热冲压淬火顺序对QP1180/22MnB5钢激光拼焊接头组织与力学性能的影响

Effect of hot press forming quenching sequence on microstructure and mechanical properties of QP1180/22MnB5 laser tailor welded joints

摘要

QP1180淬火-配分钢和22MnB5热冲压成形钢是两种主要的汽车轻量化材料，QP1180是1.2 GPa的冷成形钢，而22MnB5是1.5 GPa的热冲压成形钢，该钢需经过热冲压才能获得高强度。汽车制造中经常采用这两种材料并进行连接。为研究这两种超高强度钢板的焊接接头性能，采用将QP1180与22MnB5先激光拼焊再热成形淬火以及先将22MnB5热成形淬火再进行激光拼焊两种方式，通过体式显微镜、扫描电子显微镜、单向拉伸实验和维氏硬度测试等手段，对比先淬火热成形再焊接及先焊接再热成形淬火激光拼焊接头组织和性能差异。结果表明：先激光拼焊再热成形淬火的接头与先热成形淬火再激光拼焊的接头相比，前者焊接接头抗拉强度较后者抗拉强度提高了20.7%，断后伸长率提高了90.3%，硬度提高了140%，焊接接头两侧未出现软化现象，软化区组织从原来的马氏体+铁素体转变为细小的马氏体，抗拉强度、断后伸长率和硬度均比焊前热成形淬火时有所提高，这些性能的提高可提升构件的成形性和使用性。

Abstract

QP1180 quenching-partitioning steel and 22MnB5 hot press forming（HPF） steel are two main lightweight materials for automobiles. QP1180 is a 1.2 GPa cold forming steel， while 22MnB5 is a 1.5 GPa HPF steel， which needs to undergo HPF to obtain high strength. These two materials are often used in automobile manufacturing and need to be connected. To investigate the properties of the welded joints of these two ultra-high strength steel plates， two approaches are employed： first， laser tailor welding of QP1180 and 22MnB5 followed by HPF quenching； and second， the steel of 22MnB5 is HPF quenching and then laser tailor welding. The differences in microstructure and mechanical properties of the laser tailor welded joints before and after HPF quenching are compared by using optical microscopy（OM）， scanning electron microscopy（SEM）， uniaxial tensile test and a Vickers hardness test. The results show that compared to joints made by HPF quenching first then laser tailor welding， joints made by laser tailor welding first then HPF quenching exhibit a 20.7% increase in tensile strength， 90.3% increase in elongation after fracture， and 140% increase in hardness. No softening occurs on either side of the welded joint， and the microstructure in the softening zone transforms from the original martensite+ferrite to fine martensite. The tensile strength， elongation after fracture， and hardness all increase compared to the pre-welding HPF quenched state. The enhancement of these properties can improve the formability and serviceability of the components.

Graphical abstract

关键词

先进高强钢 / 激光拼焊 / 热冲压成形 / 力学性能 / 微观组织

Key words

advanced high strength steel / laser tailor welding / hot press forming / mechanical property / microstructure

近年来，随着我国新能源汽车技术的迅速发展，车辆轻量化需求比燃油车更迫切^［1-3］。实现汽车轻量化的主要途径：一是结构轻量化设计；二是广泛使用轻量化材料；三是采纳前沿的制造技术^［4-9］。热冲压成形作为一种轻量化生产手段，其工艺流程为将钢板加热至奥氏体化温度并保持一段时间，之后在热压模具中完成成形与淬火，实现工艺整合，该技术可显著提升成形件的力学性能，广泛应用于汽车工业^［10-12］。淬火-配分（quenching and partitioning， QP）钢，也称淬火延性钢，是经过淬火处理和碳配分处理后具有优异的强度、塑性和耐磨性的第三代先进高强钢的典型代表^［13-18］。而热冲压成形（hot press forming，HPF）钢是一种通过热冲压成形获得超高强度的先进超高强度硼钢，在退火状态下，HPF钢的抗拉强度在600 MPa左右，而热冲压成形后的HPF钢，其抗拉强度可高达1500 MPa及以上，其断后伸长率也可达到5%~8%^［19-22］。以上两种钢是汽车用钢中典型的轻量化材料，在汽车制造中具有广泛的应用。但这两种钢均具有复杂的合金体系，在制造过程中经历了特殊的热处理和控轧控冷工艺过程，因此这些超高强度钢经历焊接加热和快冷后，接头系数通常都有所降低，并且热影响区还会出现严重的软化问题从而影响生产应用。

针对以上问题，部分专家学者针对其激光焊接性进行了大量研究^［23-27］。Zhao等^［24］研究了激光输出功率对QP980/22MnB5异种钢焊接接头组织与力学性能的影响，研究发现激光输出功率的改变会影响到焊接接头的断裂位置，当功率为1.8 kW和2.0 kW时，拉伸断裂发生在QP980母材（base metal，BM）处，而当激光功率达到2.2 kW时，断裂在22MnB5侧热影响区的软化区，随着激光功率的进一步提高，焊接接头最弱区域位于焊缝金属区。Jia等^［25］研究了焊接速度对22MnB5/QP980异种高强钢激光拼焊接头性能的影响，发现焊接速度对组织的影响不大，但对焊缝几何形态及软化区尺寸的影响较明显，软化区尺寸过大或未焊透等都可能成为拼焊接头早期失效的直接原因。孙逸铭^［27］研究了热输入对接头宏观成形、界面组织演变规律及接头力学性能的影响，发现22MnB5钢先热冲压后再焊接，在拼焊板22MnB5钢侧的热影响区出现严重的回火软化区，并且随着激光输出功率的提高，回火区宽度与回火程度均增加。综上可知，采用22MnB5先热冲压淬火后再与其他高强钢进行焊接，并通过改变工艺参数的方式难以有效改善超高强度钢焊接接头的软化问题。

在汽车制造领域，热冲压技术用于制造高强度轻量化部件主要采用两种不同的生产流程：第一种是将热冲压后的部件进行激光焊接，第二种则是先对上一道成形工序上的坯料进行激光焊接，之后再进行热冲压成形^［28-31］。第一种方法可能会导致焊接接头热影响区的马氏体发生回火，进而引起该区域的软化^{［25，28-29］}。与此相反，第二种方法能够显著减少热影响区软化的风险，因此，它已经成为制造热成形钢拼焊件的主流技术。本工作针对汽车制造中应用的两种热冲压成形方法下获得的拼焊接头的组织和性能进行研究。两种成形方式分别为：第一种方式是先将冷轧态的QP1180与22MnB5进行激光拼焊，之后再对其整体热冲压成形淬火；第二种方式是先将22MnB5热冲压成形淬火，之后再将淬火后的22MnB5与QP1180进行激光拼焊，通过对比两种成形方式下获得的焊接接头的组织和性能，分析热冲压淬火顺序对拼焊板接头组织和性能的影响。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

汽车生产中通常会采用不同成分、不同强度以及不同厚度的材料进行拼焊，为模拟汽车某部件的生产实况，本研究所用材料为1.4 mm厚的22MnB5热冲压成形钢和1.6 mm厚的QP1180淬火-配分钢，供货状态均为冷轧态，实验材料主要化学成分与力学性能分别如表1和表2所示。QP1180钢由马氏体（M）、铁素体（F）以及微量的残余奥氏体（R_A）组成，M呈网状分布在F基体上；R_A均匀分布在晶界上，体积分数约为5.5%，其微观形貌如图1（a）所示，R_A分布如图1（b）所示（图中绿色块状为R_A）；22MnB5钢为均匀分布的铁素体和粒状珠光体（P），粒状珠光体沿轧制方向呈条带状分布，其微观组织如图1（c）所示；热冲压成形淬火后的22MnB5钢全部为马氏体，如图1（d）所示。

1.2 实验方法

激光拼焊设备为配备Kuka6机器手臂的RFL-C6000光纤激光器。焊接实验前，采用线切割设备将QP1180钢和22MnB5钢裁切成100 mm×200 mm试块，采用对接方式进行激光焊接。采用激光输出功率2.6 kW，焊接速度21 mm/s，离焦量0 mm，气体保护流量20 L/min的激光焊接工艺参数制备焊接试样^［31］。用QP1180/22MnB5_hot表示22MnB5先热冲压淬火后拼焊，QP1180/22MnB5_cold表示22MnB5为冷轧态，即先拼焊再热冲压淬火，焊后对试样进行外观检查，观察试样是否完全焊透，焊缝表面是否平整光滑，是否有明显的咬边、裂纹、夹渣等缺陷。

采用KSL-1200X型高温箱式电阻炉和金属平板模具进行热冲压淬火实验，对22MnB5冷轧板和QP1180-22MnB5_cold激光拼焊板进行热冲压淬火。根据生产实际及课题组前期实验数据，热冲压方向与拉伸试样的加工方向垂直，选用的热冲压工艺参数如下：加热温度为950 ℃，保压压力为5 MPa，保压时间为300 s，冲压速度为5 mm/s^［31］。

对QP1180/22MnB5_hot和QP1180/22MnB5_cold两种焊接接头截取10 mm×15 mm的横截面样品，对样品经过镶嵌、砂纸打磨和绒布抛光处理后使用4%（体积分数）硝酸酒精溶液进行腐蚀，以便观察其微观结构。采用SZ680连续变倍体式显微镜（OM）和JSM-6510LV型扫描电镜（SEM）对焊接接头的宏观形貌与微观特征进行观察分析；之后利用赛默飞Apreo 2扫描电镜配备的EBSD技术，分析焊接接头各区域的晶粒取向、晶界分布和物相等参数。硬度测试根据GB/T 2654—2008进行，使用MH-5维氏硬度计对焊接接头横截面硬度进行测量。测试过程中，样品需与水平面保持平行，从焊缝中心向热影响区（HAZ）和母材（BM）区打点，以获取硬度分布数据。硬度测试中加载载荷为4.9 N，保载时间为15 s，测试点间距为0.15 mm。拉伸测试则依据GB/T 2651—2008进行，试样形状及尺寸如图2所示，焊缝位于试样中心。使用CMT5205液压拉伸机，以2 mm/min的速率进行单向拉伸，每组工艺参数取3个试样的平均值作为拉伸性能值。

2 实验结果及分析

2.1 焊接接头宏观形貌

图3为QP1180/22MnB5_hot和QP1180/22MnB5_cold两种焊接接头宏观形貌对比图。可以看出，两种状态下焊接接头组织分布存在明显差异，且在整个焊接接头横截面没有明显的焊接缺陷。焊前热冲压淬火焊接接头（图3（a））焊缝上、下表面的尺寸分别为2.09、1.52 mm；焊后热冲压淬火焊接接头（图3（b））焊缝上、下表面的尺寸分别为2.13、1.55 mm，与焊前相比有所增加。图3（a）中的a~e为QP1180/22MnB5_hot焊接接头QP1180侧各亚区组织分布，f为焊缝金属区，g~k为接头22MnB5侧各亚区组织分布。整个焊接接头分区明显，由11个不同组织的亚区组成，从左到右依次为QP1180侧母材区（BM）、亚临界热影响区（subcritical heat-affected zone，SCHAZ）、临界热影响区（intercritical heat-affected zone，ICHAZ）、细晶区（fine-grained heat-affected zone，FGHAZ）、粗晶区（coarse-grained heat-affected zone，CGHAZ）、焊缝金属区（weld metal zone， WMZ）以及22MnB5侧粗晶区、细晶区、临界热影响区、亚临界热影响区和22MnB5侧母材区；而QP1180/22MnB5_cold焊接接头亚区较少，从左到右分别为QP1180的母材区（A）、HAZ（B）、焊缝金属区（C）及22MnB5侧的HAZ（D）和母材区（E），如图3（b）所示。从整个焊接接头横截面宏观形貌看，焊后热冲压淬火态的横截面区域与焊前热冲压淬火态的拼焊接头相比，存在明显差异，焊前热冲压成形的接头有11个亚区，而焊后热冲压成形的接头只有5个亚区，该分区结果与文献报道^{［30，32］}相一致，即焊前热冲压成形的接头亚区数量与焊后热冲压成形的接头亚区数量存在明显差异。

2.2 焊接接头微观组织

本课题组前期研究^［31］已对焊后热冲压接头组织及性能进行了系统性表征，本研究则重点对22MnB5钢焊前热冲压淬火与焊后热冲压淬火拼焊接头的组织与性能进行对比分析。图4为焊前与焊后热冲压淬火焊缝金属区的微观组织形貌，由图4可见，两种方式的焊缝金属区均由板条马氏体组成，但焊前热冲压淬火板条束的束条间距较大，板条束较长；而焊后热冲压淬火板条束较短，束条间距较小，晶粒更加细小。通过EBSD中的晶粒大小分析发现，焊后热冲压淬火焊缝金属区最大晶粒尺寸为6.24 μm，最小晶粒尺寸为0.21 μm，平均晶粒尺寸为0.71 μm，如图4（c-1）所示；而焊前热冲压淬火的最大晶粒尺寸为17.19 μm，最小晶粒尺寸同样为0.21 μm，平均晶粒尺寸为0.8 μm，如图4（c-2）所示。焊后与焊前热冲压淬火相比，最大晶粒尺寸减小了10.95 μm，而平均晶粒尺寸仅减小了0.09 μm，说明焊后热冲压淬火焊缝金属区的晶粒更细更均匀，晶界也更多，其综合性能更好。

图5为焊前与焊后热冲压淬火态QP1180侧热影响区的组织形貌，焊前热冲压淬火态焊接接头QP1180侧热影响区（图5（a）~（d））亚区较多，包括亚临界热影响区、临界热影响区、细晶区以及粗晶区4个组织形态不同的分区，亚临界热影响区主要由回火马氏体、铁素体和少量残余奥氏体组成；临界热影响区则以块状马氏体和铁素体为主；细晶区与粗晶区均显示出板条马氏体的特征，该部分在本课题组前期研究^［31］中已进行了系统性表征。焊后热冲压淬火处理导致QP1180侧热影响区（图5（e））的微观组织发生了显著变化，所有亚区的组织在热冲压加热过程中均转变为完全奥氏体，冷却后原有的马氏体、铁素体和残余奥氏体均转变为板条马氏体和贝氏体，并且以组织区分的亚区界限消失。

图6为QP1180/22MnB5_hot与QP1180/22MnB5_cold焊接接头QP1180侧热影响区微观组织EBSD图，图6（a）~（d）为焊前热冲压淬火焊接接头QP1180侧热影响区不同亚区的IPF图；图6（e）为焊后热冲压淬火QP1180侧完全淬火区的IPF图；通过IPF图可以看出，焊前热冲压淬火QP1180侧热影响区的微观组织晶粒尺寸变化较大，从QP1180侧亚临界热影响区到粗晶区，平均晶粒尺寸逐渐增大。如图6（a）所示，在亚临界热影响区，平均晶粒尺寸为0.63 μm，与母材基本一致；如图6（b）所示，在临界热影响区，平均晶粒尺寸比亚临界热影响区有所增大，为0.71 μm，部分组织发生相变转化为较粗大的马氏体，但最大晶粒尺寸减小，这是因为在焊接过程中部分晶粒发生细化，使最大晶粒尺寸从9.39 μm下降到7.53 μm，即该区域的晶粒均匀度较好；而在细晶区和粗晶区，平均晶粒尺寸继续增大，分别为1.66 μm和1.90 μm，最大晶粒尺寸分别为9.05 μm和22.94 μm，最小晶粒尺寸均为0.71 μm；粗晶区的最大晶粒比细晶区大13.89 μm，而平均晶粒尺寸只相差0.24 μm，由此可见，粗晶区的晶粒均匀性较差，尺寸分布广、变化范围大，如图6（c），（d）所示；经过先焊接后热冲压的QP1180侧热影响区平均晶粒尺寸为0.8 μm，最大晶粒尺寸仅为10.35 μm，最小晶粒尺寸为0.21 μm，平均晶粒尺寸和最大晶粒尺寸均小于QP1180/22MnB5_hot粗晶区与细晶区的晶粒尺寸，由此可见，焊后对整个接头进行热冲压淬火，晶粒整体得到了细化，如图6（e）所示，不同亚区平均晶粒尺寸统计见图6（f）。

图7为焊前与焊后热冲压淬火22MnB5侧热影响区微观组织。图7（a）~（d）为焊前热冲压焊接接头热影响区各亚区组织形貌，其中图7（a）为亚临界热影响区，其组织由铁素体和回火马氏体组成，铁素体含量明显高于马氏体，且铁素体均匀分布在回火马氏体两侧；图7（b）为临界热影响区，其组织由少量的铁素体和马氏体组成，与亚临界热影响区相比，马氏体含量明显增多；图7（c）和7（d）分别为粗晶区和细晶区组织形貌，这两个区域与QP1180侧粗晶区和细晶区组织一致，均由马氏体和少量贝氏体的混合组织组成；图7（e）为焊后热冲压淬火22MnB5侧热影响区组织形貌，由于热冲压加热温度超过A_c3，形成了完全淬火区，其组织由细小的马氏体组成，这与王敏等^［32］的研究结果一致，焊前热影响区的组织包含铁素体、马氏体和贝氏体，而焊后热影响区只有马氏体。

图8为焊前和焊后热冲压拼焊接头22MnB5侧热影响区EBSD图，可以看出，22MnB5侧热影响区晶粒尺寸与QP1180侧热影响区存在相似的规律。在亚临界热影响区最大晶粒尺寸为7.38 μm，在临界热影响区最大晶粒尺寸减小到4.2 μm，细晶区和粗晶区的最大晶粒尺寸分别为8.86 μm和16.38 μm；从亚临界热影响区到粗晶区的平均晶粒尺寸分别为0.76、0.65、0.75、0.77 μm，而焊后热冲压淬火22MnB5侧热影响区形成的完全淬火区平均晶粒尺寸为0.8 μm，最大晶粒尺寸为14.43 μm，其晶粒尺寸略大于焊前淬火热影响区其他亚区晶粒尺寸，如图8（e）所示。

2.3 焊接接头力学性能测试

2.3.1 拉伸性能及断口分析

图9为焊前与焊后热冲压淬火QP1180-22MnB5激光拼焊板拉伸性能对比图，可以看出，焊前热冲压淬火态拼焊板的抗拉强度为1201 MPa，断后伸长率为4.04%，而焊后热冲压淬火态拼焊板的抗拉强度为1450 MPa，断后伸长率为7.69%。通过对比可知，焊后热冲压淬火与焊前热冲压淬火相比，抗拉强度与断后伸长率均得到了提升，抗拉强度提高了20.7%，断后伸长率提高了90.3%。焊后热冲压淬火在拉伸力学性能方面比焊前热冲压淬火更加优异，焊接接头具有较高的强度与延展性，这与王敏等^［32］的研究结果一致，他们同样通过先焊接后热成形的方式，使得抗拉强度和断后伸长率均有所提高。

图10为焊前与焊后热冲压淬火QP1180-22MnB5试样表面采用数字图像相关（digital image correlation，DIC）技术获得的应变图谱，该图谱直观体现了材料从弹性到塑性再到断裂的力学行为。图10（a）所示为焊前热冲压淬火试样表面DIC应变图谱，从应力-应变曲线上a、b、c、d、e、f 6个点所对应的DIC应变分布发现，弹性阶段a点以及强化阶段b~d点均为均匀变形，而在颈缩阶段e、f点呈现出变形不均匀特征，局部变形较大，最终应力主要集中在焊缝区。而在焊后热冲压淬火试样表面DIC应变图谱（图10（b））中，可以看出弹性阶段a、b点为均匀变形，从强化阶段c点开始出现局部变形特征，到颈缩阶段e、f点局部变形更显著，最终应力主要集中在22MnB5侧母材区。而从二者形成的拉伸断裂位置分析，焊前热冲压淬火拉伸断裂发生在22MnB5侧亚临界热影响区，如图11（a）所示，这是由于亚临界热影响区接头软化严重，硬度最低，导致此处在拉伸过程中发生断裂失效；而焊后热冲压淬火试样在断裂时没有明显的塑性变形，断口与拉应力方向成45°角，主要断裂区域位于22MnB5侧母材区，如图11（b）所示。焊前热冲压淬火态断口表面由不同深度的韧窝组成，存在撕裂棱，属于典型的韧性断裂，如图11（c）所示；而焊后热冲压淬火拉伸断裂发生在22MnB5侧母材区，拉伸试样断口形貌也属于韧性断裂，如图11（d）所示。

2.3.2 硬度分布

图12为焊前与焊后热冲压淬火焊接接头横截面硬度分布，焊前热冲压淬火焊接接头硬度呈现“M”形分布，焊接接头横截面硬度分布整体呈现出中间分布较均匀，两侧严重下降的分布趋势，即在接头两侧均存在严重的软化区，QP1180侧软化区的硬度最低为330.5HV，软化区宽度为0.45 mm，22MnB5侧软化区硬度最低为299.5HV，且在22MnB5软化区硬度下降幅度显著大于QP1180侧，软化区宽度高达1.05 mm；焊缝区平均硬度为475HV，接近22MnB5母材区的硬度，与焊后热冲压淬火相比，焊缝区平均硬度仅仅达到焊后热冲压淬火的84.1%；焊接接头硬度最高值出现在QP1180侧细晶区，硬度最高为513.1HV。而焊后热冲压淬火硬度在整个横截面上分布比较均匀，没有明显的软化现象，该结果与文献报道^［30-31］相一致，由于热冲压淬火后QP1180侧马氏体含量增加，22MnB5侧组织由珠光体和铁素体转变为板条马氏体，因此，整个焊接接头横截面平均硬度在525HV左右，较焊前热冲压淬火接头横截面平均硬度提升了140%。

由以上分析可知，22MnB5热冲压顺序对焊接接头性能具有较大影响，即先激光拼焊再热成形淬火的接头与先热冲压再激光拼焊的接头相比，显示出更为优异的力学性能。从机理上分析，先热成形后激光拼焊，从微观组织的角度看，由于22MnB5是热冲压成形钢，板材经历热成形淬火后，原始组织中能够提高金属材料塑韧性的铁素体和珠光体经历奥氏体转变后，在快速冷却过程中，全部转变为具有高强度和高硬度的马氏体，这使得材料的强度和硬度大幅度提高，而塑性和韧性大幅度下降，在之后焊接过程中的热循环作用下，淬火后的马氏体根据热循环加热峰值温度及冷却速度不同，会转变为回火马氏体、贝氏体以及铁素体等，这些组织的硬度均低于马氏体的硬度，因此淬火后的22MnB5侧焊接热影响区会出现严重的软化问题，已被众多研究证实，如孙逸铭^［27］对不同激光功率条件下获得的22MnB5/QP980异种钢激光拼焊接头进行分析时，发现通过先热成形后焊接的方式获得的22MnB5/QP980异种钢焊接接头，在22MnB5钢一侧热影响区中出现回火软化区；王铎^［33］研究得出在不同工艺参数条件下，22MnB5激光自熔焊焊接接头在回火区均出现软化现象。而QP1180钢焊接后也存在同样的软化问题，如李学军等^［34］研究发现在不同焊接参数下，QP1180薄板激光焊接由于回火区的马氏体转变为回火马氏体，导致回火区出现软化现象；同样朱天才等^［35］也得出不同热输入下QP1180钢激光焊接接头存在软化区域。热影响区的软化会导致焊接接头力学性能下降，这是由于焊接接头整体性能呈现非均匀性，在单向拉伸过程中，软化区和硬化区变形不协调导致拉伸变形不均匀，从而使得焊接接头的抗拉强度和断后伸长率下降，这已在本课题组的前期研究^［36］中得到验证。而先激光拼焊后热成形，相当于对板材进行了一次整体热处理，从上述分析可知，这种成形方式获得的焊接接头组织与先热冲压再激光拼焊相比更加细小及均匀化；且焊接接头横截面硬度分布均匀，消除了软化现象。因此，在拉伸变形过程中，整个焊接接头变形一致，从而使得抗拉强度和断后伸长率均获得提高。

3 结论

（1）焊前热冲压淬火焊接接头的抗拉强度为1201 MPa，断后伸长率仅为4.04%，断裂失效发生在22MnB5侧的亚临界热影响区；焊后热冲压淬火的抗拉强度为1450 MPa，断后伸长率为7.69%，断裂发生在22MnB5侧母材区，焊后热冲压淬火的焊接接头比焊前热冲压淬火的抗拉强度提高了20.7%，断后伸长率提高了90.3%。

（2）焊前热冲压淬火拼焊接头横截面组织变化较大，整个横截面由11个不同组织的亚区组成；而焊后热冲压淬火拼焊接头横截面组织差异较小，焊接接头横截面仅由5个不同组织的亚区组成。

（3）焊前热冲压淬火焊接接头22MnB5侧亚临界热影响区和临界热影响区均由铁素体和回火马氏体组成，区别在于铁素体的含量不同，粗晶区和细晶区均由马氏体和少量贝氏体组成，焊缝金属区由板条马氏体组成；而焊后热冲压淬火焊缝金属区和热影响区均由马氏体组成。

（4）焊前热冲压淬火拼焊接头横截面硬度在两侧母材的热影响区均存在软化区，QP1180侧软化区的硬度最低为330.5HV，22MnB5侧软化较严重，硬度低至299.5HV，软化区均位于亚临界热影响区。焊后热冲压淬火拼焊接头横截面硬度分布均匀，且整体硬度均高于焊前热冲压淬火拼焊接头硬度，与焊前淬火的平均硬度相比提高了140%。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(51175374)

中央引导地方科技发展专项基金(2019ZYYD023)

先进焊接与连接国家重点实验室开放课题基金(AWJ-23M25)

湖北省教育厅青年基金(Q20231808)

湖北省科技厅联合基金(2025AFD233)