热冲压成形中的先进加热技术及设备_徐虹

一种修正的N o r t o n ‐H o f f 本构模型及实验验证王巧玲 唐炳涛 郑 伟山东建筑大学,济南,250101摘要:针对B 1500H S 硼钢,采用G l e e b l e ‐1500D 热模拟试验机,通过单轴拉伸试验对其在温度为550~850℃㊁应变速率为0.1~10s-1范围内的本构关系进行了研究㊂根据硼钢流动应力曲线的特点,对N o r t o n ‐H o f f 模型进行了修正,将修正后的模型与B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型和T o n g‐W a h l e n 模型进行比较,并通过预测值偏离实验值的程度进行评估㊂与实验结果对比后发现:修正的N o r t o n ‐H o f f 模型能更好地预测B 1500H S 硼钢的流动应力㊂关键词:本构模型;硼钢;流动应力;N o r t o n ‐H o f f 模型;T o n g‐W a h l e n 模型中图分类号:T G 115.5 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.14.023A M o d i f i e dN o r t o n ‐H o f fC o n s t i t u t i v eM o d e l a n dE x pe r i m e n t a lV e r if i c a t i o n W a ng Q i a o l i n g T a n g B i n g t a o Zh e n g We i S h a n d o n g J i a n z h uU n i v e r s i t y,J i n a n ,250101A b s t r a c t :I no r d e r t o e s t a b l i s hc o n s t i t u t i v e d e s c r i p t i o n s f o rB 1500H Sb o r o ns t e e l ,i tw a s s u b je c t e d t o i s o t h e r m a l u n i a x i a l t e n s i l e t e s t i n g o naG l e e b l e1500t h e r m o m e c h a n i c a l s i m u l a t o ra t t e m pe r a t u r e s r a n g i n gf r o m550℃t o 850℃a n d s t r a i n r a t e s r a ng i n g f r o m0.1s -1t o 10s -1.A c c o r d i n g t o t h e c h a r a c -t e r i s t i c s o f t h e f l o ws t r e s s c u r v e o f b o r o ns t e e l ,N o r t o n ‐H o f fm o d e lw a sm o d i f i e d .T h e p r e d i c t e d f l o ws t r e s s e s u s i n g t h em o d i f i e dm o d e lw e r e c o m p a r e dw i t hT o n g ‐W a h l e nm o d e l ,N o r t o n ‐H o f fm o d e l p r o -p o s e db y B r o s i u s ,a n d e v a l u a t e db y t h ed e g r e eo f t h e p r e d i c t e dv a l u ed e v i a t i o n f r o mt h e e x pe r i m e n t a l v a l u e s .B y c o m p a r i s o nw i t h t h e e x pe r i m e n t a l r e s u l t s ,i t s h o w s t h a t t h em o d if i e dN o r t o n ‐H o f fm o d e l i s b e t t e r t o p r e d i c t t h e f l o ws t r e s s o fB 1500H Sb o r o ns t e e l .K e y w o r d s :c o n s t i t u t i v e e q u a t i o n ;b o r o n s t e e l ;f l o ws t r e s s ;N o r t o n ‐H o f fm o d e l ;T o n g ‐W a h l e nm o d -e l收稿日期:20141008基金项目:国家自然科学基金资助项目(51375280);教育部新世纪优秀人才支持计划资助项目(N C E T ‐12‐1028);山东省自然科学基金资助重点项目(Z R 2013E E Z 003)0 引言随着汽车行业的快速发展,汽车轻量化和防撞性能的提升成为行业发展的趋势之一㊂超高强度钢在汽车领域的应用,可以在满足轻量化的同时提升汽车安全性能㊂目前,国外已经开始大批量使用含硼热冲压用钢,并且热冲压成形后的零件具有很多优良特性,拥有广阔的应用前景[1‐2]㊂高温成形过程中硼钢的热变形行为和高温本构关系模型在硼钢的数值模拟㊁热冲压成形技术的应用等方面起着重要作用㊂目前,对于金属材料而言,存在两种类型的本构关系㊂一种类型称为唯象模型,该模型并不涉及材料变形的微观机制,并且只考虑宏观变形参数(变形温度㊁应变速率和应变)对流动应力的影响㊂唯象模型只能从实验观察得到数据,缺乏深层次的理论依据及应用范围㊂由于该模型具有容易获得参数的优点,故被广泛采用㊂常见的模型包括J o h n s o n ‐C o o k 方程[3‐5]㊁Z e r i l l i ‐A r m -s t r o n g 方程[6]㊁A r r h e n i u s 方程[7‐8]及V o c e ‐K o c k s 方程[9]㊂另一种类型是基于物理的模型,该模型不仅考虑宏观变形参数,而且考虑高温塑性变形的物理机制,如位错运动㊁位错滑移等㊂与唯象模型相比,基于物理的模型中有更多的参数,所以建立的过程比较复杂,但它具有更高的精确度和更大的适用范围㊂本文利用G l e e b l e ‐1500D 热模拟试验机对硼钢奥氏体试样进行单向拉伸试验,考虑应变量㊁应变速度㊁温度㊁变形强化等因素,在N o r t o n ‐H o f f本构关系的基础上,提出了一种新的模型用于描述硼钢的热力学行为,用构建的本构方程计算硼钢在高温环境下拉伸试验的流动应力,并与B r o -s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型和T o n g ‐W a h l e n 模型进行了对比,验证了预测结果的可靠性㊂1 实验设备及方法利用G l e e b l e ‐1500D 热模拟试验机对厚度为1.6m m 的B 1500H S 试样进行了系列单向热拉伸㊂拉伸试样的结构尺寸及热电偶丝位置如图1所示㊂㊃8791㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.图1 B1500H S热拉伸试样及热电偶焊接位置(T C1,T C2,T C3)试样以16℃/s的速度加热至930℃并保温5m i n以充分奥氏体化,然后以50℃/s的速度冷却至指定温度(850℃㊁800℃㊁750℃㊁700℃㊁650℃㊁600℃㊁550℃),在指定温度下保温10s,恒温下利用G l e e b l e热模拟试验机进行拉伸试验,应变速率ε㊃分别取0.1s-1㊁1.0s-1㊁10s-1,获得不同温度下的拉伸应力应变曲线㊁热电偶测得的温度曲线㊁位移力关系曲线㊂2 修正的N o r t o n‐H o f f模型B r o s i u s等在文献[10]中描述过N o r t o n‐H o f f模型,N o r t o n‐H o f f模型是唯象本构模型的一种,大多数本构模型运用经验分析方法,表达流动应力的应变㊁温度㊁应变速率的相互影响,原N o r t o n‐H o f f模型为σy(εp,ε㊃p,θ)=KεKε㊃Kθ=K e x p(β/θ)εn pε㊃m p(1)其中,εp为应变;ε㊃p为应变速率;n为应变硬化指数;m为应变速率敏感指数;β㊁K为待定系数㊂为了精确地描述原始屈服应力,以及温度θ对Kε㊁Kε㊃的影响,将式(1)的参数n㊁m变为温度的函数, B r o s i u s提出了以下N o r t o n‐H o f f本构模型:σy(εp,ε㊃p,θ)=K(b+εp)n0e x p(-c n(θi-θ0))ε㊃m0e x p(c m(θi-θ0))e x p(β/θ)(2)其中,n0㊁c n㊁m0㊁c m㊁b㊁β为待定系数,θ0为室温,θi 为试验温度㊂图2所示为B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型预测值与实验值的比较,可以发现真实应力‐应变曲线是动态回复型,变形初始阶段,应力随加载的进行而增大,当增大到材料的屈服应力后开始出现塑性流动,当材料出现稳定的亚结构后,流动应力趋于稳定值[11]㊂从图2a可以看出,温度为650℃㊁应变速率为0.1~10s-1时,应变在0~0.3范围内,应力的预测值与实验值相比,预测值偏大,应变在0.45~0.8的范围内预测值曲线呈现上升趋势,而实验曲线趋于稳定,B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型的软化效果不明显㊂从图2b 可以看出,当应变速率为1s-1㊁温度为550℃时,模型的预测值在应变为0~0.1时大于实验值,在应变为0.1~0.3时小于实验值;温度为600℃时,模型应力明显小于实验值;温度为650~850℃㊁应变大于0.45时,B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f 模型软化效果不明显㊂上述分析说明,在大范围的应变条件下,B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型对应变的考虑欠缺,使模型对实验值预测的精确度降低㊂(a)温度为650℃(b)应变速率为1s-1图2 B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型预测值与实验值比较针对B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型在应变较大时软化不明显的缺点,在大应变范围内考虑应变对流动应力的影响,本文提出了一种修正的N o r t o n‐H o f f模型,在B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型的基础上增加了一项e x p(pεp)(p是常数),代表材料的软化行为,p变大,代表软化加剧[12],该修正的N o r t o n‐H o f f模型为σy(εp,ε㊃p,θ)=K(b+εp)n0e x p(-c n(θi-θ0))ε㊃m0e x p(c m(θi-θ0))㊃e x p(β/θ)e x p(pεp)(3)3 模型对比及实验验证3.1 与B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型的比较图3所示为修正的N o r t o n‐H o f f模型拟合结果与B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型拟合结果的对比,由图3a可以看出,温度为650℃㊁各应变速率下,在应变为0~0.15范围内,B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型的曲线与实验曲线相比偏高,而修正后模型的曲线更接近实验曲线㊂当应㊃9791㊃Copyright©博看网. All Rights Reserved.变为0.1㊁应变速率为10s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型与修正后模型的应力分别比实验数据增大12.51%和7.97%;当应变速率为1s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型与修正后模型的应力分别比实验数据增大7.74%和3.44%;应变速率为0.1s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型与修正后模型的应力分别比实验数据增大9.22%和4.91%㊂在应变为0.15~0.5范围内,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型的曲线与实验曲线相比偏低,而修正后模型的曲线更接近实验曲线㊂在应变为0.4情况下,应变速率为10s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型与修正后模型的应力分别比实验数据减小5.02%和1.57%;应变速率为1s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型的应力比实验数据减小1.34%,而修正后模型的应力比实验数据增大2.3%;应变速率为0.1s -1时,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型与修正后模型的应力分别比实验数据减小6.6%和3.12%㊂应变超过0.5以后,B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型应力明显仍在增大,而修正后模型符合原始曲线的趋势趋于平稳㊂如图3b 所示,应变速率为1s -1㊁温度为550~850℃时,修正后模型的拟合效果普遍好于B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 模型,但是在温度为(a )温度为650℃(b )应变速率为1s-1图3 修正的N o r t o n ‐H o f f 模型拟合结果与B r o s i u s提出的N o r t o n ‐H o f f 模型拟合结果对比600℃时,两个方程的拟合效果都不理想,预测值与实验值相比,预测值偏低;温度为850℃时,预测值与实验值相比,预测值偏高,可能是由实验的误差造成的㊂由以上分析可以看出,本文提出的修正的N o r t o n ‐H o f f 本构模型比B r o s i u s 提出的N o r t o n ‐H o f f 本构模型精确度高,对由拉伸试验获得的数据的拟合效果好㊂3.2 与T o n g‐W a h l e n 模型的比较T o n g‐W a h l e n 模型是同时考虑基于物理和经验参数的模型,在Z e n e r ‐H o l l o m o n 参数Z (Z是温度补偿应变速率因子)的基础上,W a h l e n等[13]提出了关于应变速率㊁温度和应力的关系模型:Z =ε㊃pe x p (Q /(R θ))=K σn(4)其中,Q 是变形激活能;R 是摩尔气体常数,R =8.314472J /(m o l ㊃K ),求解式(4)中的σ,得σy =K-1/n [ε㊃e x p (Q /(R θ))]1/n =A [ε㊃e x p (Q /(R θ))]m (5)为了显示应变对流动应力的影响以及回复和再结晶对软化效果的影响,T o n g 等[14]提出了以下模型:σy (εp ,ε㊃p ,θ)=A [ε㊃p ex p (Q /(R θ))]m㊃[1+αe x p (-c (εp -ε0)2)][1-βe x p (-N εn p )](6)式(6)等号右边第2项考虑了回复和再结晶导致的软化效果,增加的第3项(H o c k e t t ‐S h e r b y 型方程)考虑了应变强化效果㊂由于实验数据显示流动应力没有显著减小,故将第2项忽略以简化模型,并且因为随温度增长,应变速率敏感性增大,B u r k h a r d t [15]定义应变速率指数m 为温度的线性函数,T o n g‐W a h l e n 模型为σy =A [ε㊃m 1(θ-θ0)pe x p (m 2Q /(R θ))][1-βe x p (-N εn p )](7)其中,A ㊁m 1㊁m 2㊁β㊁N ㊁n ㊁θ0为待定系数㊂对于B 1500H S ,Q =280k J /m o l ㊂将修正的N o r t o n ‐H o f f 模型与T o n g‐W a h l e n 模型进行比较,如图4所示㊂从图4a 可以看出,温度为750℃㊁应变在0~0.3之间时,T o n g‐W a h l e n 模型的预测值与实验值相比明显偏大㊂例如,当应变为0.1㊁应变速率为0.1s -1时,T o n g‐W a h l e n 模型的应力比实验数据大11.84%,而修正后模型的应力比实验数据小5.78%㊂应变为0.3~0.8时,T o n g‐W a h l e n 模型的预测值与实验值相比明显偏小㊂例如,当应变为0.6㊁应变速率为0.1s -1时,T o n g‐W a h l e n 模型与修正后模型的应力分别比实验数据小11.87%和7.27%㊂从图4b 可以看出,应变速率㊃0891㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.为1s-1时,T o n g‐W a h l e n模型除了在温度为650℃时拟合效果较好以外,其他温度条件下拟合效果都不好,尤其是温度在700~850℃之间时,T o n g‐W a h l e n模型的预测值在应变为0~0.3时的应力预测值远远偏离实验值,比实验值高㊂从以上分析可以看出,修正的N o r t o n‐H o f f模型能较好地弥补T o n g‐W a h l e n模型的缺点,满足实验拟合精度的要求㊂(a)温度为750℃(b)应变速率为1s-1图4 修正的N o r t o n‐H o f f模型拟合结果与T o n g‐W a h l e n模型拟合结果的对比4 结论(1)本文针对硼钢B1500H S热变形行为进行了研究,提出了修正的N o r t o n‐H o f f模型㊂通过与B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型的比较,发现修正后的模型比B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f 模型更接近实验值,偏离实验值的百分比低于B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型,并且修正的模型弥补了B r o s i u s提出的N o r t o n‐H o f f模型在拉伸试验后期应变较大时软化效果不明显的缺点,能更好地与真实应力‐应变曲线进行拟合㊂(2)在真实应力‐应变曲线的基础上,对修正的N o r t o n‐H o f f模型与T o n g‐W a h l e n模型的应力数据进行比较,发现在较大应变范围内,修正的N o r t o n‐H o f f模型比T o n g‐W a h l e n模型更为接近实验数据,尤其是在700~850℃的范围内,修正后模型的拟合效果更好㊂参考文献:[1] 徐虹,沈永波,孟佳,等.热冲压成形车门防撞梁组织和性能研究[J].锻压技术,2011,36(6):24‐27.X u H o n g,S h e n Y o n g b o,M e n g J i a,e ta l.S t u d y o nM i c r o s t r u c t u r e a n d P r o p e r t i e s o f H o t S t a m p i n gD o o rA n t i‐i m p a c tB e a m[J].F o r g i n g&S t a m p i n gT e c h n o l o g y,2011,36(6):24‐27.[2] 徐伟力,艾健,罗爱辉,等.钢板热冲压新技术介绍[J].塑性工程学报,2009,16(4):39‐43.X u W e i l i,A i J i a n,L u o A i h u i,e ta l.I n t r o d u c t i o no fS h e e tM e t a lH o t‐f o r m i n g[J].J o u r n a lo fP l a s t i c i t yE n g i n e e r i n g,2009,16(4):39‐43.[3] J o h n s o nGR,C o o kW H.F r a c t u r eC h a r a c t e r i s t i c s o fT h r e e M e t a l sS u b j e c t e dt o V a r i o u sS t r a i n s,S t r a i nR a t e s,T e m p e r a t u r e sa n dP r e s s u r e s[J].E n g i n e e r i n gF r a c t u r eM e c h a n i c s,1985,21(1):31‐48.[4] 刘丽娟,吕明,武文革.T i‐6A l‐4V合金的修正本构模型及其有限元仿真[J].西安交通大学学报,2013, 47(7):73‐79.L i uL i j u a n,LüM i n g,W uW e n g e.A n I m p r o v e dC o n-s t i t u t i v e M o d e la n d F i n i t eE l e m e n tS i m u l a t i o nf o rM a c h i n i n g T i‐6A l‐4V A l l o y[J].J o u r n a lo fX i’a nJ i a o t o n g U n i v e r s i t y,2013,47(7):73‐79. 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世　界　钢　铁2009年第2期轧钢钢板热冲压新技术关键装备和核心技术徐伟力1,管曙荣2,艾　健1,罗爱辉1(1.宝山钢铁股份有限公司,上海　201900;2.宝钢金属有限公司,上海　200120)摘要:钢板热冲压是一种将先进高强度钢板加热到奥氏体温度后快速冲压,在保压阶段通过模具实现淬火并达到所需冷却速度,从而得到组织为马氏体,强度在1500MPa左右的超高强度零件的新型成形技术。

对钢板热冲压新技术的关键装备、核心技术和优缺点做了系统介绍,并指出了其使用现状和前景。

关键词:热冲压;冷却;淬火0　前言随着国家汽车正碰、侧碰、排放等强制法规的相继推出,汽车车身钢铁用材正面临日益严峻的挑战,采用先进高强钢,如DP钢、T R I P钢、高扩孔钢等也无可争议地成为汽车用材的主流趋势。

通过车身零件减薄和高强的合理匹配,不仅可以有效减轻车身重量,降低油耗,而且可以确保和提高车型的安全性和舒适性。

但对冲压成形工艺而言,减薄和高强是恶化成形性的双重因素,不仅使得车身零件在成形过程中容易开裂,而且容易产生过量回弹,影响车身后续的装配。

另外,减薄和高强对车身零件本身的使用性能,特别是刚度特性会产生不利影响。

对于强度超过1000MPa的高强钢,传统冲压工艺往往是束手无策。

一种新型的成形工艺,特殊高强度钢板的热冲压技术应运而生。

钢板热冲压是另一种获得超高强度冲压件的有效途径,是最近二十多年发展和应用起来的一种新技术。

这种新技术最先由瑞典的Hard Tech公司于20世纪80年代提出,经过二十多年的发展,成功实现产业化批量应用。

这种钢板热冲压新技术和传统意义上的热冲压技术的本质区别在于其不是通过空冷,而是通过布置冷却回路,并通冷却水的模具对零件实现快速淬火冷却,然后得到1500MPa左右甚至更高强度的冲压件。

这种超高强度的冲压件,无论是冷冲压工艺,还是传统意义上的热冲压工艺,都无法实现。

在传统热冲压领域,无论是装备还是核心技术方面,公开发表的文章相对较多,国内也有较多文献报道[1-3]。

超高强度钢板冲压件热成形工艺
单忠德;徐虹
【期刊名称】《汽车工艺与材料》
【年(卷),期】2009(000)004
【摘要】热成形技术是近年来出现的一项专门用于生产汽车高强度钢板冲压件的先进制造技术。

本文介绍了该技术的原理，讨论了材料、工艺参数、模具等热成形工艺的主要影响因素，完成了汽车典型件热成形工艺试验试制，获得了合格的成形件。

检测结果表明，成形件的微观组织为理想的条状马氏体，其抗拉强度、硬度等性能指标满足生产要求。

【总页数】3页(P15-17)
【作者】单忠德;徐虹
【作者单位】机械科学研究总院先进制造技术研究中心;机械科学研究总院先进制造技术研究中心
【正文语种】中文
【中图分类】U4
【相关文献】
1.电流辅助高强钢板热成形工艺数值模拟研究 [J], 李超;王国峰;潘显荣;顾义斌
2.汽车车身冲压件热成形工艺 [J], 章爽滨;胡辉;周凯贤;张国华
3.超高强度钢车身B柱加强板热成形工艺参数多目标优化 [J], 高云凯;邓有志;曹伟
4.超高强度钢板热成形板料温度的解析模型研究 [J], 林建平;孙国华;朱巧红;胡琦;
王立影;田浩彬
5.汽车高强度钢板冲压件热成形技术研究 [J], 谷诤巍;单忠德;徐虹;姜超
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设备管理与维修2016№12超临界技术与循环流化床技术具有其各自优势，两者的结合已成为未来电站锅炉发展的趋势之一。

600MW 超临界大型循环流化床锅炉是将超临界技术和循环流化床技术相结合产生的一种新炉型，兼备了CFB 燃烧技术和SC 蒸汽循环的低成本污染控制和高供电效率的优点，具有热效率高、煤耗低、污染物排放低等特点，环境效益明显。

目前，国外相关研发单位也将超临界循环流化床燃烧技术研究成果严格保密，关键技术与核心参数的获取只能依靠自主研发。

东方电气集团立足自身技术成果，针对锅炉容量和参数的具体特点开展了大量技术攻关工作，在此基础上完全自主开发设计了该型锅炉，形成了设计、制造、运行的完整技术体系，成功实现了锅炉的研究、开发和工程示范，取得了系列原创性成果。

一是研究发现了超高炉膛物料浓度延续性分布规律、双布风板床压不稳定机制、多回路并联流动非均匀性机理及控制方法。

二是建立了水冷壁热流密度二维分布模型、超临界循环流化床条件下水冷壁工质传热及流动阻力关联式、受热面热偏差预测模型。

三是开发了超临界循环流化床的整体布置技术、性能计算方法和设计技术。

该项目实施过程中，获得发明专利33项，实用新型专利60项。

项目成果经中国机械工业联合会和中国电机工程学会组织专家的联合鉴定，专家组认为该项目成果达到了世界领先水平。

600MW 超临界CFB 锅炉在运行中不需另外设置脱硝装置就能满足当时的环保排放标准要求，为此节约脱硝投资成本约3000万元，每年可减少氨消耗量1125t ，节约液氨成本428万元人民币，节约脱硝耗电210328kW ·h 。

通过炉内投入石灰石就可以实现炉内脱硫，还可节约脱硫设备投资成本6000万元。

具有显著的社会效益和经济效益。

热冲压成型技术是一种面向轻量化和增强汽车被动安全需要的新型成型技术。

其产品开发及生产技术长期受国外企业的技术封锁及垄断，国内该项技术研究和成套设备开发能力与国外同行业相比还有一定差距。

热冲压成形中的先进加热技术及设备摘要：热冲压成形技术是汽车工业中常用的零部件加工技术，通过热冲压制造的成形件具有强度高、质量轻等特点。

由此可见，热冲压成形技术可以很好的满足新时期汽车工业对材料轻量化、高强度的技术要求，具有非常广阔的应用前景。

关键词：热冲压成形；加热技术；设备前言热冲压成形技术是一种常见的零件加工方式，尤其在汽车工业中应用最为普遍。

将材料先加热至奥氏体化状态，该状态下钢板材料的塑性较好，强度低，并且具有一定的韧性，然后使用冲压机在模具中进行冲压并淬火，获得相应形状的高强度金属零件。

通过热冲压成形技术获取高强度的冲压件来代替传统的厚钢板，不但可以有效降低零部件自身的重量，而且能大幅度地提升抗拉强度。

1热冲压技术原理热冲压技术是一种将钢板材料加热至奥氏体形态下，快速进行冲压成形，并且通过模具对零件进行淬火冷却，获得强度为1500MPa左右的马氏体成形件。

可以说热冲压技术是将钢板材料由奥氏体向马氏体转化的过程。

奥氏体（Austenite）是钢铁的一种层片状的显微组织，该状态下的钢板材料ɣ-Fe中固溶少量碳的无磁性固溶体，因此也称为沃斯田铁或者ɣ-Fe。

马氏体（Martensite）是黑色金属材料的一种组织名称，是碳在α-Fe中的过饱和固溶体。

马氏体和奥氏体的不同在于，马氏体是体心正方结构，奥氏体是面心立方结构。

奥氏体向马氏体转变仅需很少的能量，因为这种转变是无扩散位移型的，仅仅是迅速和微小的原子重排。

马氏体的密度低于奥氏体，所以转变后体积会膨胀。

相对于转变带来的体积改变，这种变化引起的切应力、拉应力更需要重视。

热冲压成形技术可以分直接冲压和间接冲压两种形式，其中直接冲压是将钢板材料加热至奥氏体后，直接传送至模具上冲压，模具表面有冷却通道，可以在钢板材料冲压的过程中进行淬火冷却，获得马氏体成形件。

间接冲压则是钢板材料先进行冷冲压，然后再加热成奥氏体进行淬火和校准，确保成形材料强度达到1500MPa的马氏体。

(19)中华人民共和国国家知识产权局(12)实用新型专利(10)授权公告号 (45)授权公告日 (21)申请号 201920235725.7(22)申请日 2019.02.25(66)本国优先权数据201910085194.2 2019.01.29 CN(73)专利权人 苏州普热斯勒先进成型技术有限公司地址 215300 江苏省苏州市昆山市周市镇横长泾路519号(72)发明人 安健　李浩　王波　毛瑛杰　沈荣　(74)专利代理机构 苏州隆恒知识产权代理事务所(普通合伙) 32366代理人 周子轶(51)Int.Cl.B21D 22/02(2006.01)B21D 37/16(2006.01)B21D 43/11(2006.01)B21D 43/22(2006.01)(ESM)同样的发明创造已同日申请发明专利 (54)实用新型名称一种无氧化加热的热冲压生产线(57)摘要本实用新型公开了一种无氧化加热的热冲压生产线，包括压机、分别设置于压机两侧的上料系统和出料系统、与上料系统配合的坯料定位系统、对称设置于上料系统两侧的第一无氧化加热系统和第二无氧化加热系统、拆垛系统；上料系统用于对无氧化加热系统和压机进行上料；坯料定位系统用于对加热后的坯料进行定位；第一无氧化加热系统和第二无氧化加热系统分别包括旋转台和设置于旋转台上的两个多炉膛无氧化加热炉且两个多炉膛无氧化加热炉的炉门相背设置，转台能转动以使其上的两个多炉膛无氧化加热炉的炉门交替朝向上料系统。

本生产线实现坯料完全无氧化加热；使用炉体旋转技术满足生产节拍同时大幅度减少高温坯料在大气环境下停留的时间及坯料的温降。

权利要求书2页 说明书7页 附图5页CN 209792358 U 2019.12.17C N 209792358U权　利　要　求　书1/2页CN 209792358 U1.一种无氧化加热的热冲压生产线，其特征在于，包括压机、设置于所述压机一侧的上料系统、设置于所述压机一侧并与所述上料系统配合的坯料定位系统、设置于所述压机另一侧的出料系统、设置于所述上料系统一侧的第一无氧化加热系统、位于所述上料系统另一侧并与所述第一无氧化加热系统对称设置的第二无氧化加热系统、设置于所述上料系统远离所述压机一侧的拆垛系统；所述上料系统用于将经由所述拆垛系统分张后的坯料放入所述第一无氧化加热系统或所述第二无氧化加热系统中加热，所述坯料定位系统用于对加热后的坯料进行定位，所述上料系统还用于将经由所述坯料定位系统定位后的坯料放入所述压机中；所述第一无氧化加热系统和所述第二无氧化加热系统分别包括旋转台和设置于所述旋转台上的两个多炉膛无氧化加热炉，每一旋转台上的两个多炉膛无氧化加热炉的炉门相背设置，所述旋转台能转动以使得其上的两个多炉膛无氧化加热炉的炉门交替朝向所述上料系统。