DP980高強鋼動態(tài)拉伸力學行為

田文揚，劉 奮，韋春華，夏衛(wèi)生，楊云珍,2

(1 華中科技大學 材料成形與模具技術(shù)國家重點實驗室，武漢 430074；2 武漢理工大學 汽車工程學院，武漢 430070)

DP980高強鋼動態(tài)拉伸力學行為

田文揚1，劉 奮1，韋春華1，夏衛(wèi)生1，楊云珍1,2

(1 華中科技大學 材料成形與模具技術(shù)國家重點實驗室，武漢 430074；2 武漢理工大學 汽車工程學院，武漢 430070)

對比分析DP980高強鋼在應(yīng)變速率10-3～103s-1范圍內(nèi)的動態(tài)拉伸實驗結(jié)果，研究其力學行為以及斷裂模式特點。結(jié)果表明：應(yīng)變速率從準靜態(tài)(10-3s-1)增加至100s-1過程中，強度基本保持不變，塑性下降了7.5%；應(yīng)變速率從100s-1增加至103s-1過程中，強度不斷增大，而塑性在100～102s-1范圍內(nèi)上升14%，隨后在102～103s-1范圍內(nèi)下降了24.7%；應(yīng)變速率敏感系數(shù)m始終隨應(yīng)變速率的增加而升高。變形過程中，位錯增殖強化和加速阻力是強度上升的主要原因。塑性變形集中在鐵素體中，微孔裂紋主要沿馬氏體/鐵素體交界擴展。試樣沿厚度方向上的宏觀斷口，在應(yīng)變速率小于101s-1時呈“V”形杯錐狀，在應(yīng)變速率高于101s-1時則是與拉伸方向成約45°的純剪切型。

雙相高強鋼；動態(tài)拉伸；應(yīng)變速率；力學行為；斷口形貌

汽車輕量化作為汽車工業(yè)實現(xiàn)節(jié)能減排的重要手段之一受到了廣泛關(guān)注[1,2]。目前，先進高強鋼(Advanced High Strength Steel，AHSS)能夠在滿足汽車安全與舒適性的前提下減少鋼材使用量，降低車重，實現(xiàn)節(jié)能減排。業(yè)已證明車身質(zhì)量每降低10%，油耗可減少6%～8%[1]。因此，AHSS成為了近年來的研究熱點[2-5]。雙相鋼作為AHSS的一種，具有強度高、延展性好以及抗碰撞性能強等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于制造車身零部件[6,7]。在美國超輕鋼車體計劃——先進車概念項目中，雙相鋼使用量約占車身材料總重的74%[1,4]。

目前，國內(nèi)外針對雙相鋼的研究報道多集中在其化學成分、生產(chǎn)工藝以及組織結(jié)構(gòu)[8-11]，對于其力學性能的探討大多是在靜態(tài)或準靜態(tài)下進行，而在動態(tài)載荷下的性能變化規(guī)律少有報道[12,13]。車身零部件在沖壓生產(chǎn)工序中的應(yīng)變速率約為10-1～101s-1，而在汽車碰撞過程中，應(yīng)變速率可達到102～103s-1[14]。應(yīng)變速率的改變對金屬的塑性變形有著重要的影響[15,16]，如強度、塑性、硬化指數(shù)等力學參數(shù)的改變。因此，仍需深入研究其動態(tài)力學行為。

為此，本工作針對DP980雙相高強鋼進行單向動態(tài)拉伸實驗，對比分析其在不同應(yīng)變速率下的力學性能和變形行為，以期為汽車結(jié)構(gòu)件的設(shè)計和加工成形、汽車服役安全性能評價提供理論依據(jù)。

1 實驗材料與方法

實驗材料為1.4mm厚DP980鋼板，其主要化學成分如表1所示，拉伸試樣尺寸示意圖如圖1所示。低速拉伸實驗(應(yīng)變速率為10-3～10-1s-1)在QJ-211型萬能試驗機上進行，高速拉伸實驗(應(yīng)變速率為10-1～103s-1)在Zwick HTM 5020高速動態(tài)拉伸試驗機上進行，拉伸方向為軋制方向。使用OLYMPUS GX金相顯微鏡、激光掃描共聚焦顯微鏡、掃描電子顯微鏡(SEM)觀察微觀組織和斷口形貌。

表1 DP980鋼的化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)

圖1 拉伸試樣尺寸示意圖Fig.1 Schematic diagram of tensile specimen

2 結(jié)果與分析

2.1 顯微組織

DP980鋼的微觀組織如圖2所示。可知其主要由鐵素體(F)和馬氏體(M)組成。鐵素體為基體相，作為強化相的馬氏體以島狀分布，使得DP980鋼具有很高的強度，同時也具有良好的塑性。

圖2 DP980鋼的微觀組織Fig.2 Microstructure of DP980 steel

2.2 拉伸性能

圖3為DP980鋼在不同應(yīng)變速率下的拉伸性能。由圖3(a)可知，在應(yīng)變速率10-3～100s-1范圍內(nèi)，DP980鋼的抗拉強度和屈服強度基本保持不變，應(yīng)變速率為100s-1時的抗拉強度和準靜態(tài)(10-3s-1)相比僅增加了1.8%，表現(xiàn)出低的應(yīng)變速率敏感性。當應(yīng)變速率超過100s-1之后，抗拉強度和屈服強度隨應(yīng)變速率的增大開始升高，且升高幅度較為明顯。應(yīng)變速率為103s-1時，抗拉強度和屈服強度與準靜態(tài)相比分別增加了37.6%和27.8%。因此，高應(yīng)變速率下材料存在明顯的強化，表現(xiàn)出較強的應(yīng)變速率敏感性。

圖3 不同應(yīng)變速率下DP980鋼的拉伸性能(a)應(yīng)力-應(yīng)變速率；(b)斷后伸長率-應(yīng)變速率Fig.3 Tensile properties of DP980 steel at various strain rates(a)stress-strain rate;(b)elongation-strain rate

采用試樣斷后伸長率來反映材料的塑性，如圖3(b)所示。應(yīng)變速率從準靜態(tài)增加至100s-1過程中，塑性下降了7.5%。而從100s-1增加至103s-1過程中，塑性表現(xiàn)出先升后降的趨勢，即：在100～102s-1范圍內(nèi)塑性不斷上升，當應(yīng)變速率為102s-1時塑性達到峰值，此時試樣的斷后伸長率為22.06%，增幅為14%。隨后在102～103s-1范圍內(nèi)，塑性降低了24.7%。這表明在高應(yīng)變速率范圍內(nèi)，材料內(nèi)部變形機制可能受到了影響，從而使塑性產(chǎn)生了較大波動。

2.3 DP980應(yīng)變速率敏感系數(shù)及強化機制

圖4為不同應(yīng)變速率下DP980鋼的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線。采用材料的應(yīng)變速率敏感系數(shù)m來反映材料強度對應(yīng)變速率的敏感程度[17,18]：

(1)

圖4 DP980鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curves of DP980 steel

DP980鋼的應(yīng)變速率敏感系數(shù)m值隨應(yīng)變速率的變化如圖5所示。當應(yīng)變速率在10-3～100s-1范圍內(nèi)，敏感系數(shù)值m較低，且隨應(yīng)變速率的增加變化較小。當應(yīng)變速率超過100s-1后，隨著應(yīng)變速率的增加，m值大幅度增加。這說明DP980鋼在高應(yīng)變速率下強度的變化更加敏感。

圖5 DP980鋼應(yīng)變速率敏感系數(shù)隨應(yīng)變速率的變化Fig.5 Variation of strain rate sensitivity coefficient of DP980 steel with different strain rates

已有研究表明[19,20]，金屬的塑性變形會伴隨著大量位錯的滑移、纏結(jié)、增殖和湮滅等運動過程。而溶質(zhì)原子、空穴、晶界、相界等則是位錯運動的主要障礙[21,22]。在10-3～100s-1應(yīng)變速率范圍內(nèi)，由于變形相對較慢，位錯在應(yīng)力場下能夠較為充分地發(fā)生滑移運動，并通過分解、湮滅和空位的轉(zhuǎn)移來松弛位錯。即在低應(yīng)變速率下，位錯在應(yīng)力場作用下，不斷弛豫，最終達到介穩(wěn)狀態(tài)[23]，塑性變形得到較好的協(xié)調(diào)，材料的屈服強度和抗拉強度變化不大。但隨著拉伸速率的提升，位錯運動加快，松弛過程難以實現(xiàn)。來不及分解的位錯和新增殖的位錯不斷積累、纏結(jié)使位錯增多，材料應(yīng)變硬化程度加劇，要驅(qū)使更多位錯運動就需要更大的力。另一方面，在高速拉伸下，材料從開始拉伸到斷裂，對應(yīng)的位錯的運動速率將從零提升到宏觀變形的速度水平，具有很大的加速度[13]。根據(jù)經(jīng)典力學分析可知，位錯所受阻力也會隨之增加。

因此，當應(yīng)變速率超過100s-1后，位錯增殖引起的應(yīng)變硬化和位錯加速阻力引起的應(yīng)變率強化會隨著應(yīng)變速率的增加愈趨明顯，DP980鋼強度開始上升。當應(yīng)變速率達到102～103s-1時，強度提高顯著。這與圖3(a)所反映的強度變化趨勢相一致。

2.4 DP980斷后伸長率的影響因素分析

應(yīng)變速率在10-3～100s-1范圍內(nèi)，位錯能夠及時地協(xié)調(diào)和松弛是斷后伸長率沒有明顯下降的原因。但隨著應(yīng)變速率的增加，不斷增殖、纏結(jié)的位錯越來越難以實現(xiàn)自由協(xié)調(diào)的運動，同時所受的剪切應(yīng)力也不斷增大。對于多晶體材料，不同位向的晶粒相互約束，當剪切應(yīng)力達到多個滑移系的屈服頂點時，多個滑移系會同時開動以協(xié)調(diào)變形[24,25]，這種現(xiàn)象更為普遍。另一方面，在高應(yīng)變速率下，材料從塑性變形開始到斷裂時間很短，可視為絕熱過程。這一過程中80%～90%的應(yīng)變能量轉(zhuǎn)化為熱能使變形區(qū)溫度升高、材料發(fā)生局部軟化、“絕熱溫升”現(xiàn)象[26,27]。

綜上所述，多滑移系的開動和“絕熱溫升”共同作用可能是材料塑性在應(yīng)變速率100～102s-1范圍內(nèi)提高(斷后伸長率增加)的主要原因。隨著應(yīng)變速率的進一步增大，在高應(yīng)變速率(102～103s-1)范圍內(nèi)，應(yīng)變強化、應(yīng)變率強化等對材料的強化效果占據(jù)主導地位，多滑移的開動和“絕熱溫升”帶來的軟化效果已不再明顯。但由于拉伸速率很快，位錯尚未充分發(fā)展，塑性變形尚未完全協(xié)調(diào)，試樣便斷裂，導致塑性變形程度降低，斷后伸長率下降了24.7%，達到準靜態(tài)以下(圖3(b))。

2.5 應(yīng)變速率對斷口形貌的影響機制

圖6為不同應(yīng)變速率下DP980鋼沿厚度方向的宏觀斷口形貌。當應(yīng)變速率低于100s-1時，試樣斷口呈“V”形杯錐狀；應(yīng)變速率超過100后，試樣斷口則變成較為平齊的純剪切型，且斷面與拉伸方向約成45°角。斷裂形貌的變化反映出在較高應(yīng)變速率下，內(nèi)部裂紋的擴展可能受到了影響。

DP980拉伸鋼在不同應(yīng)變速率下的斷口顯微形貌如圖7所示?？梢钥闯鰯嗫跒榇嬖诖罅宽g窩的韌性斷口[26]。在應(yīng)變速率10-3～101s-1范圍內(nèi)，韌窩為等軸型，尺寸變化不大；應(yīng)變速率超過101s-1之后，韌窩的尺寸隨應(yīng)變速率的增加略有增大。試樣在拉伸過程中，塑性變形最先發(fā)生在強度較低的鐵素體中，馬氏體的變形則很小。這種變形不一致極易在馬氏體與鐵素體交界處造成應(yīng)力集中而產(chǎn)生微孔。隨著變形的進行，微孔聚合形成微裂紋，圖8為斷口側(cè)面的微觀形貌?？煽闯鑫⒘鸭y沿著變形的鐵素體或馬氏體與鐵素體的交界擴展，遇到馬氏體會繞過并沿著其邊緣運動。隨著拉伸變形的繼續(xù)，當出現(xiàn)縮頸這一宏觀塑性變形時，在三向應(yīng)力狀態(tài)下，縮頸內(nèi)部的裂紋會迅速沿著最大剪切力方向(拉伸方向約45°)不斷向表面擴展，此時根據(jù)應(yīng)變速率的不同裂紋擴展形式可分為兩種情況：(1)低應(yīng)變速率下，材料變形過程較為緩慢，位錯及裂紋擴展比較充分。縮頸中心聚合的裂紋會沿著45°最大剪切力方向擴展，當擴展到一定程度后，為了避免偏移縮頸最小橫截面，裂紋又會沿另一個45°方向擴展，如此反復形成橫向裂紋[25]。當橫向裂紋長度達到一定值后，縮頸處材料在高應(yīng)力集中下徹底失穩(wěn)，隨后裂紋一端會迅速沿著最大剪切應(yīng)力方向朝表面擴展，另一端在受力平衡的作用下，會沿著另一個45°方向擴展，如圖9所示。但需要注意的是，本工作中由于試樣厚度相對較薄，裂紋剛剛發(fā)生橫向擴展便發(fā)生了徹底失穩(wěn)，這導致“V”形斷口尖端沒有出現(xiàn)圖9中所示的橫向鋸齒狀纖維區(qū)；(2)圖10為純剪切斷口的形成示意圖及斷口處的SEM形貌。在高應(yīng)變速率下，中心處先聚合的裂紋會沿著一個45°最大剪切方向擴展，但在高速、高應(yīng)力的作用下，裂紋還來不及向另一個45°方向擴展就被“撕開”，形成與拉伸方向成45°的純剪切斷口，如圖10(b)所示。圖10(c)，(d)為應(yīng)變速率102s-1下斷口纖維區(qū)不同位置在垂直于斷面方向上的韌窩形貌。A處韌窩為等軸狀，而B處韌窩大部分為拉長型。這表明試樣在拉伸過程中，A處在拉伸正應(yīng)力作用下先形成裂紋空洞，之后由于變形速率很快，裂紋來不及充分擴展便在沿拉伸方向45°的最大剪切應(yīng)力下被迅速“撕開”，從而導致了B處大部分韌窩呈拉長形態(tài)。

圖6 不同應(yīng)變速率下DP980鋼沿厚度方向的宏觀斷口形貌 (a)10-3s-1;(b)10-2s-1；(c)10-1s-1；(d)100s-1；(e)101s-1；(f)102s-1；(g)103s-1Fig.6 Macro-fracture morphologies in the thickness direction of DP980 steel at various strain rates (a)10-3s-1;(b)10-2s-1;(c)10-1s-1;(d)100s-1;(e)101s-1;(f)102s-1;(g)103s-1

圖7 不同應(yīng)變速率下DP980鋼的顯微斷口形貌 (a)10-3s-1；(b)10-2s-1；(c)10-1s-1；(d)100s-1；(e)101s-1；(f)102s-1；(g)103s-1Fig.7 Micro-fracture morphologies of DP980 steel at various strain rates (a)10-3s-1;(b)10-2s-1;(c)10-1s-1;(d)100s-1;(e)101s-1;(f)102s-1;(g)103s-1

圖8 斷口側(cè)面裂紋的SEM像Fig.8 SEM micrograph of microcracks on the side face of specimen near fracture

圖9 “V”形杯錐斷口的形成示意圖Fig.9 Schematic diagram of forming process of the “V” shape cup fracture

圖10 純剪切斷口的形成示意圖及斷口處的SEM像 (a)斷口所測位置；(b)斷口形成示意圖；(c)A處韌窩；(d)B處韌窩Fig.10 Schematic diagram of emerging for pure sheer fracture and its SEM micrographs (a)the tested position；(b)schematic diagram of forming process of fracture；(c),(d)SEM micrographs of dimples in position A and B

3 結(jié)論

(1)應(yīng)變速率從準靜態(tài)(10-3s-1)增加至100s-1過程中，DP980鋼強度基本保持不變，塑性下降了7.5%；應(yīng)變速率從100s-1增加至103s-1過程中，強度不斷增大，而塑性在100～102s-1范圍內(nèi)上升14%，隨后在102～103s-1范圍內(nèi)下降了24.7%；應(yīng)變速率敏感系數(shù)m始終隨應(yīng)變速率的增加而升高。

(2)在高應(yīng)變速率下，位錯積累增殖產(chǎn)生的應(yīng)變強化，以及位錯加速阻力引起的應(yīng)變率強化是導致材料強度上升的主要原因。

(3)變形過程中裂紋主要產(chǎn)生于馬氏體/鐵素體交界處。試樣沿厚度方向上的宏觀斷口，在應(yīng)變速率低于101s-1時，為“V”形杯錐狀；應(yīng)變速率超過101s-1后，則是與拉伸方向成45°的純剪切型。

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(本文責編：王 晶)

Mechanical Behavior of DP980 High Strength Steel Under Dynamic Tensile Tests

TIAN Wen-yang1,LIU Fen1,WEI Chun-hua1,XIA Wei-sheng1,YANG Yun-zhen1,2

(1 State Key Laboratory of Materials Processing and Die & Mould Technology,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074,China；2 School of Automotive Engineering,Wuhan University of Technology,Wuhan 430070,China)

The mechanical behavior and fracture modes of DP980 high strength steels were studied by comparing the results of dynamic tensile tests at strain rates from 10-3s-1to 103s-1. The results show that the strength of DP980 steel remains almost unchanged and the plasticity decreases by 7.5% as the strain rate increasing from quasi-static(10-3s-1) to 100s-1. When the strain rate increases from 100s-1to 103s-1, the strength keeps increasing, while the plasticity increases by 14% at the strain rate ranging from 100s-1to 102s-1, but then follows by a decrease of 24.7% in the range of 102s-1to 103s-1. The strain rate sensitivity coefficientmincreases with the increasing of the strain rate. During the plastic deformation, the multiplication reinforcement of dislocation and the motion resistance due to the acceleration of dislocation in ferrite matrix are the main reasons for the strength enhancement. The plastic deformation concentrates in the ferrite, and the microvoids and cracks propagate along the martensite-ferrite interface. In the thickness direction of specimen, the macrographs of fracture are “V” shape cups when strain rate is lower than 101s-1, but the pure sheer shape with 45° to the tensile direction when strain rate is over 101s-1.

dual-phase high strength steel;dynamic tensile;strain rate;mechanical behavior;fractograph

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000731

O347.3

A

1001-4381(2017)03-0047-07

2015-06-09；

2016-09-27

楊云珍(1977-)，女，博士，講師，研究方向為汽車輕量化、汽車振動與碰撞安全性，聯(lián)系地址：湖北省武漢市洪山區(qū)珞獅路122號武漢理工大學汽車工程學院(430070)，E-mail：yangyunzhen@whut.edu.cn