在高溫下硼鋼的熱成型模具淬火期間的實驗熱傳遞系數測量——論文

在高溫下硼鋼的熱成型模具淬火期間的實驗熱傳遞系數測量摘要熱成型模具淬火被汽車工業(yè)用于生產具有高強度重量比的超高強度鋼部件。通過在使用加熱模具的淬火步驟期間控制局部冷卻速率，可以獲得具有分布特性的防撞結構部件。該過程需要空白/模具界面處的傳熱系數的詳細空間知識。在Usibor 1500P硼鋼坯料上進行熱沖壓實驗，以研究壓力和坯料和模具溫度如何影響傳熱系數，這是使用反向熱傳導分析推斷的。發(fā)現傳熱系數在整個實驗中隨著表面粗糙度峰的變形和坯料和模具溫度的演變而變化。盡管在沖壓過程開始時的傳熱系數隨著初始模溫度而增加，但是它收斂到僅取決于所施加的壓力的值。此外，發(fā)現零壓力的實驗傳熱系數與半經驗模型預測的氣隙電導相匹配，但壓力相關分量低于模型預測的固體接觸電導。1. 介紹新的材料和制造工藝被用于汽車工業(yè)，以減少車輛重量，而不損害碰撞性能，會提高燃料效率并減少二氧化碳排放1,2。重量減少可以使用聚合物，鎂和鋁，但也與高和超高強度鋼（UHSS），更輕的材料相比具有優(yōu)越的強度重量比獲得3,4。 UHSS的一個實例是可淬火的硼鋼22MnB5，其中少量的硼（約0.005pct）增加了淬透性，并允許最大抗拉強度為1600MPa 5,6。因此，與冷沖壓高強度鋼部件相比，可以實現更薄，更輕的橫截面的碰撞性能要求5,7。自從1984年在汽車制造中引入以來，UHSS結構件的使用急劇增加。使用UHSS材料（如22MnB5硼鋼）制造的抗撞擊組件包括A柱，B柱，門梁，保險杠梁以及車頂和側梁7,8。超高強度鋼在室溫下的低成形性與非常高的成形載荷和顯著的回彈有關1-3,9,10，這限制了冷壓UHSS零件簡單的幾何形狀如門和保險杠梁5,10。 然而，這些材料在較高溫度下的高延展性和低流動應力降低了沖壓載荷，并允許形成具有令人滿意的尺寸公差的復合形狀5,9。熱成型模淬火（HFDQ）工藝如圖1所示，也稱為加壓硬化，在一個步驟中結合了高溫板材成型和淬火硬化。常規(guī)的熱成型模具淬火通過將硼鋼板“坯料”預熱至約900LC開始，以形成具有良好成形性的均勻奧氏體微結構。 然后將坯料轉移到一組水冷卻的工具（沖頭，模具），其中發(fā)生沖壓成最終形狀。 由于冷的工具表面，在沖壓期間和之后獲得高的冷卻速率。 根據圖1所示的22MnB5硼鋼的連續(xù)冷卻變形（CCT）圖2將奧氏體（A）完全轉變成馬氏體（M）并獲得最大硬度和抗拉強度4,11-13，需要25-30 LC / s的最小冷卻速率。 在較低的冷卻速率下形成較軟的相如鐵素體（F）或貝氏體（B）7,11,12。HFDQ工藝還可以用于制造具有分布特性的結構部件。 例如，當具有較低強度但具有較高延展性的較軟相（例如鐵氧體或貝氏體）能夠在碰撞期間吸收更大量的能量時，諸如B柱的部件的碰撞性能得到改善2,6,14。 在其它技術中，可以通過實現亞臨界冷卻速率來獲得“定制的”機械性能(i.e. 300LC），但是在沖壓階段開始時增加超過一個數量級。 HTC中的這種尖銳的增加對應于沖壓壓力的施加和從由硼鋼坯的翹曲導致的宏觀氣隙到由表面粗糙度特性確定的微觀氣隙的轉變; 這被稱為加載階段。 傳熱系數隨指數增加表面溫度差對于沖壓階段的較大部分減?。ㄟ@個指數階段在圖7中顯示為直線，因為HTC以對數標度表示）。最后，傳熱系數用公式（10）隨著溫度差Ts降低到零而變得不穩(wěn)定，并且建立熱平衡。圖7. 典型的傳熱系數h作為溫差的函數（Td.0 = 450LC，p = 8.0MPa）下的溫度（Tu.s Td.s）3. 結果對熱沖壓實驗的每個階段分別研究諸如沖壓壓力和坯料和模具溫度等參數對傳熱系數的影響：接近階段，加載階段和平衡。3.1. 接近階段先前用室溫模具進行的熱沖壓實驗表明，在接近階段期間，對于較厚的坯料，傳熱系數通常較高，并且當坯料在連續(xù)測試中重復使用時，傳熱系數趨于增加23,24。 這些結果表明，在該階段期間觀察到的相對低的HTC可歸因于由坯料的宏觀翹曲引起的在坯料/模具界面處的相對大的氣隙。 較厚的坯料不易翹曲，因此在接近階段期間具有較高的HTC。圖7示出了在該階段中傳熱系數保持相對恒定，消除了由IHC問題的不適引起的振蕩。因此，接近階段HTC的特征在于平均值。對于使用未加熱模具進行的熱沖壓試驗，接近階段的平均HTC隨著初始模具溫度Td.0而增加。由于模具吸收的熱量，模具溫度傾向于在連續(xù)測試中增加，但保持低于100LC。進入階段HTC和模具溫度之間的關系可以歸因于在坯料/模具界面處的氣隙的更高的熱導率。 增加接近階段HTC的另一個可能原因是重復使用空白樣本，這傾向于減少空白翹曲。 在接近階段HTC和初始模具溫度之間的線性關系（對于沒有模具加熱的低溫實驗）如圖8所示。圖8.平均進場階段HTC與初始模具溫度 (Td,0 100 LC).用加熱模具進行的熱沖壓試驗的接近階段HTC與初始模具溫度沒有明顯的關系。較大的變化可能是由較軟相（例如鐵氧體或貝氏體）及其形成引起的影響宏觀空白翹曲。 對于初始模具溫度Td.0為582LC，接近階段的最高HTC被確定為408W/m2 K。 這個最大值，以及圖8所示的結果，都顯著低于Caron等人預測的5000 W/m2 K的氣隙電導hg。23對于這個空白/管芯接口。這種差異進一步突出了接近階段HTC取決于硼鋼坯料的宏觀翹曲而不是坯料和模具表面的微觀粗糙度的事實。因此，接近階段HTC還將取決于在沖壓之前每個坯料/工具安裝的特性（例如，工具幾何形狀，坯料和模具之間的間隙，擱置在彈簧加載的銷上的坯料等）。為接近階段確定的平均傳熱系數的重要性在于它代表隨后加載階段的起始點。3.2. 加載階段加載階段構成整個HFDQ過程的非常短的部分（即0.5-1.0s）; 在此期間，HTC從約100-400W/ m2 K增加到高于2000W/ m2 K的值。假設氣隙電導是這一點的主要熱傳遞機制，則該HTC增加對應于 氣隙厚度為150-650m，對應于在接收的坯料中的宏觀翹曲，當坯料在頂部和底部模具之間變平時，該間隙厚度為約5lm。 因此，測量的HTC接近通過半經驗模型預測的氣隙電導hg的值。發(fā)現HTC在加載階段隨著表面溫度差 Ts 線性變化; 在圖7中觀察到的曲率是由用于描繪HTC的對數標度引起。如圖9所示，當初始模具溫度升高時，HTC與 Ts 曲線的斜率變得更陡（即更負）。這種現象可歸因于在加載階段期間模具溫度對熱損失的影響：更高的模具溫度限制了坯料和模具之間的熱傳遞，使得表面溫度差 Ts 在HTC增加期間保持相對恒定。另一方面，下模溫度導致更大量的熱傳遞，并且當施加負載時T顯著降低。在殘余壓力和沖壓壓力之間進行進一步的回歸分析。這些變量之間的決定系數相對較低（R2 = 0.137）。 在加載階段沖壓壓力p不影響HTC對Ts 曲線的斜率的事實表明負載對于任何壓力非?？斓厥┘?，并且即使最小壓力（即4.0MPa）也足以使坯料變平并去除宏觀翹曲的影響。圖 9.加載階段HTC斜率（dh/dTs）與初始模具溫度的關系3.3. 平衡期從HTC與Ts線性增加的加載階段和其中在HTC與表面溫度差之間觀察到指數關系的實際沖壓階段的轉變是不清楚的。 由于信號噪聲放大，Ts = 0處的HTC值（即，當跨空白/管芯界面達到局部熱平衡時）也難以識別。 然而，這兩個點之間的HTC與Ts曲線可以使用形式的簡單方程來建模(11)其中b是平衡傳熱系數。 通過使用基于方程（11）的線性回歸建模HTC對Ts曲線來評價該平衡HTC。 對于h = 2000W/m2 K（即加載階段）和Ts = 50LC（即接近沖壓階段結束的任意點）之間的間隔，然后外推到Ts = 0LC，計算圖10示出了作為沖壓壓力p的函數的計算的平衡HTC。該條件實際上不對應于穩(wěn)定狀態(tài)的嚴格定義，因為坯料和模具溫度不保持恒定，而是由于熱傳導進入模具本體并且熱損失到環(huán)形模具而繼續(xù)非常緩慢地降低。 然而，它對應于空白和模具接近熱平衡，在該點兩個表面之間的凈熱傳遞接近零。 坯料/模頭界面處的平衡傳熱系數隨沖壓壓力線性增加(12)這與Abdulhay等人報道的最大HTC值相當21。用于具有室溫模具的硼鋼坯的熱成型模具淬火。 從定性的角度來看，壓力對HTC的影響也與半經驗熱導模型的預測一致28，因此可歸因于坯料和模具之間的改善的接觸，這增加了固體 接觸電導率。 沖壓壓力也可以減小界面處的氣隙的有效厚度，這傾向于增加氣隙電導hg 36; 然而，這種影響比壓力對固體接觸面積的影響小得多25。在300的初始模具溫度Td.0下進行的熱沖壓試驗中獲得的數據不包括在圖10中用于定義方程（12）的線性回歸中。在這些實驗結束時，在大約400LC下，坯料和模具之間的熱平衡發(fā)生，這對應于馬氏體開始形成的溫度。在該溫度下計算的空白熱通量Uu和表面溫度Tu.s中的附加噪聲（盡管在IHC分析中使用更大的正則化程度）導致通過HTC外推法評估的平衡HTC的顯著的數據散射 Ts曲線。圖10.加載階段HTC斜率（dh / dTs）對初始模具溫度由式（12）對于等于零的沖壓壓力為4035W/m2 K，這與Caron等人為氣隙電導確定的5000W/m2 K相當23。在零壓力下的該平衡HTC可以被認為等于實驗氣隙電導，即對應于在坯料/管芯界面處的微觀氣隙的熱傳導的傳熱系數。因此認為HTT值為4035W/m2 K，以精確定位加載階段的結束，即硼鋼坯料在模具之間完全平坦并且不能觀察到宏觀翹曲的點。 HTC與Ts曲線的這一點以及Ts = 0的壓力相關平衡值的知識允許使用等式（11）計算任何中間點。圖11將實驗HTC與用加載階段的線性關系獲得的模型預測和由方程式（11）和（12）給出的指數關系進行比較。圖11實驗和預測的傳熱系數h作為溫差T的函數Ts（Td,0 = 585 LC, p = 16.0 MPa）4. 討論雖然發(fā)現初始模具溫度Td.0在接近和加載階段影響HTC，但是在沖壓階段結束時，它似乎不影響平衡HTC。 實驗結果和圖10中所示的線性回歸之間的偏差與初始模具溫度無關; 它們可歸因于IHC分析或通過外推法計算平衡HTC的不確定性。根據在穩(wěn)態(tài)下的熱接觸電導的半經驗模型，坯料/管芯界面處的溫度的增加可以通過兩種不同的機制增加熱傳遞系數。 首先，氣隙內較高的熱導率可以增加氣隙電導hg。 公式（2）中使用的空氣的熱導率從室溫下的0.0262W/mK增加到927 LC下的0.0779W/mK26。 第二，較高的溫度可能降低坯料和模具材料的硬度，這將傾向于增加固體接觸的面積（因此增加hc）并減小氣隙的厚度（因此進一步增加hg）。 另一方面，較高的坯料溫度將對應于坯料材料的較低的熱導率（參見表1），這將傾向于根據等式（3）降低固體接觸電導hc。 溫度對平衡HTC的明顯影響表明這些不同的機制可以在一定程度上彼此補償。 因此，溫度對熱平衡時的傳熱系數的影響太小，不能與實驗誤差源區(qū)分開。如果毛坯和模具溫度在沖壓階段僅起次要作用，則HTC的指數增加將首先與沖壓壓力相關。因此，這種指數HTC增加可歸因于固體接觸電導hc的瞬時增加，這是由于坯料與模具之間通過表面粗糙度粗糙度的微變形而改善的接觸。如果方程（12）的右邊的常數項可以與氣隙電導hg相關聯，則壓力相關項可以表示實驗固體接觸電導。也就是說，hc的這個實驗值顯著低于模型預測：例如，對于16.0MPa的沖壓壓力的固體接觸電導hc是2405W/m2 K，根據等式（12），但9500W/m2 KK根據Caron等人的穩(wěn)態(tài)計算。這種大的差異可以歸因于沖壓階段的瞬態(tài)原因：通過外推法確定的Ts = 0的HTC不是實際的穩(wěn)態(tài)值，而是對應于空白和模具。建立穩(wěn)定的固體接觸面積所需的時間以及因此“真正的”穩(wěn)態(tài)固體接觸電導hc可以比沖壓階段更長，即在機械平衡之前達到熱平衡，并且穩(wěn)態(tài)HTC不能通過IHC分析瞬態(tài)空白和模具溫度歷史觀察。5. 結論坯料/模具界面處的傳熱系數控制在熱成型模具淬火過程中的局部冷卻速率，并確定超高強度鋼的最終微結構和機械性能。 只要對該HTC的工藝參數（壓力，溫度）的影響是準確已知的，就可以通過用常規(guī)加熱的模具進行淬火來實現具有分布特性的結構部件的生產。 進行熱沖壓實驗以研究Usibor 1500P硼鋼坯料和平面加熱的模具表面之間的熱傳遞。 在空白和模具內進行的溫度測量被校正以考慮熱電偶響應時間，然后將其用作反熱計算算法中的輸入以計算傳熱系數。在接近階段測量的HTC值最初較低（100-400 W/m2 K），并隨初始模具溫度升高。 在加載階段期間觀察到的傳熱系數的顯著增加使用具有溫度依賴性斜率的線性方程來建模。 另一方面，在沖壓階段的剩余部分中的HTC與坯料和模具之間的表面溫度差異之間確定了指數關系。 在沖壓階段結束時，當坯料和模具之間建立熱平衡時，發(fā)現傳熱系數取決于所施加的壓力。 對于范圍在4.0和24.0MPa之間的壓力，確定4320和7860W/m2 K之間的平衡HTC值。在接近和加載階段期間觀察到的低熱傳遞系數歸因于由于宏觀翹曲在坯料/管芯界面處的氣隙。 然而，在加載階段結束時的HTC被發(fā)現緊密地對應于從表面粗糙度參數計算的微觀氣隙所預測的氣隙電導。 在沖壓階段期間測量的傳熱系數變化歸因于由于改進的空白/管芯接觸導致的固體接觸電導的瞬時增加。 在實驗平衡HTC和通過半經驗模型預測的穩(wěn)態(tài)值之間觀察到顯著的差異。致謝參考文獻1 A. 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