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在热冲压过程中形成热剪切表面附近细晶粒的微观结构表征
作者：Takashi Matsuno, Yoshihito Sekito（新日铁和住友金属公司，戸畑、北九州市、福冈804-8501，日本）Kaoru Kawasaki（新日铁住金与科技公司有限公司，君津市、君津、千叶299 1141，众鑫企业股份） 2016年
摘要：
亚微米的结晶抑制氢致使延迟在热剪切表面，这是在热冲压工艺形成开裂。到洞察这种抑制的机理，在这项研究中，进行在热剪切表面附近的详细微观结构的表征。还有一个热中途切试验，其中包括冲渗透到奥氏体热样本，然后为这个特征进行水淬。这个测试提供了通过控制冲床渗透率相对等效塑性应变组织演变的信息。此外，微观结构分析是简单，因为热剪切在此测试并不涉及会计材料断裂的艰难复杂。对于此测试，有限元模拟来评价在热变形区中的应变分布。光学观测和硬度测量澄清，在750◦C、组织覆盖热剪切面开始变换时的等效塑性应变大约大于1 .0。此外，扫描电子显微镜，电子背散射衍射分析，电子探针显微分析，和透射电子显微镜显示出以下微观细节：在热剪切表面的刷上部分附近，微结构是由主要包含禁止碳化物和具有0.4-0.6微米量级上晶粒尺寸的铁氧体的，而不是贝氏体或马氏体。另一方面，在断裂部的附近，微结构是由铁素体和带状贝氏体，并且具有0.6-2微米量级上晶粒尺寸。
- 介绍
近年来，为防止全球变暖的二氧化碳排放法规都增加了轻量化的汽车的需要，这也必须表现出增加的耐撞。加强汽车部件是能够满足这些需要的有效途径。一种这样的强化方法是热冲压硼钢，其中包括加热，压制成形，和模具淬火的步骤，并且可以提供其抗拉强度超过1500兆帕汽车部件。此外，热冲压有降低成形力和低的回弹力比较图用冷冲压的好处，通过Karbasian和Tekkaya的审查（2010）. 因此，热冲压正在迅速被采用。
另一方面，热冲压有一些缺点，即影响其工作效率。减少热冲压件的微调（或穿孔）成本是这些关注的问题之一。由于热冲压件的硬度高，激光切割通常用于尽管其成本高，生产效率低的修整（或刺穿）。虽然冷剪切也可作为修剪明法，严重的刀具磨损，增加工具的维护成本阻止其接受（So等人，2009）。此外，热冲压部的冷剪切表面可以遭受氢诱导的延迟，因为高的残余拉伸应力开裂（Mori等人，2012）。
考虑到上述的背景信息，涉及同时热剪切和热冲压的方法，以下简称为“热剪切”，已在近几年的发展。在该方法中，热冲压工艺的压制成形和淬火步骤之间共享材料。So等人。（2012年）有报告说，与冷剪切相比这种技术显著降低了剪切力，因此预计将引起工具磨损的改进。Mori等人（2015）已证实热剪切的效率作为形成汽车部件的方法。Senuma等人 （2010年）有报道称，氢致延迟裂纹是在热剪切表面抑制。在他们的实验中，在热剪切表面上的残余拉伸应力低于600兆帕时剪切过程中的温度高于500◦C; 这是形成鲜明对比的1.3GPa时在400◦C进行剪切发生的高得多的残余拉伸应力。作为后续Senuma的报告，我们以前的研究（松野等人，2014年）澄清说，氢滞后使开裂不在热剪切表面上，即使在高氢气密度（约1.5 PPM），高的残余拉发生压力（超过1 GPA）。
本研究的目的是表征热剪切表面的微观结构。在我们以前的研究（松野等人，2014年）中，我们发现亚微米晶铁素体和在热剪切表面附近不确定变形微观，虽然其他网站认为是马氏体。马氏体转变不会阻碍可能有助于对抗氢致延迟热剪切表面开裂的高电阻。因此，这些微观结构的表征预计将提供的见解对氢诱导的延迟开裂这样高电阻的机理。此外，此表征也可望为除了氢致延迟开裂以外，例如其他属性可能的解释，如延性和疲劳强度。剪切表面通常有必要在这些性能做出改善（松野等人，2010）。
一般情况下，非常高的应变被强加于由松野等人一剪切面数值分析（2012）。因此，在热剪切表面附近的显微组织明显塑性应变诱导铁素体和贝氏体。事实上，已经报道，在与热变形拉伸应变板条马氏体相增加铁素体和贝氏体的体积分数（例如，Fan等人，2010）。此行为已机械热分析和Min等人讨论（2012），和应变水平和冷却速率相对于铁素体和贝氏体转变已经由Nikravesh等人在实验澄清（2012）。随后，Min等人（2013年）确定的强度和含有铁素体和贝氏体的马氏体基体等微观结构的延展性。Bardelcik等人（2014年）还分析这类微结构，并且他们已澄清应变率敏感性和加工硬化之间的关系如何增加的强度和延展性。然而，这些分析不能直接施加到热剪切因为在微观结构的主要相存在细微差别。在上面提到的以前的工作，在拉伸应变部分的主要相是貂现场，但在热剪切表面附近，铁素体体积分数为几乎100％（松野等人，2014）。此外，在上述文献中报道的铁素体的晶粒尺寸比亚微米的晶体的晶粒尺寸大得多。
本文在对宏观层面光学观测和硬度测量报告是和对亚微米级微观结构分析一起进行的。这些都是在变形区由打孔渗透测试对22MnB5钢试样进行加热。在这个测试中，冲头的东西在材料断裂。随后，立即淬火试样。此后，我们将把这一测试作为“热半切试验”。这个炎热的中途测试可以模拟热剪切热变形，它使简单的微观组织表征。观察和测量的面积不包括裂缝和有限元（FE）模拟可以很容易地评估应变分布由于热中途测试不要求裂缝建模。
首先，光学观察和硬度测量各种冲头穿透了临界等效塑性应变为各地的热剪切面观察组织的变化。然后，扫描电子显微镜（SEM）、电子背散射衍射（ESBD）、电子探针（EPMA），和透射电子显微镜（TEM）分析在变形区的两个位置的结构。最后，对组织的热剪切面附近的显微组织的表征已被进行。
- 材料与方法
2.1材料
硼与铝涂层钢板被用于该研究。标本10毫米宽，150毫米长，2.3毫米厚。该钢板等级为22MnB5（C 0.22，硅0.25，锰1.2，B 0.0028，铬0.22，钛：0.025质量%）。图.1表示的是热冲压前的微观结构。这种材料的马氏体相变（MS）的起始温度通过使用热模拟器的体积扩张的测量认定为420◦C。铁素体的转变温度在8◦C/S冷却速率（AR3）测定为580◦C（松野等人.，2014）。
2.2热半切试验
图2给出了热半切试验模具的示意图。如图2所示，一个10毫米长的冲穿的试样的纵向中心与冲压速度约60毫米/秒之间的间隙和模具被设置为0.14毫米（6.1%的试样厚度）。带弹簧的双针被嵌入在工具中，使试样不接触模具表面过早和经验过快的冷却。
图3显示了热半切试验过程的示意图。首先，检体在950◦C的炉子中奥氏体化90秒。其次，将试样放置在热切割工具中途直至试样冷却到750◦C，这高于Ar3温度，我们以前的研究中使用的相同（松野等人，2014）。我们试图达到的最高温度尽可能以强调微观结构转变的不同的行为相对于冲头穿透。在先前的研究报告（松野等人.，2014），变形的微观结构，导致很难描述，已观察650◦C.处理所需时间位置的样品正确的工具使其使用温度高于750◦C。当试样冷却到
图2冲压模具的示意图
750◦C指出，它被放置在炉外，利用先前确定的冷却率的时间确定。 随后，穿孔的试样，随后被淬火浸泡在一桶冷水（试样被移动约在水中，以避免由局部沸腾引起的冷却速度不足）。
冲头穿透被设置为10% t，20% t，30% t，40% t，50% t，70% t，其中t表示为试样厚度的比率。（60%吨冲床穿透样品不包括在这项研究中，样品被损坏）。
2.3有限元模拟评价塑性应变与中途测试
热变形时的应变水平的评价，数值热半切割模拟是通过使用一种商业静态明确的有限元程序进行的，TP-MFORM2D，通过试用园株式会社制造在该解算器，误差引起由变形过程的切线近似通过限制的非线性的所有来源的步骤的增量，利用所谓的Rmin策略（Kawka和Makunouchi等人，1995）的控制。
一个边界条件示意图如图4。在二维半对称条件下对施加平面应变的工具和试样进行建模。工具的边缘为0.066毫米的曲率半径为数值稳定。使用选择性降低集成象限线性元件。在刀具边缘的最小网格尺寸约为0.01times;0.01毫米。此模
图3热半切割过程的示意图
拟的网格自动更新时，最小的网格的纵横比下降到0.9，使严重的网格失真并没有停止的模拟产生一个奇异。在模拟中，该穿孔穿透到70%吨，在纵向中心的试样的60毫米/秒的冲速度，正如在实际的热半切试验一样。
的塑性性能进行了描述由冯米塞斯屈服准则，相关的流动规则，和各向同性的粘性硬化表达的流动应力Y（兆帕）作为一个函数的冯米塞斯当量塑性应变由下面的硬化法律确定等。（2012）
其中T为温度（在这种情况下，750◦C）。
应变硬化指数n（t）是
并给出了应变率敏感性
等温热变形假设，即T时刻等于750◦C式。（1）通过（3）。
图4用于有限元分析的边界条件示意图
2.4在宏观尺度的光学观察和硬度测量
截面包括变形区切出热半路截的标本，然后嵌入到环氧树脂。光学观测，他们进行抛光，然后蚀刻LePera彩色蚀刻剂（LePera，1980）。实现微压痕硬度测量，数组的应用与0.25-N加载力。与0.08-mm螺距测量在0.1毫米的间隔七行。图70%显示的硬度测量位置的样品中有5吨冲床渗透为例。
2.5微观结构分析
SEM、EBSD、EPMA、和TEM分析晶体取向，碳的分布，并在热半路截断面夹杂物。
三例10% t，40% t，70% t冲头穿透被被二氧化硅胶体抛光截面SEM和ESBD分析。分析位置接近穿孔边缘接触点（图6a的位置），在变形区的中心（位置在图6A），和3毫米远离热磨光表面（图6a位置C）。在每一种情况下，从几乎相同的地点进行了扫描电镜样品和ESBD样本。
电子探针分析采用70% 吨冲床穿透试样中的碳浓度。分析也进行了在位置1和B的横截面用氧化铝抛光打磨，以消除碳污染。因为这样的精心治疗，测量区域的碳密度平均约0.2 质量%，这几乎是相同的碳密度在接收22MnB5钢。
图5硬度测量位置在70%吨冲床穿透
采用萃取复制法对夹杂物进行透射电镜观察。副本也提取了从位置和乙的试样，由70%吨冲床穿透。
图6 70%种穿孔熔深的形态观察与有限元模拟
3结果和讨论
3.1用热中途使有限元模拟应变评价
图6示出所观察到的形状和有限元模拟的70％叔冲床渗透，这是在本研究中的最深的比较。着眼于剪切倾斜，有限元模拟预测了试样厚度比实际观察到一个较小的剪切下垂长度。此外，观察热磨光面（见图6a）与试件的底面不做一个完美的90◦角落做有限元模拟。然而，我们可以把这些差异视为小差异，如图6所示。因此，我们的讨论将继续根据假设的有限元模拟给出精确的塑性应变水平的变形区。
图7 有限元模拟分析的等效塑性应变等值线图。
等效塑性应变的等值线图，简称为“应变”，如图7所示。图7a中，围绕工具边缘应变超过0.4在10%吨冲床穿透。0.4，比拉伸试验可以施加的由Fan 等人. (2010), Min 等人(2012), 和Nikravesh等人(2012)从现有文献中的应变大。
3.2在宏观尺度的光学观察和硬度测量
图8显示的照片在穿孔边缘的光学外观。图8b–F表明一些深色区域（以下简称“暗区”）的标本。比较的有限元模拟（图7）和视觉外观（图8），我们可以得出结论，暗区的演变密切相关的应变。
图8截面光学观测
图9硬度测量结果。在图9A的情况下（10% T穿透），所有的测量硬度大于400 HV，这表明淬火过程中热半路截试验成功。另一方面，我们可以发现软区，其硬度小于400 HV，在所有的情况下，冲头穿透大于或等于20% t（见图9b–F）。此外，这些软区的区域与冲头渗透增加。针对软带的硬度为250–300 HV之间（以下简称“软带”），我们可以看到，他们开始在20%吨和30%吨冲床穿透冲头边（见图9b和C）和渗滤液从凸模在40 % T冲床穿透模具的边缘（参见图9D–F）。软区的演化与暗区相似。因此，我们可以得出这样的结论：软区几乎与黑暗的区域相对应。
图9变形区的硬度分布
相同类型的低硬度黑区的先前已在热剪切表面的附近通过So等人（2012）和松野等人（2014）观察到。在这项研究中，我们表明，在炎热的半切试验中，黑暗的区域第一次出现在20%吨冲床穿透。虽然结果仅限于一个加热和冷却条件本研究中，这个事实由与图7B中所示的有限元模拟的比较确定为在热变形大约为1.0的应变为暗区产生的标准。
图10 SEM图像定位A，B，和C的试样在垂直方向上的厚度
3．3微观结构识别
SEM图像和EBSD测定的结果分别表示于图 10和11分别。在EBSD测量的结果显示为图像质量（IQ）地图上叠加逆极点图（IPF问题）。在三个冲头穿透位置C时，组织有板条（见图10c和11c中）。他们的微观结构的外观表明，他们是马氏体。在位置和乙的微观结构不同，取决于穿孔的程度。在10%吨冲床穿透的情况下，微观结构的位置，一个和乙显示几乎相同的位置，在位置（见图。10a-1，B-1、C-1，和11a-1，B-1、C-1）。因此，在位置A和B的微观结构也是马氏体。图9所示的硬度测量证实了这一鉴定。另一方面，板条并没有从图10a-2，a-3 b-2和b-3，和11a-2 a-3 b-2和b-3，，观察到在40%吨和70%吨冲床渗透在位置A和B。这意味着这些微结构包含很少或没有马氏体。取而代之的板条，在这
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