580DP與700DP熱軋雙相鋼的力學(xué)性能與成形性能

陳維晉，殷 勝，裴新華

(寶鋼股份中央研究院梅鋼技術(shù)中心，南京 210039)

0 引 言

隨著汽車行業(yè)對節(jié)能、環(huán)保、安全的要求越來越高，先進(jìn)高強(qiáng)鋼在汽車結(jié)構(gòu)件上的應(yīng)用越來越多。雙相鋼因具有屈強(qiáng)比低、加工硬化指數(shù)高、烘烤硬化效果好，以及不存在屈服延伸和室溫時效等優(yōu)點(diǎn)而成為先進(jìn)高強(qiáng)鋼中應(yīng)用最廣的一類鋼[1-2]。隨著控軋控冷技術(shù)的發(fā)展，熱軋板的尺寸精度、表面質(zhì)量、性能穩(wěn)定性得到顯著提高，熱軋鋼也越來越多地替代冷軋鋼而應(yīng)用在汽車結(jié)構(gòu)件上[3]。目前，汽車領(lǐng)域中應(yīng)用較廣泛的熱軋鋼為微合金高強(qiáng)鋼，強(qiáng)度級別已經(jīng)達(dá)到屈服強(qiáng)度700 MPa以上，但是由于微合金高強(qiáng)鋼的屈強(qiáng)比高、加工難度大，因此主要應(yīng)用于形狀簡單的零件，如座椅骨架等；而目前復(fù)雜形狀零件的用鋼需求量極大。

熱軋雙相鋼由于具有冷軋雙相鋼類似的優(yōu)點(diǎn)，在汽車底盤、車輪件上得到較多的應(yīng)用。其中，580DP鋼是應(yīng)用最為廣泛的一種熱軋雙相鋼，主要應(yīng)用在車輪的輕量化設(shè)計(jì)中[4-5]。但是，在進(jìn)行翻邊擴(kuò)孔時，雙相鋼車輪零件容易出現(xiàn)開裂問題。綜上，隨著汽車輕量化的進(jìn)一步發(fā)展，復(fù)雜結(jié)構(gòu)零件的成形性能仍是制約材料高強(qiáng)減薄應(yīng)用的重要因素[6]。成形極限曲線是目前用來評價(jià)材料成形性能的一種最廣泛的方法，但是目前有關(guān)熱軋雙相鋼成形極限的研究較少。為此，作者對580DP熱軋雙相鋼與新型700DP熱軋雙相鋼的力學(xué)性能、擴(kuò)孔性能和成形極限曲線進(jìn)行研究，并與相近強(qiáng)度級別的QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的進(jìn)行對比；采用成形極限經(jīng)驗(yàn)公式和MK模型對成形極限曲線進(jìn)行預(yù)測，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比；基于厚度和斷后伸長率對熱軋雙相鋼成形極限曲線最低點(diǎn)主應(yīng)變進(jìn)行擬合，進(jìn)而對成形極限經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行修正。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為寶鋼股份梅山基地采用控軋控冷技術(shù)生產(chǎn)的580DP熱軋雙相鋼板(厚度3.00 mm)、700DP熱軋雙相鋼板(厚度2.95 mm)、QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼板(厚度3.00 mm)。為了降低鋼中紅鐵皮缺陷出現(xiàn)的概率，采用低硅成分設(shè)計(jì)熱軋雙相鋼。3種試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分如表1所示，顯微組織如圖1所示。由圖1可知：580DP熱軋雙相鋼組織中灰黑色馬氏體占比為11.2%，白色鐵素體占比為88.8%；700DP熱軋雙相鋼組織中馬氏體占比為24.6%，鐵素體占比為75.4%；QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼呈典型的鐵素體和珠光體組織形貌，鐵素體呈近似等軸狀，珠光體彌散分布在鐵素體晶界。通過對比可以看出，熱軋雙相鋼的鐵素體晶粒尺寸比微合金高強(qiáng)鋼的大。這是因?yàn)闊彳堧p相鋼是通過相變得到馬氏體來進(jìn)行強(qiáng)化的，大尺寸的鐵素體可以保證其優(yōu)異的塑性變形能力；而微合金高強(qiáng)鋼主要強(qiáng)化機(jī)制為細(xì)晶強(qiáng)化和析出強(qiáng)化，需要控制鐵素體晶粒尺寸。

表1 不同試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

圖1 不同試驗(yàn)鋼的顯微組織

沿軋制方向截取標(biāo)距為80 mm的拉伸試樣，按照GB/T 228-2010，在INSTRON型萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為2 mm·min-1，應(yīng)變速率為0.001 s-1，試驗(yàn)過程中采用橫向與縱向引伸計(jì)測應(yīng)變，計(jì)算加工硬化指數(shù)和各向異性系數(shù)。在試驗(yàn)鋼板上截取平面尺寸為150 mm×150 mm的試樣，在試樣中心沖制出φ10 mm的孔，按照GB/T 15825.8-2008，采用Interlaken-SP150型板材成形試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行擴(kuò)孔試驗(yàn)，擴(kuò)孔率λ的計(jì)算公式為

λ=(dh-d0)/d0

(1)

式中：d0，dh分別為擴(kuò)孔前后孔的平均直徑。

在試驗(yàn)鋼板上截取長度為196 mm、中心寬度分別為20，40，60，80，90，100，120，140，160，180 mm的啞鈴形試樣，按照GB/T 15825.4-2008，采用Interlaken-SP150型板材成形試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行Nakazima脹形試驗(yàn)，半球形沖頭的直徑為100 mm。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 拉伸性能

由表2可知：與QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼相比，580DP與700DP熱軋雙相鋼均具有較低的屈服強(qiáng)度；700DP熱軋雙相鋼的抗拉強(qiáng)度最高，QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的抗拉強(qiáng)度介于580DP與700DP熱軋雙相鋼的之間；580DP與700DP熱軋雙相鋼具有較低的屈強(qiáng)比，斷后伸長率與加工硬化指數(shù)均高于QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的。可見，熱軋雙相鋼具有更低的屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比，以及更高的斷后伸長率，因此加工性能更好。由于馬氏體相變時無碳擴(kuò)散，鐵素體較純凈，強(qiáng)度較低，導(dǎo)致熱軋雙相鋼的屈服強(qiáng)度較低，同時馬氏體的存在導(dǎo)致抗拉強(qiáng)度高，因此熱軋雙相鋼的屈強(qiáng)比較低。QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的強(qiáng)化機(jī)制為細(xì)晶強(qiáng)化和析出強(qiáng)化。細(xì)晶鐵素體產(chǎn)生強(qiáng)化，且內(nèi)部位錯被晶界和析出相釘扎，因此該鋼的屈強(qiáng)比較高。

表2 不同試驗(yàn)鋼的拉伸性能

2.2 擴(kuò)孔性能

由表3可知，QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的擴(kuò)孔率比580DP與700DP熱軋雙相鋼的高。熱軋雙相鋼的軟相鐵素體與硬相馬氏體之間的強(qiáng)度和塑性差異大。在外加載荷作用下，鐵素體先發(fā)生大的塑性變形，而馬氏體的變形量較小，因此兩相界面處出現(xiàn)變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。當(dāng)因變形不協(xié)調(diào)而產(chǎn)生的應(yīng)力集中達(dá)到使兩相界面分離的程度時，兩相界面處形成微孔或微裂紋，且裂紋擴(kuò)展能力非常強(qiáng)[7-9]。這限制了熱軋雙相鋼在有較高擴(kuò)孔率需求零件上的應(yīng)用。與700DP熱軋雙相鋼相比，580DP熱軋雙相鋼組織中馬氏體含量較低，因此擴(kuò)孔率略高。

表3 不同試驗(yàn)鋼的擴(kuò)孔率

2.3 成形極限曲線

由圖2可知：580DP與700DP熱軋雙相鋼的成形性能較好，成形極限曲線整體高于QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的；在右半部分的雙拉變形區(qū)中熱軋雙相鋼的成形極限曲線斜率大于QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的，說明熱軋雙相鋼抵抗雙拉變形的能力較好；580DP熱軋雙相鋼的成形極限高于700DP熱軋雙相鋼的，這主要是由于580DP熱軋雙相鋼組織中馬氏體含量較低，鐵素體晶粒的等軸程度更高，使得斷后伸長率和加工硬化指數(shù)更高導(dǎo)致的。3種試驗(yàn)鋼成形極限曲線最低點(diǎn)的次應(yīng)變不為0，而是略偏向雙拉變形區(qū)，這與文獻(xiàn)[10]中的結(jié)論一致。

圖2 試驗(yàn)測得不同試驗(yàn)鋼的成形極限曲線

3 成形極限曲線的預(yù)測

3.1 常用成形極限模型的預(yù)測

在成形極限曲線的實(shí)際應(yīng)用中，由于不同批次材料的性能與規(guī)格不同，采用試驗(yàn)方法獲取成形極限曲線的成本高、效率低，因此材料成形極限曲線的預(yù)測是一項(xiàng)非常有意義的工作。目前，常采用經(jīng)驗(yàn)公式對成形極限曲線進(jìn)行預(yù)測，其中應(yīng)用最為廣泛的是Keeler公式[11]。

參考文獻(xiàn)[12]，基于Keeler公式得到厚度大于2.5 mm鋼板的成形極限計(jì)算公式：

(2)

(3)

式中：t為鋼板厚度；n為加工硬化指數(shù)；e1為工程主應(yīng)變；e2為工程次應(yīng)變；e0為成形極限曲線最低點(diǎn)的工程主應(yīng)變。

對e1、e2進(jìn)行對數(shù)轉(zhuǎn)換即可得到真實(shí)主應(yīng)變與真實(shí)次應(yīng)變。為方便表述，將式(2)與式(3)定義為經(jīng)驗(yàn)公式1。

參考文獻(xiàn)[13-14]得到成形極限圖曲線的另一種預(yù)測公式，具體為

(4)

對e1,e2進(jìn)行對數(shù)轉(zhuǎn)換即可得到真實(shí)主應(yīng)變與真實(shí)次應(yīng)變。為方便表述，對應(yīng)Keeler公式計(jì)算成形極限曲線最低點(diǎn)主應(yīng)變的方法，將式(2)與式(4)定義為經(jīng)驗(yàn)公式2。

參考文獻(xiàn)[10]，通過擬合鋼板的成形極限試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并考慮了曲線向雙拉變形區(qū)偏移的情況，得到與斷后伸長率和鋼板厚度有關(guān)的成形極限經(jīng)驗(yàn)公式，具體為

ε0-major=0.695 1A(1-e-2t)+0.11

(5)

ε0-minor=0.178 6ε0-major-0.010 2

(6)

(7)

式中：ε0-major和ε0-minor分別為成形極限曲線最低點(diǎn)的真實(shí)主應(yīng)變和次應(yīng)變；ε1為真實(shí)主應(yīng)變；ε2為真實(shí)次應(yīng)變；A為斷后伸長率。

為方便表述，將式(5)式(7)定義為經(jīng)驗(yàn)公式3。

參考文獻(xiàn)[15]，得到與斷后伸長率、各向異性系數(shù)和鋼板厚度有關(guān)的適用于先進(jìn)高強(qiáng)鋼的成形極限經(jīng)驗(yàn)公式如下：

e0-major=0.008 4A+0.001 7A(t-1)

(8)

單向拉伸時的頸縮點(diǎn)應(yīng)變計(jì)算公式為

ε1=(1+0.797r0.701)X

[0.062 6A0.567+(t-1)(0.12-0.002 4A)]X

[1+(0.797r0.701)2]-1/2

(9)

ε2=-[0.062 6A0.567+

(t-1)(0.12-0.002 4A)]0.797r0.701X

[1+(0.797r0.701)2]-1/2

(10)

等雙拉時：

ε1=ε2=0.0021 5A+0.25+0.002 85At

(11)

0.75脹形區(qū)：

ε1=0.006 2A+0.18+0.002 7A(t-1)

(12)

ε2=0.75ε1=0.75[0.006 2A+0.18+

0.002 7A(t-1)]

(13)

式中：r為各向異性系數(shù)，由拉伸試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到，見表2。

為方便表述，將式(8)式(13)定義為經(jīng)驗(yàn)公式4。

MK凹槽模型是Marciniak和Kuczynski提出一種損傷失穩(wěn)模型[16]，也是目前應(yīng)用最為廣泛的一個理論計(jì)算模型。以MK凹槽模型為基礎(chǔ)，假設(shè)試樣在變形過程中處于平面應(yīng)力狀態(tài)，參考文獻(xiàn)[17]的計(jì)算方法得到3種試驗(yàn)鋼的成形極限曲線。

將采用上述5種預(yù)測方法得到的極限成形曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖3所示。由圖3(a)和圖3(b)可知,上述5種方法都不能很好地預(yù)測580DP與700DP熱軋雙相鋼的成形極限曲線。由經(jīng)驗(yàn)公式1和經(jīng)驗(yàn)公式2計(jì)算得到的成形極限曲線偏高，而由經(jīng)驗(yàn)公式3、經(jīng)驗(yàn)公式4、MK模型計(jì)算得到的成形極限曲線偏低；由經(jīng)驗(yàn)公式1、經(jīng)驗(yàn)公式2、經(jīng)驗(yàn)公式4計(jì)算得到的右側(cè)曲線斜率與試驗(yàn)結(jié)果接近，由經(jīng)驗(yàn)公式2和MK模型計(jì)算得到的左側(cè)曲線斜率與試驗(yàn)結(jié)果接近。由圖3(c)可知：由經(jīng)驗(yàn)公式1和經(jīng)驗(yàn)公式2計(jì)算得到的QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼成形極限曲線與試驗(yàn)結(jié)果比較接近；由經(jīng)驗(yàn)公式3、經(jīng)驗(yàn)公式4和MK模型計(jì)算得到的成形極限曲線整體偏低，其中由經(jīng)驗(yàn)公式3計(jì)算得到的兩側(cè)曲線的斜率都偏高，由經(jīng)驗(yàn)公式4計(jì)算得到的右側(cè)曲線斜率與試驗(yàn)結(jié)果接近，而左側(cè)曲線斜率過高，由MK模型計(jì)算得到的兩側(cè)曲線斜率都與試驗(yàn)結(jié)果接近。

圖3 不同方法計(jì)算得到試驗(yàn)鋼的成形極限曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對比

3.2 經(jīng)驗(yàn)公式的修正

MK模型常用于薄板成形極限計(jì)算，且為了簡化計(jì)算，通常假設(shè)試樣在變形過程中處于平面應(yīng)力狀態(tài)；該模型對于較厚熱軋鋼板的計(jì)算效果較差，需要考慮厚度方向應(yīng)力的影響[18]，計(jì)算復(fù)雜程度顯著增加。Keeler公式是基于成形極限曲線的最低點(diǎn)只與加工硬化指數(shù)和鋼板厚度有關(guān)而建立的，但是實(shí)際上材料的抗拉強(qiáng)度、斷后伸長率、各向異性系數(shù)等也都會對成形極限產(chǎn)生影響[19]。并且熱軋雙相鋼的成形極限與加工硬化指數(shù)的相關(guān)性較弱，而與斷后伸長率的相關(guān)性較強(qiáng)[15]。根據(jù)成形極限曲線預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比，基于式(8)對成形極限曲線最低點(diǎn)主應(yīng)變進(jìn)行擬合，并結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式2的兩側(cè)曲線預(yù)測方法，對經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行修正，從而對熱軋雙相鋼成形極限曲線進(jìn)行更準(zhǔn)確的預(yù)測?；诒?中試驗(yàn)測得的不同厚度熱軋雙相鋼的斷后伸長率、成形極限曲線最低點(diǎn)的主應(yīng)變，得到580DP和700DP熱軋雙相鋼的成形極限曲線最低點(diǎn)真實(shí)主應(yīng)變的擬合公式為

表4 試驗(yàn)測得不同厚度熱軋雙相鋼的斷后伸長率、成形極限曲線最低點(diǎn)真實(shí)主應(yīng)變

ε0-major=0.013 02A+0.000 9A(t-1)

(14)

由式(14)計(jì)算得到不同厚度熱軋雙相鋼的成形極限曲線最低點(diǎn)主應(yīng)變,其與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對誤差小于4.0%。

由圖4可知，經(jīng)驗(yàn)公式經(jīng)修正后計(jì)算得到的熱軋雙相鋼的成形極限曲線與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，其中580DP熱軋雙相鋼成形極限曲線的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相對誤差小于5.6%，而700DP熱軋雙相鋼在平面應(yīng)變區(qū)域的相對誤差小于9.4%，而在其他區(qū)域的相對誤差小于6.5%。

圖4 由修正的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到熱軋雙相鋼成形極限曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對比

4 結(jié) 論

(1) 與QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼相比，580DP與700DP熱軋雙相鋼的斷后伸長率和加工硬化指數(shù)較高，屈強(qiáng)比較低，加工性能較好；580DP與700DP熱軋雙相鋼的擴(kuò)孔率低于QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的，雙相鋼的擴(kuò)孔性能較差；580DP熱軋雙相鋼的成形性能優(yōu)于700DP熱軋雙相鋼的，且均優(yōu)于QStE550TM熱軋微合金高強(qiáng)鋼的。

(2) 常用的成形極限經(jīng)驗(yàn)公式與MK模型均不能很好地預(yù)測580DP與700DP熱軋雙相鋼的成形極限曲線；基于不同厚度熱軋雙相鋼的斷后伸長率，擬合得到的成形極限曲線最低點(diǎn)主應(yīng)變與試驗(yàn)值的相對誤差小于4.0%，采用修正的成形極限經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的熱軋雙相鋼的成形極限曲線與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，其中580DP熱軋雙相鋼的相對誤差小于5.6%，而700DP熱軋雙相鋼在平面應(yīng)變區(qū)域的相對誤差小于9.4%，在其他區(qū)域的相對誤差小于6.5%。