形為了避免零件在成形前的冷卻,毛坯必須盡可能快地從爐子轉(zhuǎn)移到壓床上。此外,成 型加工必須在馬氏體轉(zhuǎn)化之前完成。 因此, 快速的機(jī)床閉合成形加工是獲得一個(gè)成功加工控 制的先決條件。 成形之后, 工件在閉合的機(jī)床里淬火, 冷卻是通過水冷管道帶走機(jī)床系統(tǒng)里 的熱量實(shí)現(xiàn)的。 為了避免毛坯與壓邊圈和模具在熱沖壓過程中的淬火, 大多數(shù)熱沖壓機(jī)床系 統(tǒng)里留有壓邊圈距離(圖 6 。 圖 6. 熱沖壓加工的磨具設(shè)計(jì)另一個(gè)工藝變種是使用工作介質(zhì)進(jìn)行熱沖壓。 溫度作為

19、熱氣壓成形和同時(shí)進(jìn)行已成型零 件淬火的工藝參數(shù)提供了增加這種創(chuàng)新性工藝應(yīng)用領(lǐng)域的機(jī)會(huì)。 成形過程始于對(duì)型材或者毛 坯的定位。模具閉合之后執(zhí)行的成形步驟是應(yīng)用工作介質(zhì)進(jìn)行沖壓(圖 7 。在 Neugebauer 等人和 Lindkvist 等人的研究中, 氮?dú)夂涂諝夥謩e被用作工作介質(zhì)且達(dá)到了 600巴 (60MPa 的壓力。 熱氣壓成形與傳統(tǒng)熱沖壓成形相比的優(yōu)勢在于最開始時(shí)零件的自由成形。 另外, 由 于在成形過程中零件與模具具有較短的接觸時(shí)間,毛坯溫度的均勻分布導(dǎo)致了毛坯均勻成 形。氣壓成形的另外一個(gè)有意義之處是隔熱介質(zhì)和 /或者不可壓縮介質(zhì)可能得到應(yīng)用。 當(dāng)前對(duì)熱金屬板料的高效率成型的強(qiáng)烈需

20、求不可避免地引起了如何減少加工周期的問 題。提高了導(dǎo)熱性的模具鋼和 /或者更有效的冷卻系統(tǒng)的應(yīng)用可以加速冷卻。通過對(duì) Casas 等人開發(fā)的具有高達(dá) 66 W/mK的導(dǎo)熱系數(shù)的模具鋼的應(yīng)用,保壓時(shí)間可以從 10s 減少到 2s 。 4.1. 冷卻管道在熱沖壓加工中淬火的操作不僅影響著過程的經(jīng)濟(jì)性, 也影響著零件的最終性能。 冷卻 管道設(shè)計(jì)的目標(biāo)是使熱零件得到有效的淬火并且達(dá)到形成馬氏體時(shí)的最小冷卻速度 27K/s。 如果使用通過沿著零件輪廓的冷卻管道流動(dòng)的冷卻劑, 如水, 那么模具的冷卻系統(tǒng)就很經(jīng)濟(jì)。 成型零件的熱流是依靠零件與模具之間的熱傳遞, 模具之內(nèi)的熱傳導(dǎo), 模具到冷卻劑之間的 熱傳遞

21、帶走的。 要使零件和模具之間有最合適的熱傳遞, 其接觸面不能有結(jié)垢和缺口。 模具 材料的選擇對(duì)模具內(nèi)部的熱傳導(dǎo)具有相當(dāng)大的影響。 關(guān)于熱排放的另外一個(gè)重要因素是冷卻 圖 7. 型材(a 和板材(b 的氣壓成形管道的設(shè)計(jì),設(shè)計(jì)規(guī)定了冷卻管道的由尺寸、 位置、分布。使用低溫冷卻液可以增加模具和 冷卻液之間的溫差從而產(chǎn)生更多的熱流量,加速熱量排放。冷卻小孔是通過在成形模具上鉆孔得到的。 對(duì)于這種方法, 機(jī)械加工的限制也要考慮到 孔的位置的設(shè)計(jì)中。 因此, 對(duì)于熱傳遞的最佳的冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)是不可能的。 另一種可供選 擇的方法是在鑄造模具的型腔中提供管狀的冷卻孔。冷卻系統(tǒng)的自由設(shè)計(jì)是這種方法的優(yōu) 點(diǎn)。

22、作為一種選擇, 可以通過應(yīng)用激光加工分段的毛坯后用螺釘緊固起來形成有完整的冷卻 孔的模具的表面來制造模具。 這種方法非常劃算, 但是薄層設(shè)計(jì)對(duì)零件的表面質(zhì)量和模具內(nèi) 的熱傳導(dǎo)都有負(fù)面影響。4.2. 模具表面的磨損模具的耐磨性已經(jīng)被 Dessain 等人應(yīng)用適應(yīng)高溫測試的板條拉伸設(shè)備測量出來來。 電阻 加熱設(shè)備允許加熱帶有鋁硅涂層的 22MnB5板條鋼。加熱的板條滑過模具的圓角。在這次測 試中, 接觸面被磨損和粘連了。 模具的磨損是主要的, 并且在模具與毛坯最后的接觸區(qū)域觀 察到了鋁硅涂層的粘附。 人們已經(jīng)知道這些在測試最開始就形成的涂層在模具滑過板條過程 中在模具表面形成了緊密層, 展現(xiàn)出較低

23、的磨損。 熱沖壓中工具鋼在高溫下的暴露讓摩擦力 產(chǎn)生了較大的變化, 這是由于其表面形貌的改變, 氧化層的消除和模具的過分磨損。 一個(gè)克 服摩擦力問題的方法是對(duì)模具鋼采用合適的表面處理和 /或者涂層。 Hardell 和 Prakash使 用了滑動(dòng)磨損測試機(jī)器就室溫和 400 C 下等離子氮化的模具鋼和有 PVD 涂層(CrN 和 TiAlN 的鋼滑移過超強(qiáng)鋼材時(shí)的摩擦學(xué)進(jìn)行了研究。結(jié)果顯示具有 TiAlN 涂層的鋼具有最 好的耐磨性?？杀容^的其他板料涂層的研究并不存在。 此外, 奧氏體化的時(shí)間和它對(duì)表面紋理的影響 在接下來的研究的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)中要考慮到。5. 淬火加熱的毛坯在奧氏體化的溫度范圍內(nèi)成

24、形之后, 零件在閉合的模具中進(jìn)行淬火, 直到零 件組織完全發(fā)生了馬氏體轉(zhuǎn)變。 大于 27 K/s的冷卻速度是 22MnB5獲得全部馬氏體組織所必 需的。馬氏體演變導(dǎo)致了屈服應(yīng)力的增加(圖 8 。從奧氏體(fcc 到馬氏體(bct 的轉(zhuǎn) 變引起了體積的增加, 影響了淬火時(shí)的應(yīng)力分布。 只有完整的轉(zhuǎn)變行為的描述才能預(yù)言冷卻 后產(chǎn)生的材料的性能,不同相的體積分?jǐn)?shù),工件的殘余應(yīng)力和變形。對(duì)于熱塑性轉(zhuǎn)變的行為模型來說, 應(yīng)變?cè)隽勘幻枋鰹閺椥詰?yīng)變, 塑性應(yīng)變, 熱應(yīng)變及各 向同性轉(zhuǎn)變和相變誘發(fā)的塑性應(yīng)變總和(表 2 。由于奧氏體和產(chǎn)生的鐵素體,珠光體,貝 氏體及馬氏體組織的不同晶格結(jié)構(gòu), 相變過程中發(fā)生了

25、體積改變, 這可以借助于各向同性轉(zhuǎn) 變應(yīng)變來描述。 如熱應(yīng)變?cè)隽恳粯? 這種作用這引起了體積的改變。此外, 各組分的顯微組 織形貌非常不同, 因此他們的力學(xué)性能有差異。 因此, 材料宏觀性能的研究變成了困難的均勻化問題,這應(yīng)歸于新相連續(xù)不斷的演變的事實(shí),并且必須要對(duì)變形的歷史做出解釋。 圖 8. 22MnB5在熱沖壓中的微觀結(jié)構(gòu)和應(yīng)力應(yīng)變曲線表 2熱沖壓中各分量的應(yīng)變速率總應(yīng)變速率 ij = (1 :彈性部分, :塑性部分, :相變誘導(dǎo)部分, :熱及各向同性轉(zhuǎn)變部分 熱及各向同性轉(zhuǎn)變部分 = (2:晶格常數(shù), t :時(shí)間步長, 克羅內(nèi)克符號(hào), T :溫度相變誘導(dǎo)應(yīng)變速率(3 :奧氏體與生成相的

26、致密度的差異, :奧氏體 當(dāng)前屈服應(yīng)力, z :生成相的體積分?jǐn)?shù), :偏應(yīng)力,h :根據(jù)外加應(yīng)力的非線性確定的修正函數(shù), :當(dāng)前有效應(yīng)力, :當(dāng)前球屈服應(yīng)力馬氏體體積分?jǐn)?shù) (t =1 (4 :馬氏體轉(zhuǎn)變開始溫度, :系數(shù)如果相變發(fā)生時(shí)沒有外加應(yīng)力, 材料僅僅在體積上作出反應(yīng), 并且由于根源相和生成相 的致密度不同, 可以觀測到體積的增加。 如果轉(zhuǎn)變發(fā)生在外應(yīng)力作用下, 相變誘發(fā)的應(yīng)力引 發(fā)不可逆的變形。 Greenwood Johnson 描述了相變誘導(dǎo)應(yīng)力依賴于奧氏體和生成相的分?jǐn)?shù)。 因此, 當(dāng)偏應(yīng)力被應(yīng)用的時(shí)候微小的應(yīng)力被引進(jìn)以在奧氏體中產(chǎn)生塑性應(yīng)變。 考慮到相變誘 導(dǎo)應(yīng)力的常用模型是 L

27、eblond 等人創(chuàng)建的,并被 Akerstrom 更深一步應(yīng)用于數(shù)值模擬。 被人們描述的流動(dòng)行為分析模型可以用在不同成形模式下的連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變(CCT 圖來 證實(shí)。為了確定成形 CCT (FCCT 圖,加熱的樣品進(jìn)行成形直到達(dá)到測驗(yàn)的成形條件并且隨 后按照預(yù)先確定的速度冷卻。轉(zhuǎn)化的程度也被加以測量。6. 有限元模擬熱沖壓是一個(gè)有預(yù)估相變發(fā)生的熱電及機(jī)械成形過程。依賴于溫度的歷史和機(jī)械變形, 不同的相與相的混合物逐漸形成。在固態(tài)相變發(fā)生過程中,釋放出了熱量,影響了溫度場。 此外,依賴于微小組分的混合物,機(jī)械性能和熱力性質(zhì)都隨著溫度和變形發(fā)生變化。因此, 過程模擬的現(xiàn)實(shí)的有限元模型必須考慮機(jī)械,熱

28、和微觀領(lǐng)域之間的相互作用(圖 9 。這就 需要加工特征曲線如傳熱系數(shù), 材料的流動(dòng)特性和相變?cè)谙嚓P(guān)的加工條件下。 由于微觀組織 轉(zhuǎn)移的演化數(shù)據(jù)在過程模擬中, 所以, 最后的性質(zhì), 如硬度和抗拉強(qiáng)度都可以適當(dāng)?shù)哪Ｐ突?圖 9. 熱,機(jī)械與微觀組織之間的相互作用對(duì)于一個(gè)金屬的熱電與機(jī)械成形的耦合一致性分析, Ghosh 和 Kikuchi 開發(fā)了模擬金屬 在提升溫度時(shí)的流動(dòng)特性的有限元法。 該方法考慮了依賴于金屬大變形成形加工的初始的各 向異性和溫度。近年來, 耦合各自在熱沖壓性能中專門從事的領(lǐng)域的兩套有限元方案的個(gè)別思想已經(jīng)被 開發(fā)。 耦合系統(tǒng)考慮了熱力和機(jī)械模型, 這與實(shí)現(xiàn)幾何形狀和物理數(shù)據(jù)

29、的轉(zhuǎn)移有關(guān)聯(lián)。 由于 熱現(xiàn)象和力學(xué)現(xiàn)象的分開計(jì)算, 在有限元模型內(nèi)調(diào)整參數(shù)的耦合思想非常靈活和高效。 這種 方法的不足之處是在不同的兩種有限元模型之間的數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)移有限,影響了模擬結(jié)果的精確度。 另外一種可選的熱沖壓有限元模擬是專用程序的應(yīng)用:LS-DYNA , AutoForm 和 PamStamp 。 有限元模型在現(xiàn)存的物理過程的定義和描述的選擇中變化。例如,使用有限元軟件 LS-DYNA 的對(duì)金屬板料的分析操作可以用熱殼單元和機(jī)械殼單元的結(jié)合。 在力學(xué)問題被顯示的時(shí)間積 分方式處理的同時(shí)熱學(xué)問題也被時(shí)間的隱式積分解決了。 LS-DYNA 的特征允許聯(lián)合每個(gè)積分 法則的優(yōu)點(diǎn), 同時(shí)克服聯(lián)系解決

30、方案的穩(wěn)定性問題和熱收斂的問題。 具有熱行為的剛體可以 用這種工具來模仿。溫度在毛坯和模具上的分布的預(yù)測在這個(gè)過程中扮演著重要的角色。 需要一個(gè)隨溫度變 化的硬化函數(shù)來描述塑性變形, 并且要考慮毛坯與模具之間的熱量和由于對(duì)流和輻射引起的 毛坯的熱量散失。為了模擬熱成形過程, 奧氏體到馬氏體的相變也要考慮到。在下文中,描 述了熱沖壓中熱電和機(jī)械性能及其檢測的有限元模擬。6.1. 熱特性應(yīng)用有限元模擬來預(yù)測熱沖壓件的機(jī)械性能需要一個(gè)在成形和淬火過程中準(zhǔn)確的熱現(xiàn) 象的模型。在貫穿整個(gè)成形操作過程中,傳熱系數(shù) h 影響毛坯的熱行為和各自的冷卻速度, 并且受接觸壓力和鋼板溫度以及表面情況(垢層厚度,粗糙

31、度,涂層厚度等的影響?；w 金屬 22MnB5的機(jī)械性能強(qiáng)烈地依賴于溫度,這是熱輔助成形有限元建立模型時(shí)要被考慮的 最重要的參數(shù)之一。Hoff (2007開發(fā)了一種淬火鋼用于傳熱系數(shù)的測量。加熱的毛坯在兩個(gè)定義了接觸壓 力的用水冷卻的平板之間淬火。 在測試中記錄下了毛坯和兩個(gè)接觸平板的溫度。 在測量參數(shù) 的基礎(chǔ)上,在接觸的情況下應(yīng)用一種根據(jù)牛頓冷卻定律得到的分析方法來計(jì)算傳熱系數(shù)。T(t=( +(5 A :接觸面積, :熱容量, :傳熱系數(shù), V :體積, t :時(shí)間, :環(huán)境溫度, :密度作為增加的接觸壓力的函數(shù)的傳熱系數(shù) h 的取值顯示了外加負(fù)載在工件和模具之間的 熱交換上重大的影響(圖

32、10 。增加的接觸壓力會(huì)導(dǎo)致熱傳遞的增加。這種影響與使兩個(gè)接 觸件之間變光滑而讓有效接觸面積增加有關(guān),尤其是在有鋁硅涂層的板料的情況下。因此, 越來越多的實(shí)際的金屬與金屬之間的接觸區(qū)域發(fā)生強(qiáng)制的直接熱傳導(dǎo)效應(yīng), 通過這樣兩個(gè)接 觸體之間有了更多的熱量傳遞。 圖 10. 熱板料成形中的傳熱系數(shù)6.2. 流動(dòng)行為Merklein 和 Lechler (2006使用導(dǎo)熱拉伸試驗(yàn)描繪了 22MnB5鋼的流動(dòng)特性,以測定這種材料在壓力條件下的熱電機(jī)械性能(圖 11 。這項(xiàng)研究顯示了不僅應(yīng)變而且應(yīng)變速率溫 度和升溫速率對(duì) 22MnB5鋼在奧氏體狀態(tài)下升高溫度時(shí)的流動(dòng)性的重大影響。 圖 11. (a 試驗(yàn)裝

33、置, (b流動(dòng)性曲線 (Merklein and Lechler, 2006除了溫度和應(yīng)變速率在導(dǎo)熱拉伸試驗(yàn)中對(duì)熱電機(jī)械性能有重要的影響外, 對(duì)塑性各向異 性溫度的依賴也被檢測出來。在大約 800 850時(shí),板料金屬展現(xiàn)出各向同性的塑性行 為。由于奧氏體化,各向異性的影響可以忽略。6.3. 材料模型對(duì)于熱電機(jī)械成形過程, 人們提出了一大堆的半經(jīng)驗(yàn)的和基于物理的流動(dòng)應(yīng)力模型。 表 3中的現(xiàn)存模型吻合 Hochholdinger 等人 (2009和 Durrenberger 等人 (2009的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù), 這些模型顯示了近期的論文中 22MnB5的較好的流動(dòng)特性的模型。流動(dòng)應(yīng)力的檢測的實(shí)驗(yàn)數(shù) 據(jù)是在

34、高速變形膨脹儀上實(shí)施的頂鍛實(shí)驗(yàn)中獲取的。 表 3的一些材料模型的參數(shù)估計(jì)沒有在 參考文獻(xiàn)中公布。但是像 Johnson Cook 和 Norton Hoff 等模型中的其他材料數(shù)據(jù)可以在 Akerstrom (2006和 Lechler (2009的文獻(xiàn)中查找到的。表 322MnB5鋼的材料模型Akerstrom(2006Nemat-Nasser(1999 f (6f=1+1- 有效應(yīng)力, k :波爾茲曼常數(shù), p 、 q :能量勢壘形狀, :參考 應(yīng)變, :活化作用的數(shù)量級(jí), T :溫度Johnson 和 Cook (1983 (A+B 1+C1-要求:T> (7 A, B, C, n

35、, m :模型系數(shù), :參考應(yīng)變速率, T :溫度,參考溫度,Hochholdinger 等(2009Norton (1929和 Hoff (1954 exp( (8 K, , , , , , :模型系數(shù), T :溫度, 參考溫度 Tong等 (2005 A1- (9A, ,N, :模型系數(shù), R :氣體常數(shù), Q :活化能, T :溫度, :應(yīng)變速率 Durrenberger 等(2009Ghost(Bouaziz等, 2004 (10 M :泰勒系數(shù), 位錯(cuò)參數(shù), 剪切模量, :柏氏矢量, :位錯(cuò)密度, k :波爾茲曼常數(shù), R :氣體常數(shù), 摩擦阻力, :剪切應(yīng)力, :參考應(yīng)變速率Mol

36、inari和 Ravichandran (2005 , 同時(shí) =(d ( (11:應(yīng)變速率, :參考應(yīng)變速率, 固有電阻, m :瞬時(shí)材 料速度敏感性, d :晶粒大小, T :溫度Voce Kocks (1976 (exp(- (12飽和應(yīng)力, :初始屈服應(yīng)力, 松馳應(yīng)力Hochholdinger 等人 (2009表示最適合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的是 Tong Wahlen 模型。 圖 12(a 表 明了 Norton Hoff 和 Nemat Nasser 模型在有效的塑性應(yīng)變處于較高值時(shí)流動(dòng)應(yīng)力增加的 飽和度上的失敗。 圖 12. 22MnB5鋼的不同模型和實(shí)驗(yàn)流動(dòng)特性曲線在 Durrenberger

37、 等人 (2008, 2009所作的工作中,相對(duì)較大的應(yīng)變時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力的值 表明了 Johnson Cook 模型的主要缺點(diǎn) (圖 12b 。 Voce Kocks 關(guān)系的預(yù)測與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合 較好,該模型預(yù)測了在應(yīng)變大約為 0.06時(shí)流動(dòng)應(yīng)力的早期飽和,同時(shí)在實(shí)驗(yàn)中也觀察到了 輕微的加工硬化。 Molinari Ravichandran 的模型有借助于內(nèi)部參數(shù)演化規(guī)律重現(xiàn)歷史效 應(yīng)的能力, 如應(yīng)變速率或溫度的快速改變的歷史。 然而, 對(duì)于這項(xiàng)研究中分析的材料 22MnB5, Molinari Ravichandran 模型預(yù)測在塑性應(yīng)變約為 0.10后流動(dòng)應(yīng)力達(dá)到早期飽和。 Ghost 模型在

38、塑性應(yīng)變直到約 0.05時(shí)的預(yù)測和 22MnB5的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有很好的吻合。一個(gè)包括并且描述相變直到馬氏體演變的結(jié)束的流動(dòng)行為的連續(xù)模型已被 Akerstrom 等人 (2007在有限元模擬中開發(fā)和實(shí)現(xiàn)。 創(chuàng)建的模型描述了在考慮了潛熱, 體積改變和相變 過程中的相變塑性的實(shí)際相結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上的材料的熱電機(jī)械性能。 材料模型和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比 較表明了 22MnB5的流動(dòng)行為的實(shí)際模型在奧氏體狀態(tài)下是合適的。6.4. 成形極限曲線板料金屬成形的材料成形能力的描述是通過傳統(tǒng)的成形極限曲線 FLC 的方法來獲得的。 這條曲線表明了在板料樣品上施加平衡的雙軸純剪切時(shí)不同應(yīng)力狀態(tài)下變形的板料的縮頸 和斷裂。然而,

39、 當(dāng)在升高溫度發(fā)生變形時(shí),材料在變形過程中的成形能力不僅受到應(yīng)變,而 且也受到溫度,應(yīng)變速率和微觀組織變化的重大影響。已經(jīng)開發(fā)和應(yīng)用一些實(shí)驗(yàn)來達(dá)到這個(gè)目的,其中 Marciniak 和 Nakajima 的實(shí)驗(yàn)是應(yīng)用 最為廣泛的。 在二者的實(shí)驗(yàn)中, 亞穩(wěn)態(tài)奧氏體相的板料金屬經(jīng)歷了熱電機(jī)械處理, 這些是在 不同的溫度和伴隨著不同的應(yīng)變路徑和應(yīng)變速率直到開始縮頸和斷裂發(fā)生的情況下執(zhí)行的。 這些實(shí)驗(yàn)的主要不同之處是沖頭的形狀,要么是半球形的,要么是平面的。Nakajima 在不同研究中提高溫度的實(shí)驗(yàn)測出了 22MnB5的成形極限曲線。這里,對(duì)于和 溫度有關(guān)的成形極限的曲線的測定, 傳統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)設(shè)備必須

40、要修正。 因此, 特殊的加熱接口必 須要引入沖頭,模具和壓邊圈以控制裝備的溫度。Pellegrini 等人 (2009表明熱量誘發(fā)的材料改善和奧氏體相對(duì)于起初的鐵素體珠光 體組織的滑移系有較高的值是熱沖壓中機(jī)械性能變化原因(圖 13 。對(duì)于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分散的 主要原因是不同的實(shí)驗(yàn)步驟和高溫下的評(píng)估測試。 Lechler 的加熱方法確保了爐子里毛坯加 熱階段溫度的均勻分布, 但意味著在冷卻時(shí)對(duì)溫度控制更加困難, 這是由于零件被手工轉(zhuǎn)移 到壓床上造成的。 Pellegrini 等人 (2009的感應(yīng)加熱導(dǎo)致了不太均勻的溫度分布,但是也 導(dǎo)致了良好的冷卻控制。 圖 13. 22MnB5的冷卻曲線和引用

41、的 Pellegrini 等人 (2009 和 Lechler(2009的著作相似, Chastel 等人 (2008表示初始毛坯溫度越高或者板料厚度越厚,平面應(yīng)變的臨界應(yīng)變值就越高。在現(xiàn)存的著作中,毛坯的加熱和冷卻的完成使用了不同的方法。一方面,在 Lechler (2009的著作中, 加熱方法確保了毛坯在爐子里的加熱階段的均勻溫度分布。然而, 這也 意味著在冷卻時(shí)對(duì)溫度控制更加困難, 這是由于零件被手工轉(zhuǎn)移到壓床上造成的。 另一方面, Pellegrini 等人 (2009的感應(yīng)加熱導(dǎo)致了不太均勻的溫度分布, 但是允許良好的冷卻控制, 確保了很高的冷卻速率。 因此, 在為了確保避免任何相變

42、發(fā)生的足夠的冷卻速度的實(shí)際等溫 條件下實(shí)施實(shí)驗(yàn)的困難是顯而易見的。 板料金屬在升溫時(shí)的成形能力評(píng)估的問題可以通過變 換方法完成, 這是基于一個(gè)可以被開發(fā)作為應(yīng)變, 應(yīng)變速率, 溫度和微觀組織演變的函數(shù)的 適當(dāng)破壞準(zhǔn)則的應(yīng)用。6.5. 摩擦系數(shù)在熱沖壓中應(yīng)用的涂層材料的摩擦特性可以通過不同的實(shí)驗(yàn)(圖 14做出評(píng)價(jià)。實(shí)驗(yàn) 方法隨著板料和模具之間的接觸情況變化, 這對(duì)摩擦系數(shù)的測定是非常重要的, 而且必須要 和熱沖壓的情況相似。 圖 14. 摩擦系數(shù)估值實(shí)驗(yàn)原理Stohr 等人 (2008使用了實(shí)驗(yàn)分析數(shù)值的估值方法來測定在與加工過程有關(guān)的情 況下的摩擦系數(shù)。這里的杯狀拉深實(shí)驗(yàn)(圖 14a ,接下來

43、的熱沖壓加工中的時(shí)間溫度曲 線充當(dāng)實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。 為了顯示實(shí)驗(yàn)中不同熱傳導(dǎo)率和研究溫度對(duì)摩擦傳導(dǎo)率的影響, 模具的溫 度是變化的。 在這項(xiàng)工作中, 帶有鋁硅涂層的 22MnB5試樣的摩擦力的值的測定是通過 Siebel 方法(Siebel 與 Beisswanger, 1955計(jì)算得來的。結(jié)果(圖 15顯示了升溫時(shí)摩擦系數(shù)的顯著減少,其值從 0.6將到 0.3(Stohr等人 ,2008 。 圖 15. 摩擦系數(shù)與溫度Ghiotti 等人和 Hardell 及 Prakash (2008實(shí)施滑動(dòng)磨損測試(圖 14b 研究了加工參 數(shù)(也就是溫度,壓力,滑動(dòng)速度和粗糙度對(duì)板料金屬毛坯與模具接觸面之間

44、的摩擦力的 影響。 分析表明, 溫度和壓力的交互作用是和熱沖壓中的摩擦力是最相關(guān)的。 這個(gè)事實(shí)能被 Fe Al 金屬間化合物的形成解釋,當(dāng)采用增加正常壓力方法時(shí)摩擦力的減少與上述化合物 的形成有關(guān)?；瑒?dòng)摩擦中的毛坯和模具間的接觸狀況與板料金屬成形中的接觸狀況是不同 的。因此, 采用這種方法得到的多大 0.8(圖 15 的測定值并不適合應(yīng)用在相應(yīng)的表面接觸 情況下的板料金屬成形。另外一種測定摩擦力的方法是 Dessain 等人 (2008實(shí)施的拉拔實(shí)驗(yàn)(圖 14c 。加熱的 板料通過模具的凸面接觸區(qū)域被拉拔,同時(shí)測量出不同方向的力。依據(jù) Pawelski (1964從 測量出來的力計(jì)算出摩擦系數(shù)

45、。 10MPa 恒壓下和爐子里 390s 的恒定奧氏體化時(shí)間下的摩擦 系數(shù)的結(jié)果的對(duì)比揭示了不同的溫度值對(duì)摩擦系統(tǒng)的摩擦特性只有微弱的影響(圖 15 。在 較高的 25MPa 的表面壓力值下的情況也是一樣的。最后一種用來測量摩擦系數(shù)的方法是由 Yanagida 和 Azushima (2009采用的條鋼拉拔 (圖 14d 。測試設(shè)備由熔爐和帶有完整壓邊圈的拉拔設(shè)備組成。由壓邊力和拉力可以計(jì)算 出摩擦系數(shù)。 和上文引用的其他研究對(duì)比, 計(jì)算出來的在 10MPa 的恒壓下 0.5到 0.6間的摩 擦系數(shù)隨著溫度的增加而增加(圖 15 。在 7到 14MPa 之間接觸壓力的變化表明了摩擦系數(shù) 是獨(dú)立

46、于這個(gè)這個(gè)范圍內(nèi)的接觸壓力。對(duì)有鋁硅涂層的 22MnB5的摩擦系數(shù)的不同研究結(jié)果 (圖 15表明試驗(yàn)中的接觸情況對(duì)計(jì)算結(jié)果有很大的影響。和實(shí)際的熱沖壓加工相比,其 接觸情況和在拉深(圖 14a 與條鋼彎曲拉伸(圖 14e 中的情況相似。條鋼彎曲拉伸并沒 有被用于摩擦系數(shù)的測定。7. 最終性質(zhì)淬火中的馬氏體演化帶來了增加到的 1500MPa 抗拉強(qiáng)度,這已經(jīng)被使用拉伸實(shí)驗(yàn) (Naderi, 2007和硬度測定 (Akerstrom, 2006的不同研究工作證實(shí)。隨后的微觀結(jié)構(gòu)研 究表明了全馬氏體相變是材料機(jī)械強(qiáng)度增加的先決條件。 由于冷卻速率和相變的影響, 最終 的機(jī)械性能依賴于過程的控制。在連

47、續(xù)的冷卻過程中,冷卻速度和硬度是相互關(guān)聯(lián)的參數(shù)。 在實(shí)際處理中, Erhardt 和 Boke(2008使用熱沖壓模擬計(jì)算的冷卻梯度來確定零件的硬度和 其他機(jī)械特性的值。機(jī)械性能依賴于零件的受熱和成形歷史。22MnB5在不同溫度和應(yīng)變速率下的流動(dòng)曲線表明了這些工藝參數(shù)對(duì)這種材料的流動(dòng)行 為的強(qiáng)烈影響。 雖然溫度和應(yīng)變速率隨著零件表層和這段時(shí)間內(nèi)的加工變化, Yanagimoto 和 Oyamada (2007及 Kusumi 等人(2009的研究顯示了有最小回彈的熱沖壓零件的高形狀精 度。對(duì)于熱沖壓中的熱電機(jī)械現(xiàn)象及其背景的描述, 殘余應(yīng)力的分析是需要的。 在進(jìn)一步的 研究中, 由于熱電機(jī)械和

48、形成顯微組織的步驟引發(fā)的應(yīng)力分?jǐn)?shù)的分析可以成為和零件有關(guān)的 主導(dǎo)的工藝參數(shù)。這些知識(shí)對(duì)于自由生產(chǎn)的具有定制性能的熱沖壓的零件也是必要的。 7.1. 腐蝕同樣的冷成形零件的陰極保護(hù)對(duì)熱沖壓零件是令人滿意的。 熱浸鍍鋁板料鋁鐵合金表面 在熱處理后比較粗糙, 并且由于表面的粘附效應(yīng), 不需要經(jīng)過化學(xué)處理也有很好的涂覆性能。 鐵鋁合金相比沒有經(jīng)過表面處理的薄鋼片有更好的耐腐蝕性能, 并且和鍍鋅擴(kuò)散處理的薄鋼 板的耐腐蝕性能相當(dāng)。 必須指出的是鋁硅涂層并不像鋅一樣提供陰極保護(hù), 但是提供了較高 的覆蓋隔絕保護(hù)。 涂有檸檬酸三乙酯混合物涂層的毛坯的腐蝕試驗(yàn)指出腐蝕并不來自于板料 的基體材料, 也不是在退火

49、過程中鐵擴(kuò)散到涂層中產(chǎn)生的。 為了確?？珊附有院蛧娖岬恼澈?性,檸檬酸三乙酯混合物涂層必須在通過噴丸進(jìn)行的硬壓加工后去除。測定的 phs-ultraform (Zn Fe 覆蓋的毛坯的穿孔腐蝕防護(hù)能力表明了 Zn Fe 涂層 比傳統(tǒng)的鋅涂層表現(xiàn)得更引人注目的好。 這是由于在這種涂層和穩(wěn)定的腐蝕產(chǎn)物中有稍微較 高的電極電勢。在油漆脫層方面來說,上文討論的 Zn Fe 涂層也比傳統(tǒng)的電鍍層優(yōu)越,只 要表面經(jīng)過適當(dāng)?shù)恼{(diào)整。 紅色的腐蝕產(chǎn)物 (黃銹 會(huì)由于鐵在保護(hù)涂層中的含量而產(chǎn)生,這 和鍍鋅擴(kuò)散處理是相似的。 腐蝕樣品的橫截面清晰地展示了在很長一段時(shí)間里基體鋼并沒有 被侵蝕。當(dāng)前研究的主題是已有涂層

50、的連續(xù)改善和新的或者改進(jìn)的適合于直接加工的具有有效 防腐性能的金屬涂層的開發(fā)。 目標(biāo)之一是為直接和間接加工結(jié)合鋁硅涂層的高的熱穩(wěn)定性和 鋅涂層的陰極保護(hù)作用。另外一個(gè)目標(biāo)是為了避免熱沖壓中應(yīng)用預(yù)合金化的鋅涂層的晶間 (界裂紋。8. 后續(xù)處理由于特殊的機(jī)械性能, 熱沖壓零件的后續(xù)處理需要一個(gè)過程分析和關(guān)于相應(yīng)參數(shù)的工藝 窗口。 接下來, 作為熱沖壓零件的最重要的后續(xù)處理的切削和連接將會(huì)得到說明, 并且他們 的一系列產(chǎn)品應(yīng)用也會(huì)得到評(píng)估。8.1. 切削和傳統(tǒng)的板料金屬成形相似, 切削和沖孔是成形和可能需要的噴丸后的熱沖壓加工鏈中 的下一階段。不同的用于切削熱沖壓零件的方法將給予回顧性分析。由于材料

51、在熱沖壓后的高強(qiáng)度, 激光切割是最常用來切割熱沖壓零件的切割方法。 因?yàn)?是非接觸的修邊激光, 和其他切割方法相比, 這種切割不會(huì)引起任何的刀具磨損或者任何處 于前沿位置的失效。應(yīng)用激光切割的另外一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是對(duì)需要修整的零件的形狀幾乎沒有形 狀。 激光加工設(shè)備的剛度和零件的夾持裝置會(huì)影響可實(shí)現(xiàn)的公差。 激光切割的時(shí)間依賴于零 件幾何體和激光加工設(shè)備的移動(dòng)。采用傳統(tǒng)的機(jī)械下料方法時(shí)獲得的高強(qiáng)度的零件會(huì)引起下料工具的嚴(yán)重磨損及有時(shí)的 早期模具失效。 So 等人 (2009表明在坯料加工中,修整表面的質(zhì)量和尺寸精度受確定的工 藝參數(shù),如沖壓速度,沖裁角度,凸凹模間隙,刀刃邊緣的幾何形狀和材料的機(jī)械性能

52、的影 響。 在這項(xiàng)研究中, 并沒有觀測到?jīng)_壓速度對(duì)修剪幾何尺寸和沖裁力的影響。 對(duì)所測試的沖 裁角度來講,隨著凸凹模間隙的增加,翻轉(zhuǎn)也會(huì)增加。而且, 發(fā)現(xiàn)了一個(gè)顯而易見的結(jié)果是隨著間隙的增加, 光亮帶的深度的比例也會(huì)增加, 直到毛刺的形成, 但是在毛刺形成后隨著 間隙值的增加光亮帶的深度比例又會(huì)減少。另外一種可供選擇的切割熱沖壓零件的方法是在高溫淬火時(shí)切割。 熱切割的優(yōu)點(diǎn)是減少 了切削力和通過較短的加工鏈的最佳的切削刃口。最新的具有創(chuàng)新型的流程是在淬火時(shí)可以選擇性的對(duì)零件進(jìn)行熱處理。 為了避免馬氏體 相變, 切割區(qū)域的冷卻速率必須要減少。 在熱沖壓部件中局部有差異的熱處理可以通過各種 有差異的

53、熱傳導(dǎo)速率來實(shí)現(xiàn), 這是為改善后續(xù)切削設(shè)計(jì)的, 并且, 實(shí)現(xiàn)的一種優(yōu)先的方法是 使用具有不同導(dǎo)熱性的刀具。最有效的一種切割方法是預(yù)先改進(jìn)坯料。 這種方法需要一個(gè)確定的毛坯設(shè)計(jì)以實(shí)現(xiàn)成形 后需要的工件的輪廓?？梢詫?shí)現(xiàn)的公差比在熱成形后切割要小。8.2. 連接由于較低的成形能力, 成形方法的連接不能用于連接熱沖壓零件。 因此, 熱沖壓零件的 可焊接性是實(shí)際中零件連接應(yīng)用的先決條件。 涂層和其化學(xué)成分可以導(dǎo)致焊接的失效。 接下 來,對(duì)有不同涂層的材料 22MnB5的電阻點(diǎn)焊,激光焊和熔化極氣體保護(hù)電弧焊的研究給予 了回顧分析。產(chǎn)品的鋁板層在被壓力加工成形前的加熱中轉(zhuǎn)化成了具有高熔點(diǎn)的鋁鐵合金 相,然

54、后因?yàn)檫@樣,產(chǎn)品點(diǎn)焊的可焊接性不會(huì)受到存在的涂層的影響。第一代結(jié)垢防護(hù), 如檸檬酸三乙酯的混合物, 并不具有點(diǎn)焊的可焊性, 因此在進(jìn)一步的 加工前它們必須從硬壓加工零件上被打砂去除。 這種行為的原因是熱沖壓后防垢涂層的電阻 太高以至于不允許足夠的焊接電流通過。 集合了鎂粒子的第二代和第三代的檸檬酸三乙酯的 混合物防垢涂層顯示了涂層對(duì)電阻點(diǎn)焊的適應(yīng)。 有檸檬酸三乙酯的混合物涂層的毛坯的電阻 點(diǎn)焊(RSW 顯示了加熱毛坯時(shí)熔爐里的氣體氛圍對(duì)點(diǎn)焊焊接性有重大的影響。研究者發(fā)現(xiàn) 氧氣的含量是這里最主要的驅(qū)動(dòng)力。在空氣中加熱導(dǎo)致了氧化層的形成以至于點(diǎn)焊不能應(yīng) 用。采用氮?dú)夥諊鷮?dǎo)致在加熱和成形后涂層里的氧

55、化物比例很低,因此支持點(diǎn)焊。對(duì)于 Zn Fe 涂層,最好的電阻點(diǎn)焊結(jié)果是雙重脈沖工藝和直流電源的結(jié)合產(chǎn)生的。連 接的另外一種方法也是可能的,如 SG 焊接, SG 釬焊,激光焊和電栓焊。對(duì)于激光焊和熔化極氣體保護(hù)電弧焊, 測試組合的連接的橫截面表明檸檬酸三乙酯的混 合物涂層對(duì)焊接特性沒有影響。在重合和沒有重合的連接處,沒有檢測出氣孔和其他缺陷。 這種涂層也能和不同的基底很容易的起作用,如用來制造拼焊板的 H430LA 。當(dāng)熱浸鍍鋁的 板料在使用時(shí),為了避免鋁和硅擴(kuò)散到焊縫里,涂層必須沿著焊縫去除 2mm 。9. 具有定制特性的熱沖壓零件零件在熱沖壓過程中的全馬氏體相變引起了 1500MPa 的

56、抗拉強(qiáng)度和大約 5%的較低的延 伸率。 但是車輛結(jié)構(gòu)零件 (如 B 柱 的防碰撞性能的改善可以通過引入增加了延伸率而提高 能量吸收的區(qū)域。圖 16中顯示的 B 柱在上面的部分有一個(gè)優(yōu)越的入侵控制并且在下面部分 有很高的能量吸收效果。具有定制性能的單個(gè)零件的制造可以通過使用不同的過程控制策略和使用拼接焊板來 實(shí)現(xiàn)(圖 17 。 圖 16. 具有定制性能的 B 柱 圖 17. 有定制的性能的零件的不同熱沖壓方法非此即彼,通過將冷卻速率減少到特定的 27 K/s以下以避免成形過程中零件劃定的區(qū) 域全馬氏體組織的出現(xiàn), 或者通過將退火溫度減少到材料特定的 Ac3溫度而導(dǎo)致不完全奧氏 體化可以影響熱過程

57、。 兩種方法都暗示了較低的強(qiáng)度, 所以就有較高的延展性。 零件的其他 區(qū)域按照通常知道硬壓加工的時(shí)間溫度曲線淬火。9.1. 模具熱處理淬火速度的減少可以通過提高模具溫度來實(shí)現(xiàn), 提高模具的溫度可以減少坯料和模具表 面之間的熱傳遞作用。 這樣會(huì)形成高強(qiáng)度的局部區(qū)域 (完全馬氏體的 和更高韌性的其他區(qū) 域(子相的混合 。 Lenze 等人 (2008a,b進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究表明,創(chuàng)建一個(gè)一些區(qū)域具 有很高的用于入侵保護(hù)的強(qiáng)度和其他區(qū)域有提高的韌性和能量吸收性能的零件是可能的。 所 選的模具熱處理影響了淬火過程的速率和最終材料的相組成物。 因此, 模具的材料性能可以 通過不同的模具溫度選擇性的加以

58、調(diào)整(圖 18 。9.2. 模具材料一個(gè)模具系統(tǒng)內(nèi)部的局部熱處理差異可以通過應(yīng)用有不同導(dǎo)熱系數(shù)的模具材料來實(shí)現(xiàn)。 模塊化的模具系統(tǒng)是由模具序列組成的,這些模具是由 Casas 等人 (2008開發(fā)的具有從 7W/mK到 66W/mK的導(dǎo)熱系數(shù)的模具鋼構(gòu)成的。通過這種方法,熱傳遞可以被控制在沿著零 件表面進(jìn)行。 由于系統(tǒng)內(nèi)不同的熱邊界條件, 模具系列可以通過不同的沖程來實(shí)現(xiàn)熱穩(wěn)定狀 態(tài)。這種熱現(xiàn)象和它對(duì)零件的性能的影響必須在進(jìn)一步的研究中做出探究。9.3. 模具表面淬火中的熱傳遞受到零件和模具之間的接觸情況的影響。 George 等人 (2009進(jìn)行的關(guān) 圖 18. 不同模具溫度的冷卻曲線于有完