热成形淬火对QP1180/22MnB5激光拼焊板组织与性能的影响

2024-01-26苏文超王金凤车亚军郭亿王晶

精密成形工程 2024年1期

苏文超，王金凤*，车亚军，郭亿，王晶

苏文超1，王金凤1*，车亚军2，郭亿1，王晶3

（1.湖北汽车工业学院材料科学与工程学院，湖北十堰 442002；2.东风汽车零部件（集团）有限公司，湖北十堰 442016；3.湖北长平汽车装备有限公司，湖北十堰 442000）

对QP1180和22MnB5激光拼焊板进行热成形试验，以解决超高强钢板材焊后的软化问题。选择QP1180和22MnB5异种高强钢作为母材进行激光自熔焊，对焊后的激光拼焊板进行热成形试验，通过体式显微镜、扫描电子显微镜、液压拉伸试验机和维氏硬度计等手段，分析热成形前后激光拼焊板微观组织和力学性能的变化。与焊态拉伸试样相比，热成形试样抗拉强度提高了135%，断后伸长率降低了55%，拉伸试样都在22MnB5母材处断裂，均为塑性断裂。在热成形后，对焊接接头进行组织分析，发现QP1180母材区马氏体含量增加，22MnB5母材区和临界热影响区组织由珠光体和铁素体转变为马氏体，焊接接头热影响区各亚区的组织均转变为大小不同的板条马氏体。硬度测试结果表明，焊态试样焊接接头的QP1180临界区存在软化现象，硬度值最低为335HV，22MnB5侧硬度值由母材处向焊缝升高，母材硬度最低为170HV；而在热成形后，QP1180临界区软化现象消失，硬度值趋于平缓，22MnB5母材处硬度比焊态试样硬度高了2倍。与焊态试样相比，经热成形后激光拼焊板的焊后软化问题得到了解决。

异种高强钢；激光拼焊；热冲压成形；力学性能；微观组织

在碳中和大背景下，汽车行业对减重和碰撞提出了更高的要求，轻量化技术因节能减排等优势而成为汽车制造领域的研究重点[1-3]。汽车轻量化主要包括材料轻量化、工艺轻量化和结构轻量化三方面[4]。在材料轻量化方面，高强钢因具有吸能性好、强度高和成本低等优点而成为汽车轻量化的主要用材之一，目前广泛应用于车身的高强钢包括DP钢[5]、Q&P钢[6]和热成形钢[7]等。其中Q&P钢是一种具有TRIP效应的第三代先进高强钢，具有较好的超高强度和塑性匹配，主要由铁素体、马氏体和残余奥氏体组成[8-10]；热成形钢经淬火后，其抗拉强度可以达到1 500 MPa，一方面能够更好地抵挡外部碰撞，另一方面能够更好地降低板厚，达到轻量化目的，目前广泛应用于车门防撞梁及加强板、风窗支柱加强柱等汽车安全部件中[11]。

激光拼焊是汽车行业常用的焊接方法，它是将2种厚度相同或者不同的材料焊接在一起，加工后得到不同区域不同强度的部件，可以更好地满足部分零部件的需求[12-16]。为实现与碰撞相关的结构部件的性能定制，通过激光拼焊和热成形处理异种材料，这样能进一步提高部件碰撞吸收潜力，更好满足汽车安全性要求[17-19]。国内外学者对高强钢的激光拼焊和拼焊板热冲压成形技术进行了诸多研究，梁文等[20]对AC1800HS级热成形钢和CR340LA低合金高强钢激光拼焊板进行了热冲压成形检测，结果发现，经热成形后，未出现焊缝开裂现象，淬火后焊缝处仍保持较高的强度，拉伸试样在低强度母材侧颈缩并断裂。赵广威等[21]对1 500 MPa热成形钢钢带进行了对接焊，并在不同温度下对焊接接头进行了热处理，结果发现，在500 ℃下热处理时，焊缝和热影响区组织均为回火马氏体，而在600 ℃和800 ℃下热处理时，其组织分别转变为回火索氏体和贝氏体。当温度为600 ℃时，组织转变为回火索实体，当温度提升到800 ℃时，组织转变为贝氏体。Wang等[22]研究了22MnB5和DP980激光拼焊板的热成形性能，结果表明，热成形试样的抗拉强度提高了 75%，断后伸长率降低了50%，未成形试样在22MnB5侧断裂，热成形试样在DP980侧断裂。吴岳等[23]采用激光填丝焊的方法对22MnB5和6Mn6异种热成形钢进行了拼焊，并对焊缝进行了焊后热成形实验，结果表明，焊缝组织在热成形前后均以粗大的马氏体为主。洪磊等[24]研究了22MnB5钢-Q235钢拼焊板热冲压成形机理，研究发现，当焊缝与拉伸方向平行时，拼焊板塑性较好，温度越高，焊缝两侧变形越一致，当焊缝与拉伸方向垂直时，拼焊板的力学性能主要取决于“软”区母材的性能。唐炳涛等[25-26]研究了B340L与B1500HS激光拼焊板焊接后热冲压淬火特性，结果发现，当冷却速度超过30 K/s时，母材B1500HS钢基本转变为马氏体组织，从焊缝至母材区域，硬度值平滑过渡，母材及焊缝力学性能具有良好的连续性。

超高强钢激光拼焊板在冷冲压时会出现开裂、回弹及焊接软化等问题。本文为解决超高强钢板材焊后软化及焊接性差等问题，首先对QP1180钢和轧制态的22MnB5钢进行了激光拼焊，其次对拼焊板进行了热成形，研究了焊后热成形对拼焊板性能的影响，以期为QP1180和22MnB5钢激光拼焊板热成形应用提供理论参考。

1 试验

1.1 材料

试验钢为1.6 mm厚的QP1180钢和1.4 mm厚的22MnB5钢，供货状态均为冷轧态。2种钢的主要化学成分及力学性能分别如表1和表2所示。2种材料在扫描电子显微镜（SEM）下的形貌如图1所示。可以看出，QP1180钢的母材由马氏体（M）和铁素体（F）以及极少量的残余奥氏体（RA）组成，22MnB5钢主要由珠光体（P）和铁素体（F）组成。

表1 QP1180与22MnB5钢主要化学成分

Tab.1 Main chemical composition of QP1180 and 22MnB5 steel wt.%

表2 QP1180与22MnB5钢主要力学性能

Tab.2Main mechanical properties of QP1180 and 22MnB5 steel

图1 材料的微观组织

Fig.1 Microstructure of materials

1.2 方法

利用REL-C6000光纤激光器对QP1180和22MnB5钢进行激光拼焊。激光焊接的主要工艺参数如下：激光输出功率为2.6 kW，焊接速度为26 mm/s，激光镜头焦距为370 mm，激光束的夹角为0°，离焦量为+1 mm，激光光斑直径为2 mm，保护气体流量为20 L/min。焊接前采用线切割设备进行取样，焊接板材尺寸为100 mm×200 mm。由于焊接试验对焊接间隙要求较高，故焊接时采用对接方式。在焊接装配板材前采用砂纸对待焊区域进行打磨，以去除表面的氧化膜和杂质。

采用KSL-1200X型高温箱式电阻炉和金属模具进行热成形试验，将激光拼焊试样加热到950 ℃并保温5 min，随后将高温试样放到模具中进行冲压成形，冷却到室温后取出。激光拼焊板热成形工艺参数如下：加热温度为950 ℃，保压压力为5 MPa，保持时间为300 s，成形速度为5 mm/s，成形时间为3 s。

分别对焊态和热成形拼焊板进行取样，取样方向垂直于焊缝，金相试样经镶嵌、粗磨、精磨和抛光处理后，用4%（体积分数）硝酸酒精腐蚀。采用SZ680连续变倍体式显微镜观察焊接接头宏观形貌，用JSM-6510LV型扫描电子显微镜观察焊接接头各个亚区的微观形貌。根据GB/T 2654—2008《焊接接头硬度试验方法》要求，利用MH-5维氏硬度计对焊接接头进行硬度测试，试验载荷为4.9 N，保压时间为15 s，相邻测试点间隔为0.15 mm。根据GB/T 2651—2008《焊接接头拉伸试验方法》制备拉伸试样，试样总长为120 mm，标距为40 mm，平行段宽度为10 mm，过渡圆弧半径为25 mm，焊缝位于拉伸试样中心位置，拉伸试样形状及尺寸如图2所示。利用CMT5205液压拉伸试验机进行单向拉伸试验，拉伸速度为2 mm/min，每组测试3个试样的抗拉强度和断后伸长率，取其平均值作为接头的拉伸性能。

图2 拉伸试样及尺寸

2 结果与分析

2.1 焊接接头拉伸性能与断口分析

在拉伸试验前，为了去除拉伸试样表面的油污和氧化皮，保证焊接接头拉伸试验数据的准确性，采用砂纸分别对焊态和热成形拉伸试样进行打磨。焊态和热成形接头拉伸性能如表3所示，典型焊接接头的应力-应变曲线如图3所示。从表3和图3可知，焊态拉伸试样的抗拉强度为615～640 MPa，断后伸长率为17.01%～18.06%；而热成形拉伸试样的抗拉强度为1 450～1 510 MPa，断后伸长率为7.69%～8.24%，与焊态试样相比，其抗拉强度提高了135%，断后伸长率降低了55%，为22MnB5热成形试样的89.6%。这主要是因为在热成形后，22MnB5钢原来的铁素体和珠光体组织全部转变为马氏体组织，抗拉强度得到了极大的提高，而断后伸长率有所降低。

表3 焊态和热成形焊接接头拉伸性能

Tab.3 Tensile test results of welded joints in welding state and hot forming

图3 焊态和热成形焊接接头的应力-应变曲线

焊态与热成形焊接接头的断裂位置及断口形貌如图4所示。拉伸试样的宏观断口形貌如图4a所示，可以看出，焊态与热成形拉伸试样的断裂位置均发生在22MnB5钢母材区，在拉伸过程中，焊缝向高强度母材偏移，在弱强度母材侧产生了应力集中并发生了断裂。由前期测试结果可知，QP1180钢侧母材在热成形后的抗拉强度为1 620 MPa，而22MnB5侧母材的抗拉强度为1 480 MPa，于是断裂发生在性能较差的22MnB5母材处。焊态试样在断裂处出现了明显的颈缩现象，且存在明显的塑性变形，而热成形试样无明显的塑性变形，在断口附近无颈缩现象，且断裂方向与拉应力方向呈45°。焊态试样的断口形貌如图4b所示，可以看出，拉伸试样断口由许多大小不一的韧窝组成，且韧窝较为密集。热成形试样的断口形貌如图4c所示，可以看到，韧窝大小不均，且存在一些较窄的撕裂棱，焊态与热成形试样均属于韧性断裂。

2.2 焊接接头宏观形貌

典型试样的焊态与热成形焊接接头横截面宏观形貌如图5所示。在焊接过程中，受焊接热循环作用，焊缝区的峰值温度达到母材熔点以上，焊接热量通过热传导向两侧母材扩散，材料的组织和性能发生了明显变化。根据与焊缝中心距离的不同，可将焊接接头分为QP1180母材区（a）、QP1180侧热影响区（b～e）、焊缝区（f）、22MnB5侧热影响区（g～i）和22MnB5（j）母材区，其中QP1180侧热影响区是由亚临界区（b）、临界区（c）、细晶区（d）和粗晶区（e）组成，22MnB5侧热影响由临界区（i）、细晶区（h）和粗晶区（g）组成。热成形焊接接头横截面的宏观形貌如图5b所示。与焊态接头相比，热成形接头区域发生了较大的变化，经过950 ℃保温5 min后，组织完成奥氏体化，焊接接头区域从左到右依次为QP1180母材区（A）、QP1180侧完全淬火区（B）、焊缝区（C）、22MnB5侧完全淬火区（D）和22MnB5母材区（E）。

2.3 焊接接头显微组织

2.3.1 热成形前后母材及焊缝组织

2.2节介绍了2种状态下焊接接头横截面的宏观形貌及其区别，接下来对焊接接头各个区域微观组织的变化情况进行分析。热成形前后QP1180和22MnB5母材的显微组织如图6所示。热成形前，QP1180母材的组织为马氏体、铁素体和极少量的残余奥氏体，如图6a所示；22MnB5母材的组织为均匀的珠光体和铁素体，如图6b所示。热成形后，QP1180母材的组织仍以马氏体和铁素体为主，但铁素体含量减少，马氏体含量增加，晶粒尺寸有所长大，如图6c所示；22MnB5母材组织完全奥氏体化，珠光体和铁素体全部转变为均匀的板条马氏体，如图6d所示。

热成形前后焊缝区的显微组织如图7所示。可以看到，热成形前后焊缝区的组织均为马氏体，组织变化较小。焊态焊缝区的组织为板条马氏体，且板条马氏体的板条束较长，热成形后，焊缝区的组织由板条马氏体和片状马氏体组成。

图5 焊接接头横截面宏观形貌

图6 热成形前后母材的显微组织

Fig 6 Microstructure of the base metal before and after hot forming: a) QP1180 BM before hot forming; b) 22MnB5 BM before hot forming; c) hot forming QP1180 BM after hot forming; d) hot forming 22MnB5 BM after hot forming

图7 热成形前后焊缝区的显微组织

2.3.2 热成形前后热影响区组织

热成形前后QP1180侧热影响区的组织如图8所示。图8a～d为焊态QP1180侧热影响区的组织。QP1180亚临界区主要由回火马氏体、铁素体和极少数的残余奥氏体组成，如图8a所示。QP1180临界区主要由块状马氏体和铁素体组成，如图8b所示。QP1180细晶区和粗晶区的组织都是由板条马氏体组成，与焊缝区相比，马氏体尺寸有所减小，如图8c～d所示。热成形后，热影响区组织完全奥氏体化，组织细分的各亚区消失，热影响区组织全部转变为板条马氏体和板条贝氏体，如图8e所示。

热成形前后22MnB5侧热影响区的组织如图9所示。焊态22MnB5临界区的组织由马氏体、铁素体和粒状珠光体组成，与母材相比，部分铁素体和珠光体发生了奥氏体转变，生成了马氏体，如图9a所示。22MnB5细晶区和粗晶区的组织与QP1180侧一致，但马氏体的板条束更加密集，组织均由板条马氏体组成，如图9b～c所示。图9d为热成形后热影响区的组织，22MnB5经过950 ℃保温5 min淬火后，其组织全部转变为粗大的板条马氏体。

2.4 焊接接头硬度

焊态与热成形焊接接头硬度的分布情况如图10所示。焊态焊接接头各亚区的硬度差异较大，从QP1180母材区到焊缝区，硬度值先降低后升高，这是因为在焊接加热过程中，马氏体发生回火作用，生成回火马氏体，强度与硬度下降。软化区位于临界区与亚临界区之间，硬度值为335HV～355HV，低于QP1180母材硬度。硬化区位于QP1180临界热影响区与焊缝之间，该区域主要由马氏体组成，硬度值在焊缝中心达到最大，为495HV。在22MnB5侧只存在明显的硬化现象，从22MnB5母材到焊缝区，硬度值增大。22MnB5母材主要由铁素体和珠光体组成，由于铁素体相对较软，22MnB5母材的硬度最低，为165HV～175HV，随着与焊缝距离的减小，热影响区的硬度逐渐增大，这是因为热影响组织由铁素体和珠光体逐渐向马氏体转变。热成形后，QP1180母材的马氏体含量增加，硬度由360HV提高到522HV，QP1180侧热影响区的软化区和硬化区消失，硬度分布平缓，在510HV～525HV间波动，焊缝区的硬度最高，可达565HV；在22MnB5侧，母材区组织由铁素体和珠光体转变为板条马氏体，硬度从170HV提高到510HV，热成形后焊接接头的硬度比焊态的整体提高了56%，并且更加均匀。

图8 热成形前后QP1180侧热影响区的显微组织

图9 热成形前后22Mnb5侧热影响区的显微组织

图10 焊态与热成形焊接接头硬度分布

3 结论

对热成形前后的QP1180和22MnB5激光拼焊板接头的组织和性能进行了研究，得出以下结论：

1）热成形后，QP1180和22MnB5激光拼焊板接头的抗拉强度提高了135%，断后伸长率减小了55%，热成形前后拉伸试样均在22MnB5母材区断裂。热成形前，断口周围存在颈缩现象，在拉伸试样断口上分布有均匀的韧窝；热成形后，断口韧窝大小不均，且存在撕裂棱，二者均属于韧性断裂。

2）对热成形前后焊接接头的微观组织进行分析，可知焊缝区组织均为板条马氏体。热成形前后，QP1180侧母材区的组织由马氏体、铁素体、残余奥氏体转变为马氏体和少量铁素体，马氏体含量增加；QP1180热影响区组织由马氏体转变为板条马氏体和板条贝氏体；22MnB5热影响区和22MnB5母材组织均转变为板条状马氏体。

3）焊接接头硬度差异较大。热成形前，从QP1180母材到QP1180侧软化区，硬度下降，在硬化区升高，在焊缝区硬度达到最大值；在22MnB5侧，从母材到焊缝，硬度升高，母材硬度最低为170HV，整个焊接接头硬度分布非常不均匀。热成形后，硬度分布无明显波动，软化区和硬化区消失，22MnB5侧母材区、热影响区、焊缝区以及QP1180侧母材区和热影响区组织均转变为板条马氏体，与热成形前相比，整体提高了56%，22MnB5母材硬度变化较大，由170HV增大到510HV，提高了2倍。

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Effect of Hot Forming on Microstructure and Mechanical Properties of Laser Tailor-welded Blank

SU Wenchao1, WANG Jinfeng1*, CHE Yajun2, GUO Yi1, WANG Jing3

(1. School of Materials Science and Engineering, Hubei University of Automotive Technology, Hubei Shiyan 442002, China; 2. Dongfeng Motor Parts and Components Group Co., Ltd., Hubei Shiyan 442016, China; 3. Hubei Changping Automobile Equipment Co., Ltd., Hubei Shiyan 442000, China)

The work aims to solve the softening problem of ultra-high strength steel plate after welding by hot forming test of QP1180 and 22MnB5 laser tailor-welded blanks. QP1180 and 22MnB5 dissimilar high strength steel materials were selected as the base metal for laser self-fusion welding. The hot forming test was carried out on the laser tailor-welded blanks after welding. The changes of microstructure and mechanical properties of laser tailor-welded blanks before and after hot forming were analyzed by means of stereo microscope, scanning electron microscope, hydraulic tensile testing machine and Vickers hardness tester. Compared with the as-welded tensile specimen, the tensile strength of the hot-formed specimen increased by 135%, and the elongation after fracture decreased by 55%. The tensile specimens all broken at the base metal of 22MnB5, all of which were subject to plastic fracture. After hot forming, the microstructure of the welded joint was analyzed. The martensite content in the QP1180 base metal area increased, and in the 22MnB5 base metal area and the critical heat affected zone pearlite and ferrite changed to martensite. The microstructure of each sub-zone of the heat affected zone of the welded joint was transformed into lath martensite of different sizes. The hardness test results showed that there was a softening phenomenon in the QP1180 critical zone of the welded joint under the as-welded sample, and the lowest hardness value was 335HV. The hardness value of the 22MnB5 side increased from the base metal to the weld, and the lowest hardness of the base metal was 170HV. After hot forming, the softening phenomenon in the critical zone of QP1180 disappeared, and the hardness value tended to be gentle. The hardness of 22MnB5 base metal was 2 times higher than that of the as-welded sample. Compared with the as-welded state, the laser tailor-welded blanks can significantly solve the post-weld softening problem of ultra-high strength steel after hot forming.

dissimilar high strength steel; laser welding; hot stamping forming; mechanical properties; microstructure

10.3969/j.issn.1674-6457.2024.01.013

TG44

1674-6457(2024)01-0112-09

2023-09-21

先进焊接与连接国家重点实验室开放课题基金（AWJ-23M25）；中央引导地方科技专项基金（2019ZYYD023）

Open Project Fund of State Key Laboratory of Advanced Welding and Connection (AWJ-23M25); the Central Government Guides Local Special Funds for Science and Technology (2019ZYYD023)

苏文超, 王金凤, 车亚军, 等. 热成形淬火对QP1180/22MnB5激光拼焊板组织与性能的影响[J]. 精密成形工程, 2024, 16(1): 112-120.

SU Wenchao, WANG Jinfeng, CHE Yajun, et al. Effect of Hot Forming on Microstructure and Mechanical Properties of Laser Tailor-welded Blank[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16(1): 112-120.

（Corresponding author）