时间：2026-03-20 分类：冶金
为在超高强度钢分区强化工艺中设计出具有良好性能的过渡区，采用Deform-3D软件分析22MnB5钢板分区强化过程中韧性区域、完全硬化区域和过渡区域的变化规律;并设计三因素四水平的正交试验，采用极差法分析16组正交方案，研究分区强化工艺中淬火时间、模具温度梯度和保压力对过渡区微观组织和过渡区宽度的影响。结果表明，温度梯度和淬火时间是影响马氏体含量和过渡区宽度的显著因素。过渡区马氏体含量梯度随着温度梯度的变大而显著增大，过渡区宽度随着淬火时间的增大而增大。当模具温度梯度为$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为25 s，保压力为30 kN时，完全硬化区域平均马氏体含量达到95.7%，过渡区微观组织为梯度分布，马氏体含量梯度为$4. 3 \% cdot mm^{-1}$，过渡区宽度21.6 mm，韧性区域马氏体含量34.3%。当模具温度梯度大于$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$、淬火时间大于20 s时，分区强化板料的过渡区能具备足够的宽度和均匀过渡的马氏体组织，为22MnB5超高强度钢分区强化的最佳工艺。
关键词：22MnB5超高强度钢;分区强化;工艺参数;过渡区;性能梯度;温度控制
论文《超高强度钢分区强化工艺参数对过渡区的影响》发表在《厦门理工学院学报》，版权归《厦门理工学院学报》所有。本文来自网络平台，仅供参考。
分区强化是制备变强度零件的重要工艺方法之一，它通过对模具分块并进行加热或冷却，改变板料各区域的冷却速率，得到不同的微观组织，获得不同的机械性能。汽车B柱作为车身重要结构件之一，不仅需要超高的强度以防止车身在碰撞、侧翻时发生严重变形，还需要在指定位置具有较低的强度，使其具有溃缩吸能的功能，降低乘客在意外发生时所受的冲击力。变强度成形件过渡区的宽度过窄或马氏体含量变化梯度较大容易在应用中发生应力集中，无法达到均匀吸能，导致过渡区处发生断裂，存有安全隐患。
近年来，研究人员围绕分区强化成形件的过渡区进行了大量研究。Sun等[1]、Shi等[2]、Hart等[3]采用不同的加热和冷却策略、具有不同热导率的工具、结构化的工具表面研究超高强度钢在热压成形过程中微观组织及机械性能的变化。George等[4]还探讨了成形过程中采用部分接触的方式对材料性能的影响。但仅证明了部分接触的方式能够产生过渡区，至于是如何过渡的，对过渡区的金相组成和机械性能有着怎样的影响规律，却缺乏相应的研究。黄超群等[5]将模具分为热区和冷区，通过冷模和热模直接接触，研究热区模具温度对成形件过渡区宽度和位置的影响，发现随着模具温度的升高，过渡区宽度变长但位置发生偏移。Palmieri 等[6]在加热和冷却模具之间设置气隙来模拟过渡区的产生，发现过渡区宽度较窄，且位置偏移量较大。Quan 等[7]对过渡区模具单独分块并预设其温度梯度，发现成形件马氏体含量也呈梯度变化，但马氏体含量变化梯度较大。Neumann 等[8]模拟22MnB5钢在不同冷却条件下的热冲压过程，并确定淬火时间对构件的最终微观组织和力学性能影响最大。Zhou 等[9]采用有限元方法分析22MnB5钢在局部加热热冲压过程中的微观组织演变，结果在高温区获得了几乎完全的马氏体，在低温区获得了铁素体和珠光体的混合状态。总体上看，现有研究缺少对分区强化成形件过渡区微观组织分布及其宽度的研究，也未系统性地研究分区强化工艺参数(如淬火时间、模具温度梯度和保压力)对过渡区微观组织和过渡区宽度的影响。为此，本文通过设置具有不同温度变化梯度的分块模具，采用Deform-3D软件对22MnB5钢平板的压淬过程进行有限元模拟，并通过三因素四水平的正交试验对过渡区设计进行优化，对比分析过渡区马氏体相含量变化梯度、过渡区位置和相对模具偏移量，得到马氏体含量梯度均匀且宽度合适的超高强度钢板过渡区，探究超高强度钢分区强化工艺中分块模具的温度场变化等主要工艺参数对过渡区微观组织和过渡区宽度的影响。
1 有限元模型的建立
模具温度对压淬过程中板料的冷却速率有着重要影响。在较高冷却速度(达到临界冷却速率)的区域中，板料的组织由奥氏体转变成马氏体;在较低冷却速度的区域中，从$A c_{i}$(奥氏体开始转变的温度)到某一温度之间，板料中奥氏体组织将转变为珠光体类型组织;从该温度至M(马氏体开始形成的温度)之间，板料中奥氏体转变为贝氏体组织[10]。对于非扩散性的马氏体相变一般淬火过程，马氏体转变量的计算可由Koistinen-Marburger方程求得，即：
$$xi_{M}=xi_{A}left{1-exp left[- hetaleft(M_{s}-T ight) ight] ight}$$
式中：$xi_{M}$表示马氏体转变体积分数;$xi_{A}$表示马氏体转变前奥氏体的体积分数;θ表示马氏体转变速率的材料参数;$M_{s}$表示马氏体转变的开始温度[11]。
为简化分析，忽略残存的极少量铁素体组织，淬火结束后平板的微观组织为马氏体和贝氏体的混合相[12]。以过渡区模具与其他分块模具的分界线为基准，定义板料马氏体含量大于80%的区域为硬区，马氏体含量小于30%的区域为软区，介于硬区和软区之间的区域为过渡区。规定由板料软区到硬区的方向为过渡区的偏移量正方向[13-14]。为此，本文采用的压平板模具分为3个区域，分别是加热区、冷却区和过渡区，具体分区情况见图1。图1中，硬化区模具a对应冷却区，过渡区模具b对应过渡区，韧性区模具c对应加热区。加热区模具通过加热棒将整体加热至210~230 ℃，冷却区模具中通过设置冷却水道，保持其整体温度恒定，过渡区模具采用单边热源的方式进行加热，从而得到具有不同温度梯度的温度场。配备温度检测和控制系统，以动态调整模具表面的温度变化，同时在各个模块上选择40个温度测量点，对模具的温度进行监测和控制。坯料的几何形状为矩形，长度为110 mm，宽度为45 mm，厚度为1.8 mm，在电阻加热炉中以900 ℃的温度奥氏体化5 min。
图1 分区强化模具的有限元模型 Fig. 1 Finite element model of zone hardening die
采用Deform-3D软件对22MnB5钢平板的压淬过程进行有限元模拟，模拟的基本工艺参数设置如表1所示。
表1 基本模拟参数 Table 1 Basic simulation parameters
|工艺参数|数值|
|板料加热温度/℃|900|
|加热区模具温度/℃|210 ~230|
|冷却区模具温度/℃|60 ~ 80|
|过渡区模块宽度/mm|20|
|环境温度/℃|20|
|热对流系数|0. 02|
2 正交试验结果与分析
2. 1 正交试验
由于模具与板料之间的热传导会直接影响22MnB5板料的微观组织成分，进而影响其力学性能，因此以能够影响模具与板料之间热传导的工艺参数为研究对象，以过渡区模具温度梯度、淬火时间、保压力设计三因素四水平正交试验，三种因素分别用D、E、F表示。三因素各水平值的设计方案如表2所示。对D、E、F进行优化，在保证坯料硬区硬度和软区韧性的前提下，寻找最优的过渡区微观组织、宽度和位置偏移量。
表2 三因素的水平值设计方案 Table 2 Three-factor four-level design
|水平|温度梯度D|淬火时间E /s|保压力F /kN|
|1|a|10|20|
|2|b|15|30|
|3|c|20|40|
|4|d|25|50|
温度梯度的四水平值a、b、c、d代表着四种过渡区模块的温度梯度，其中a、b、c都为线性梯度，梯度值依次递增，c为$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$;d为非线性温度梯度，呈凸函数形状，模具过渡区温度从模具加热区到冷却区的方向递减。不同水平下模具过渡区的温度分布形象显示如图2所示。
图2 不同水平下模具过渡区的温度分布 at different levels Fig. 2 Temperature distribution in the mold transition zone
根据正交试验共设计出16组工艺参数组合，采用Deform-3D软件对这些样本工艺参数进行有限元模拟，坯料材料为22MnB5，模具材料为H13。
2. 2 结果分析与讨论
正交试验结果如表3所示。
表3 正交试验结果 Orthogonal experimental results Table 3
|实验序号|D|E /s|F /kN|平均马氏体含量梯度|过渡区宽度 /mm|过渡区偏移量 /mm|
|1|a|10|20|0. 023|20. 4|+0. 62|
|2|a|15|30|0. 028|20. 9|+0. 68|
|3|a|20|40|0. 032|21. 3|+0. 73|
|5|b|10|30|0. 026|20. 6|+0. 66|
|6|b|15|20|0. 030|20. 5|+0. 65|
|7|b|20|50|0. 038|21. 0|+0. 72|
|8|b|25|40|0. 040|21. 3|+0. 74|
|9|c|10|40|0. 028|20. 8|+0. 65|
|10|c|15|50|0. 032|21. 0|+0. 68|
|11|c|20|20|0. 037|21. 3|+0. 71|
|12|c|25|30|0. 043|21. 9|+0. 75|
|13|d|10|50|0. 030|21. 0|+0. 70|
|14|d|15|40|0. 033|21. 3|+0. 71|
|15|d|20|30|0. 040|21. 6|+0. 75|
*注：+表示过渡区的偏移量为正方向。*
由表3可见，当温度梯度为$6.5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为10s，保压力为20 kN时板料过渡区的平均马氏体含量梯度最小。当温度梯度为$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为25s，保压力为30 kN时，以及温度梯度为非线性温度梯度d，淬火时间为25 s，保压力为20 kN时，板料的过渡区平均马氏体含量梯度最大。
表4列出了以过渡区马氏体含量梯度、过渡区宽度和过渡区偏移量为评价指标的正交试验极差分析结果。其中，$K_{i}$、$k_{i}$(i=1、2、3、4)分别为单因素下不同水平的平板过渡区马氏体含量梯度、过渡区宽度和偏移量值的总和与平均值;$D_{n}$、$E_{n}$、$F_{n}$(n=1、2、3、4)分别代表各个因素的不同水平，每个指标下的3列参数分别代表3个不同因素下的所有水平值总和、平均值;R为极差，表示各个因素对试验指标的影响程度，R值越大则表明该因素对试验指标的影响越显著，优化方案中优先确定R值较大的因素水平值。
表4 正交试验结果极差分析 Table 4 Range analysis of orthogonal experimental results
|指标|水平|温度梯度D|淬火时间E|保压力F|
|马氏体梯度|K1|0.107|0.133|0.137|
| |K2|0.137|0.134|0.140|
| |K3|0.140|0.133|0.133|
| |K4|0.168|0.146|0.142|
| |k1|0.027|0.033|0.034|
| |k2|0.034|0.034|0.035|
| |k3|0.035|0.033|0.033|
| |k4|0.042|0.037|0.036|
| |R|0.061|0.013|0.009|
|过渡区宽度|K1|83.71|82.75|83.41|
| |K2|84.72|83.41|85.03|
| |K3|85.23|85.00|85.00|
| |K4|86.84|85.10|86.84|
| |k1|20.68|20.69|20.85|
| |k2|20.93|20.85|21.26|
| |k3|21.20|21.25|21.25|
| |k4|21.71|21.28|21.71|
| |R|3.13|2.35|3.43|
|过渡区偏移量|K1|2.72|2.63|2.75|
| |K2|2.77|2.75|2.82|
| |K3|2.82|2.82|2.83|
| |K4|3.02|2.93|2.89|
| |k1|0.68|0.66|0.69|
| |k2|0.69|0.69|0.71|
| |k3|0.71|0.71|0.71|
| |k4|0.76|0.73|0.72|
| |R|0.30|0.30|0.17|
表中显示，当过渡区模块温度梯度为$6.5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为某一值，保压力为某一值时，板料的实际过渡区宽度最大。结合表中数据可知，其淬火时间的极差为2.35，明显大于D和F因素的极差之和0. 350，因此淬火时间和模具温度梯度是影响过渡区实际宽度的显著因素，而保压力为次要因素。
从表4同样可看出，对于板料过渡区的偏移量，当温度梯度为$6. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为某一值，保压力为20 kN时，实际过渡区的偏移量最小，方向为板料软区到硬区。由表4可见，与板料的过渡区宽度相似，淬火时间因素下的极差为0. 98，表明淬火时间是板料过渡区偏移距离的显著因素，而模具温度梯度和保压力的极差分别为0. 03、0. 05，是过渡区偏移距离的次要因素。
由表4可知，三种因素对指标马氏体含量梯度和过渡区宽度的影响效果依次是$E>D>F$，对于过渡区偏移量的影响效果是$E>F>D$。对于马氏体含量梯度，温度梯度、淬火时间以及保压力三种因素的极差分别为0.061、0.013、0.009，可知D、E为显著影响，F为次要影响。由此可得，基于过渡区平均马氏体梯度、过渡区宽度和偏移距离三个指标的优化方案分别是：$D_{3} E_{4} F_{2}$、$D_{4} E_{4} F_{1}$、$D_{1} E_{4} F_{4}$等。
由正交试验的分析结论可知，保压力对于正交试验的3个评价指标都是次要因素，因此本研究重点分析淬火时间和模具温度梯度对过渡区宽度、马氏体含量和过渡区偏移量的影响。
在分区强化的实际应用中，板料过渡区的平均马氏体含量梯度越大越好，值越大说明过渡区各个区域的马氏体含量变化越大，即板料硬区和软区之间的强度过渡效果更好。马氏体含量梯度、过渡区宽度、过渡区偏移量对淬火时间和温度梯度的三维映射响应面如图3所示。从图3 (a)可见，淬火时间和模具温度梯度决定了过渡区的马氏体含量梯度，马氏体含量梯度随着淬火时间和模具温度梯度的增大而增大。当淬火时间为25s，模具温度梯度为$8.5^{circ} C cdot mm^{-1}$时，过渡区马氏体含量梯度最大，为$4.8 \% cdot mm^{-1}$;当淬火时间为10s，模具温度梯度为$6.5^{circ} C cdot mm^{-1}$时，过渡区马氏体含量梯度最小，为$1.5 \% cdot mm^{-1}$。
图3 马氏体含量梯度和过渡区宽度、偏移量对淬火时间和温度梯度的三维映射响应面 Fig. 3 3D mapping response surface of martensite content gradient, transition zone width and transition zone offset to quenching time and temperature gradient
板料过渡区的宽度越长越好，过小的过渡区宽度容易导致板料硬区和软区的强度和韧性过渡不均匀，在应用中容易发生应力集中，进而有可能发生断裂，而足够长的过渡区宽度能够使板料的机械性能在过渡区均匀过渡。根据图3 (b)所示，过渡区的宽度主要受淬火时间的影响，淬火时间越长过渡区的宽度越大，而模具温度梯度的变化对过渡区宽度的影响较小，但总体依然呈正相关，这也印证了淬火时间是过渡区宽度的显著影响因素，从图中可以看出淬火时间为25 s时，过渡区的宽度最大，在21. 4 mm到21. 8 mm之间。板料过渡区的相对偏移距离越小越好，过大的偏移距离导致板料的软区过大同时硬区过小，影响板料的实际应用。
根据图3 (c)所示，过渡区的位置偏移量同样是受淬火时间的影响较大，不管模具温度梯度为多少，过渡区的偏移量都维持在较低的水平。随着淬火时间的变大，过渡区的偏移量也随之变大，当淬火时间为25s，模具温度梯度为$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$时过渡区的位置偏移量最大。
在实际生产中，要制备具有良好性能的分区强化成形件，需要尽可能地保证成形件过渡区的微观组织呈合理分布，并且需要有足够长的过渡区宽度。选取温度梯度为$8.5^{circ} C cdot mm^{-1}$，淬火时间为25 s，保压力为30 kN为试验参数，并在Deform-3D中进行压平板模拟实验。实验所得的实际过渡区宽度为21. 6 mm，过渡区偏移量为0. 72 mm，过渡区域马氏体含量分布情况如图4所示。由图4 (a)可见，马氏体组织均匀过渡。如图4 (b)所示，在过渡区同一直线上均匀取40个测量点，可求出过渡区马氏体平均含量梯度为5. 0%。
图4 过渡区马氏体体积分数分布情况 Fig. 4 Distribution of martensite volume fraction in the transition zone
从试验结果的分析中可知，淬火时间和模具温度梯度是影响过渡区马氏体梯度和过渡区长度的显著因素，马氏体含量梯度随着淬火时间和模具温度梯度的增大而增大，过渡区位置的偏移量则受淬火时间的影响较大，随着淬火时间的变大，过渡区的偏移量也随之变大。当模具温度梯度大于$8. 5^{circ} C cdot mm^{-1}$、淬火时间大于20 s时，分区强化板料的过渡区能具备足够的宽度和均匀过渡的马氏体组织。
3 试验验证分析
采用厚度为1. 8 mm，长宽分别为40 mm和110 mm的22MnB5钢板作为初始板料，在加热炉中将其加热至900 ℃并保温20 min。利用加热棒和温度控制模块将热区模具整体加热至230 ℃，并与过渡区模块接触传热得到具有温度梯度的过渡区模块。在冲压机上进行压平板试验并取样，在光学显微镜下观察板料过渡区的微观组织分布，结果如图5所示。由图5 (a)可见，板料硬化区主要是马氏体组织;图5 (b)为板料过渡区中心处(图左侧为硬化区方向，右侧为韧性区方向)，由此可见，微观组织主要由马氏体和珠光体组成，且马氏体含量呈朝板料软区方向逐渐减少的趋势;图5 (c)为板料韧性区，由此可见，其微观组织主要为珠光体和贝氏体的混合相。
图5 板料金相组织 Fig. 5 Metallographic structure of sheet metal
4 结论
采用Deform-3D软件对22MnB5钢板分区强化中韧性区域、完全硬化区域和过渡区域的变化过程进行分析，以过渡区模具温度梯度、淬火时间、保压力设计三因素四水平正交试验，通过极差法分析超高强度钢分区强化工艺中主要工艺参数对过渡区微观组织和过渡区宽度的影响，得到如下3点结论。
1) 温度梯度和淬火时间是影响马氏体含量和过渡区宽度的显著因素，过渡区位置偏移量主要受淬火时间的影响。
2) 过渡区的马氏体含量梯度随着模具温度梯度的变大而显著变大，过渡区的宽度和位置偏移量随着淬火时间的增大而增大。
3) 当模具温度梯度大于$8.5^{circ} C cdot mm^{-1}$、淬火时间大于20s时，分区强化板料的过渡区能够具备足够的宽度和均匀过渡的马氏体组织，为22MnB5超高强度钢分区强化的最佳工艺。
本研究可为在分区强化工艺中设计出具有良好性能的过渡区提供参考。
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