图 1不同位置22MnB5热轧酸洗板宏观洛氏硬度分布
摘要:针对热成型钢边部硬度不均的现象，通过实验优化合金成分，在原有成分体系的基础上，降低Mn、Cr的含量，得到合适的成分配比，降低钢板的淬透性，同时考虑到改进成分对力学性能可能造成不利的影响，对实验钢力学性能、微观组织等进行分析测定。结果表明实验钢的力学性能满足车身防撞钢管生产要求，同时带钢边部硬度均匀性得到有效改善
用于热成型生产的热轧板料对热轧带钢沿宽度方向的力学性能均匀性具有一定的要求，尽管理想的控制目标是做到沿带钢宽度方向上不存在硬度波动，但是在实际生产中硬度的波动是很难避免的[1]。因此在生产实践过程中，一般要求将硬度波动控制在尽可能小的范围内（例如小于HRC 6）。唐钢某热轧生产线生产的22MnB5热轧酸洗板具有明显的边部硬度偏高的现象，不能满足后续的热成型加工需求。
对于热轧带钢而言，合理的轧后冷却控制可以防止由于冷却不均而产生的不均匀变形，防止带钢的扭曲或瓢曲，提高带钢的质量[1]。但是由于生产条件的限制，带钢宽度方向上的力学性能很难保持均匀。唐钢生产的22MnB5热成型用钢具有明显的边部硬度偏高的现象，带钢边部硬度过高时，需要将带钢边部向内切去一段，来保证热轧带钢的宽度方向力学性能均匀性。
1. 热成型钢宏观硬度分析
对22MnB5热成型钢热轧酸洗板的工作侧和电机侧边部100 mm范围进行宏观硬度分析，由于生产条件的限制，不能进行带钢沿宽度方向的温度测量。为了对其宏观硬度分布情况进行全面分析，分别在热轧带钢的头部、中部、边部分别取样，进行宏观硬度分析。22MnB5热轧酸洗板的硬度分布情况如图1所示。
从图1中可以看出，22MnB5热轧酸洗板的边部宏观硬度波动范围很大，其中硬度较高的部位主要出现带钢的两侧，达到HRC 23。硬度较低的部位主要出现带钢边部向中部过度的区域，硬度值为HRC 11。带钢的宏观硬度波动范围达到HRC 12，带钢宽向宏观硬度波动过大会影响后续热成型的生产过程。结合生产经验分析，造成带钢硬度波动的原因主要是带钢轧制过程中沿宽度方向的温度分布不均以及22MnB5钢淬透性较高。由于没有边部辅助加热装置，带钢边部温度低于带钢中部，造成热轧酸洗板边部硬度偏高。
2. 实验方案
鉴于该生产线生产22MnB5热成型钢硬度不均现象严重，为了解决边部硬度偏高问题，通过优化合金成分改善热轧带钢宽度方向力学性能均匀性。
2.1 成分设计
优化合金成分，在原有成分体系的基础上，降低Mn、Cr的含量，得到合适的成分配比，通过降低钢板的淬透性[2−3]，来改善由于带钢边部冷速过快带来的硬度分布不均问题，同时考虑到改进成分对力学性能可能造成不利的影响，有必要对其力学性能、微观组织、等进行分析，并对其力学性能、淬透性等进行测定。实验钢的成分见表1。
表 1实验钢的化学成分（质量分数）%
2.2 热轧组织性能分析
为了保证实验过程更贴近生产实际，对实验钢显微组织进行了观察。在热轧酸洗板的边部与心部取12 mm×8 mm金相试样，所得试样经研磨抛光，之后用体积分数为4%的硝酸酒精腐蚀液进行腐蚀。当试样表面呈现浅灰色时，用无水酒精冲洗并吹干，完成所需金相样品的制备。腐蚀好的金相样品在JEOL JXA-8503F场发射电子探针显微分析(EMPA)上采用二次电子图像分析其显微组织。实验钢及其显微组织如图2所示，从图中可以看出实验钢的初始组织为铁素体+珠光体组织，与22MnB5热轧酸洗板工业板的组织相近。
为了得到实验钢的实际拉伸性能，拉伸时按照JIS5标准取拉伸样，采用2 mm/min速率拉伸。利用AG-Xplus 250 kN微机控制电子万能试验机检测室温下热成型件的强度和塑性指标，得到实验钢的力学性能如表2所示。
表 2实验钢的力学性能
通过AG-Xplus 250 kN微机控制电子万能试验机测量得到的原始记录数据，导入函数绘图软件Origin，绘制如图3所示的工程应力?应变曲线。具体数据如表2所示。
由图3实验钢的工程应力?应变曲线和表2的实验钢的力学性能可以看出，实验钢的抗拉强度为540 MPa左右，屈服强度为400 MPa左右，延伸率为22%左右，力学性能较为均匀，与22MnB5热轧酸洗板工业板的力学性能较为接近。
2.3 热处理后组织性能分析
为了模拟车身防撞钢管的生产过程，设计热处理工艺。具体的热处理工艺为：将取好的拉伸样放入管式炉内在加热到880 °C保温5 min，随后直接进行淬火，为了模拟热成型件在汽车装配过程中的热喷漆工艺，将淬火后的拉伸试样放入烘干箱内，加热至170 °C保温30 min[4−5]。为了得到实验钢的实际拉伸性能，拉伸时按照JIS5标准取拉伸样，采用2 mm/min速率拉伸。利用AG-Xplus 250 kN微机控制电子万能试验机检测室温下热成型件的强度和塑性指标，得到实验钢的力学性能如表3所示。
表 3热处理后实验钢的力学性能
从表3模拟热成型后实验钢的力学性能可以看出，新设计的两组实验钢在模拟热成型过程进行热处理后，都得到了较为优异的力学性能，实验钢的抗拉强度达到1600 MPa以上，屈服强度达到1200 MPa以上，断后伸长率均高于7%，力学性能满足车身防撞钢管的要求。由于车身防撞钢管对其热处理后的微观组织存在要求，因此模拟热成型后的显微组织进行分析，实验钢的显微组织如图4所示。从图中可以看出，两种实验钢热处理后得到的均为全马氏体组织，且马氏体板条较为细小，满足产品的相关要求。
22MnB5热成型钢的生产条件对其淬透性具有一定要求，保证最终得到全马氏体组织的热成型件，改进成分后的热成型钢淬透性不能过低[3]。因此对淬透性较差的TSH-1实验钢的淬透性进行测定。热成型用钢淬透性的测定在实验室全自动相变仪(Formastor-FII)上进行。本实验采用如图5所示的实验工艺，即先以10 °C/s的加热速度升温到920 °C，保温5 min后，分别以10、20、25、30、40、45、50 °C/s的冷却速度冷却至室温[4−5]。
将热轧酸洗板热成型用钢冷却后的相变仪试样沿着轴向抛开，所得试样经研磨抛光，最后用体积分数为4%的硝酸酒精腐蚀液进行腐蚀，在JEOL JXA-8503F场发射电子探针显微分析(EMPA)上采用二次电子图像分析其显微组织。不同冷速下实验钢的显微组织如图6所示。
由图6的微观形貌可以看出，当冷速为45 °C/s时，TSH-1便可得到全马氏体组织，TSH-1的临界冷速为45 °C/s，满足车身防撞钢管生产要求：加热实现完全奥氏体化后，直接水淬得到全马氏体组织。由于TSH-2的Cr含量高于TSH-1且其他成分不变，TSH-2的淬透性优于TSH-1。结合力学性能分析，TSH-1、TSH-2实验钢的力学性能满足车身防撞钢管生产要求，同时在现有合金体系的基础上适当降低了材料的淬透性。
3. 结论
按照实验钢成分进行工业试生产，改进后的成分适当降低材料的淬透性，在不改变生产条件的基础下，减弱了由于钢边部温度下降幅度大于中部，带来的带钢边部硬度过高的问题，优化了22MnB5热成型钢热轧酸洗板的通宽力学性能均匀性。
来源--金属世界