TRIP780及DP780鋼成形性能的影響因素研究

沈 剛 張吳忌 劉仁東 郭金宇 董 瀚 史 文

（1.上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444；2.上海大學(xué)高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點(diǎn)實驗室，上海 200444；3.鞍鋼股份有限公司技術(shù)中心，遼寧鞍山 114009）

近年來，隨著人們對汽車的安全性、節(jié)能性提 出了更高的要求，汽車用先進(jìn)高強(qiáng)鋼的發(fā)展受到了日益廣泛的關(guān)注[1]。汽車用鋼對性能的要求很高，不僅要有高的強(qiáng)塑性，還要具備良好的成形性[2]。而汽車用鋼強(qiáng)度的提高通常會導(dǎo)致塑性的下降，使得利用殘留奧氏體增強(qiáng)增塑的機(jī)制廣泛應(yīng)用于第三代汽車用先進(jìn)高強(qiáng)鋼[3]。相變誘發(fā)塑性（transformation induced plasticity，TRIP）鋼的主要強(qiáng)化機(jī)制與第三代汽車用先進(jìn)高強(qiáng)鋼一致，在應(yīng)變過程中殘留奧氏體通過發(fā)生馬氏體相變來提高強(qiáng)塑性[4-5]。汽車鋼板沖壓成形過程中常見的失穩(wěn)形式為破裂。根據(jù)破裂性質(zhì)可以分為以下兩種：第一種主要發(fā)生在傳力區(qū)，由于材料強(qiáng)度不夠?qū)е碌膹?qiáng)度破裂；第二種主要發(fā)生在變形區(qū)，由于材料塑性不足而產(chǎn)生的塑性破裂[6]。鋼材的應(yīng)變硬化指數(shù)n值是其成形性能的重要參數(shù)，高的應(yīng)變硬化性能可以推遲頸縮的發(fā)生。蔣浩民等[7]的研究表明，在較長應(yīng)變范圍內(nèi)保持較高n值的材料適合高脹形的成形方式。汽車鋼板服役時大多經(jīng)歷過變形，通過普通拉伸試驗來評估其成形性能會有較大誤差，因此研究材料變形后的力學(xué)性能及其變化規(guī)律很有必要[8-9]。本文對同一強(qiáng)度級別的商用TRIP780及DP780鋼進(jìn)行預(yù)應(yīng)變拉伸，研究了兩者性能的變化及差異，為評估其成形性能及服役安全性提供參考。對兩種鋼進(jìn)行沖壓成形，并使用Dynaform模擬軟件分析成形過程中板料的應(yīng)變及減薄情況。通過對比沖壓成形性能，研究影響其成形性能的因素。最后分析了TRIP780鋼中殘留奧氏體的轉(zhuǎn)變規(guī)律。

1 試驗材料與方法

TRIP780及DP780鋼的化學(xué)成分如表1所示。采用線切割在厚度為1.35 mm的TRIP780及DP780鋼板上截取金相試樣，使用Hitachi SU-1510型鎢燈絲掃描電子顯微鏡觀察其顯微組織。按GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》沿鋼板軋向切取標(biāo)距為50 mm的拉伸試樣，在MTS C45.305型萬能試驗機(jī)上分別進(jìn)行應(yīng)變量為5% 和10% 的拉伸預(yù)應(yīng)變，卸載后再拉伸至斷裂，拉伸速率為2 mm/min。應(yīng)變硬化指數(shù)n值采用Hollomon關(guān)系式[10]計算：

表1 試驗鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical compositions of the experimental steels （mass fraction） %

式中：σ和ε分別表示真應(yīng)力和真應(yīng)變。

采用Dynaform軟件對試驗鋼進(jìn)行汽車A柱連接件沖壓成形仿真模擬，沖壓速率為5 000 mm/s（Dynaform仿真動力顯示算法的虛擬速率），壓邊力為200 kN。使用天鍛沖壓機(jī)進(jìn)行沖試驗，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對比，沖壓速率為10 mm/s，壓邊力分別為20、100、200 kN。

采用Lake Shore 7407型振動樣品磁強(qiáng)計測量TRIP780鋼拉伸及沖壓成形過程中殘留奧氏體含量。磁性法的原理是根據(jù)物相在磁場中磁飽和強(qiáng)度的差異來計算殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)，計算方法[11]為：

式中：M為不含奧氏體標(biāo)樣的飽和磁化強(qiáng)度；m為待測試樣的飽和磁化強(qiáng)度；c為殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 顯微組織

從圖1可見，TRIP780鋼組織主要包括鐵素體（F）、貝氏體（B）及殘留奧氏體（RA），通過Image J軟件分析獲得鐵素體體積分?jǐn)?shù)約54% ，貝氏體和殘留奧氏體的體積分?jǐn)?shù)約45% 。TRIP鋼中貝氏體可以保證其強(qiáng)度，鐵素體可以提供塑性，在應(yīng)變過程中殘留奧氏體轉(zhuǎn)變則可同時提高強(qiáng)度和塑性。DP780鋼組織主要由鐵素體（F）和馬氏體（M）構(gòu)成，通過Image J軟件分析獲得鐵素體體體積分?jǐn)?shù)約69% ，馬氏體體體積分?jǐn)?shù)約31% 。DP鋼的強(qiáng)度主要由硬質(zhì)相馬氏體提供，塑性則由軟質(zhì)相鐵素體保證。

圖1 TRIP780（a）和DP780（b）鋼的顯微組織Fig.1 Microstructures of TRIP780（a）and DP780（b）steels

不同預(yù)應(yīng)變TRIP780鋼試樣的磁化曲線及殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)如圖2所示?？梢?，0、5% 、10% 預(yù)應(yīng)變試樣的飽和磁化強(qiáng)度分別為176.19、182.83和188.13 emu/g，標(biāo)樣的飽和磁化強(qiáng)度為206.93 emu/g，通過式（2）計算得到殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)分別為14.9% 、11.6% 、9.1% 。隨著預(yù)應(yīng)變量的增加，殘留奧氏體逐漸向馬氏體轉(zhuǎn)變，殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)下降，試樣的飽和磁化強(qiáng)度上升。

圖2 不同預(yù)應(yīng)變TRIP780鋼試樣的磁化曲線（a）及殘留奧氏體含量（b）Fig.2 Magnetization curves（a）and retained austenite content（b）of TRIP780 steel samples with different pre-strains

2.2 力學(xué)性能

試驗鋼的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線及真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線分別如圖3和圖4所示。TRIP780鋼未預(yù)應(yīng)變試樣的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線無明顯屈服平臺，表現(xiàn)為連續(xù)屈服；預(yù)應(yīng)變后出現(xiàn)明顯的屈服點(diǎn)，相關(guān)文獻(xiàn)提出是應(yīng)力松弛和Snoek氣團(tuán)共同造成TRIP鋼的屈服現(xiàn)象[12]。DP780鋼試樣預(yù)應(yīng)變前后均表現(xiàn)為連續(xù)屈服，這是由于在熱處理冷卻過程中，馬氏體相變體積膨脹使得周圍鐵素體產(chǎn)生大量可動位錯，在較低應(yīng)力下位錯源被激活，從而使DP鋼出現(xiàn)連續(xù)屈服[13]。兩種試驗鋼不同預(yù)應(yīng)變試樣的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線在塑性變形階段基本重合，且極限抗拉強(qiáng)度接近，說明其應(yīng)變硬化機(jī)制不會因為應(yīng)變的中斷而發(fā)生變化。

圖3 TRIP780（a）和DP780（b）鋼的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線Fig.3 Engineering stress-engineering strain curves of TRIP780（a）and DP780（b）steels

圖4 TRIP780（a）和DP780（b）鋼的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.4 True stress-true strain curves of TRIP780（a）and DP780（b）steels

TRIP780和DP780鋼的力學(xué)性能如表2所示?？梢妰煞N試驗鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均隨預(yù)應(yīng)變量的增加而升高。理論上，材料的強(qiáng)度極限只與其組織成分有關(guān)，與預(yù)應(yīng)變拉伸無關(guān)。由于卸載后鋼的組織有纖維化的傾向，晶粒細(xì)化、位錯密度增加，從而使重新加載后鋼的強(qiáng)度極限提高[15]。兩種鋼的屈強(qiáng)比均隨預(yù)應(yīng)變量的增加而升高，說明預(yù)應(yīng)變對屈服強(qiáng)度的提升效果大于抗拉強(qiáng)度。DP780鋼的初始屈強(qiáng)比低于TRIP780鋼，但隨著預(yù)應(yīng)變量的增加，DP780鋼屈強(qiáng)比的增加幅度要大于TRIP780鋼。屈強(qiáng)比可以表征材料的強(qiáng)度儲備，屈強(qiáng)比越大，強(qiáng)度儲備越小，材料越容易失效。因此，TRIP780鋼結(jié)構(gòu)件較DP780鋼具有更高的可靠性。試驗鋼的n值和斷后伸長率隨預(yù)應(yīng)變量的變化如圖5所示?？梢妰煞N鋼的n值及斷后伸長率均隨預(yù)應(yīng)變量的增加而降低，但TRIP780鋼的下降幅度小于DP780鋼，說明TRIP效應(yīng)可以緩解預(yù)應(yīng)變對n值的消耗，從而提升塑性。TRIP780鋼經(jīng)過5% 和10% 預(yù)應(yīng)變后，n值仍可達(dá)到0.13和0.08，表現(xiàn)出良好的二次硬化性能，這有利于鋼板的服役安全性。DP780鋼經(jīng)過5% 和10% 預(yù)應(yīng)變后，n值分別下降至0.06和0.02，下降幅度較大，說明鐵素體的應(yīng)變硬化效果在變形前中期被迅速消耗。

表2 不同預(yù)應(yīng)變量TRIP780和DP780鋼的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of TRIP780 and DP780 steels with different pre-strains

圖5 試驗鋼的n值和斷后伸長率隨預(yù)應(yīng)變量的變化Fig.5 Variation of n value and elongation of the experimental steels with pre-strain

2.3 模擬沖壓與實際沖壓結(jié)果對比

使用Dynaform軟件對TRIP780和DP780鋼進(jìn)行汽車A柱連接件模擬沖壓，連接件三維模型如圖6所示。模擬成形方式設(shè)置為單動成形，板料尺寸按實際鋼板尺寸設(shè)置為300 mm×280 mm，厚度設(shè)置為1.35 mm。板料采用自適應(yīng)劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格最小尺寸為0.5 mm，最大尺寸為10 mm。同時選擇Dynaform軟件材料庫中H220BD鋼作為模擬沖壓材料進(jìn)行沖壓成形，其性能指標(biāo)為：抗拉強(qiáng)度約為350 MPa，斷后伸長率不低于32% ，n 值約為0.2[14]。

圖6 沖壓模具示意圖Fig.6 Schematic diagram of stamping die

圖7為TRIP780、DP780及H220BD鋼的模擬沖壓成形過程和成形極限圖（forming limit diagram，F(xiàn)LD），其中黃色區(qū)域代表開裂，紫色區(qū)域代表起皺。結(jié)合材料力學(xué)性能及模擬沖壓成形狀況可以得到以下結(jié)果：（1）成形圖中高強(qiáng)低塑DP780鋼的位置A處出現(xiàn)開裂，而高強(qiáng)高塑TRIP780鋼及低強(qiáng)高塑H220BD鋼的位置A沒有發(fā)生開裂；（2）低強(qiáng)度H220BD鋼的起皺現(xiàn)象明顯輕于其他兩種高強(qiáng)鋼。FLD圖可以直觀反映板料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的成形狀況，F(xiàn)LD圖中Χ負(fù)半軸區(qū)域表示應(yīng)力處于拉-壓狀態(tài)，Χ正半軸區(qū)域表示應(yīng)力處于拉-拉狀態(tài)。極限應(yīng)變值FLD0可以反映材料在平面應(yīng)變狀態(tài)下的極限變形能力，其大小主要與材料的n值有關(guān)，高n值可以使鋼板的應(yīng)變分布更均勻，抵抗頸縮的能力也更強(qiáng)[16]。通過沖壓模擬的計算結(jié)果可以得到3種鋼的極限應(yīng)變值FLD0及底部圓角位置A處的減薄率，如表3所示。可見塑性較好的TRIP780和H220BD鋼具有更高的FLD0，而強(qiáng)度較低的H22BD鋼的減薄率更高。通過對比發(fā)現(xiàn)，雖然H220BD鋼的減薄率高于DP780鋼，但較高的FLD0能使其避免發(fā)生斷裂，因此DP780鋼斷裂形式為塑性不足導(dǎo)致的脆性斷裂。因此，良好的塑性是保證高強(qiáng)鋼沖壓成形性能的關(guān)鍵。

圖7 TRIP780（a）、DP780（b）及H220BD（c）鋼的模擬沖壓成形過程與成形極限圖Fig.7 Simulated stamping process and forming limit diagrams of TRIP780（a），DP780（b）and H220BD（c）steels

表3 試驗鋼的FLD0及位置A處減薄率Table 3 FLD0and thickness strain of experimental steels at position A

TRIP780和DP780鋼板實際沖壓后的形貌如圖8所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在3種壓邊力下，DP780鋼板在沖壓模擬預(yù)測的開裂風(fēng)險位置A處均發(fā)生開裂，而TRIP780鋼板均未開裂，說明材料塑性的差異是導(dǎo)致前者開裂的主要原因，這也驗證了本文沖壓模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。從圖8（a）中TRIP780鋼沖壓件的變形位置A、B、C、D、E處取樣測量殘留奧氏體積分?jǐn)?shù)，試樣的磁化曲線如圖9所示。

圖8 TRIP（a，c，e）和DP780（b，d，f）鋼板實際沖壓成形后的形貌Fig.8 Appearance of TRIP（a，c，e）and DP780（b，d，f）steel plates after actual stamping

圖9 試樣的磁化曲線Fig.9 Magnetization curves of the samples

沖壓成形過程中，鋼板變形位置最小主應(yīng)變ε1與最大主應(yīng)變ε2的比值即極限應(yīng)變比，可以表示成形過程中的應(yīng)變狀態(tài)，應(yīng)變狀態(tài)在ε1/ε2＜0時接近單軸拉伸，ε1/ε2≈0時接近平面應(yīng)變，ε1/ε2＞0時則接近雙向拉伸[17]。TRIP780 鋼沖壓件變形位置的模擬沖壓應(yīng)變值、飽和磁化強(qiáng)度、殘留奧氏體量及ε1/ε2值如表4所示。

表4 TRIP780鋼沖壓件變形位置殘留奧氏體量及應(yīng)變值Table 4 Retained austenite content and strain in deformation positions of stamped TRIP780 steel part

從表4可見，TRIP780鋼在沖壓成形過程中殘留奧氏體轉(zhuǎn)變較充分，且該轉(zhuǎn)變是一個持續(xù)漸進(jìn)的過程。殘留奧氏體轉(zhuǎn)變量與ε1/ε2的關(guān)系如圖10所示?？梢姰?dāng)－1＜ε1/ε2＜－0.6時，殘留奧氏體轉(zhuǎn)變量較小，且隨極限應(yīng)變比的增加而緩慢增加；當(dāng)－0.6＜ε1/ε2＜0時，殘留奧氏體轉(zhuǎn)變量較大，且隨極限應(yīng)變比的增加而較快增加。有研究表明，TRIP鋼沖壓成形過程中殘留奧氏體轉(zhuǎn)變與其變形模式密切相關(guān)，平面應(yīng)變狀態(tài)相對單軸拉伸更有利于殘留奧氏體的轉(zhuǎn)變[18]，這與本文的試驗結(jié)果一致。應(yīng)變狀態(tài)向平面應(yīng)變轉(zhuǎn)變能促進(jìn)亞穩(wěn)態(tài)殘留奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，使鋼板局部強(qiáng)度提高難以繼續(xù)發(fā)生變形，應(yīng)變分配與減薄更加均勻，因而表現(xiàn)出較好的成形性能。

圖10 殘留奧氏體轉(zhuǎn)變量與極限應(yīng)變比的關(guān)系Fig.10 Relationship between transformation amount of retained austenite and ultimate strain ratio

3 討論分析

為進(jìn)一步研究試驗鋼在變形過程中應(yīng)變硬化性能的變化及其對塑性的影響，將變形階段按應(yīng)變量劃分為7個階段：0～0.2% 、0.2%～5% 、5%～10% 、10%～15% 、15%～20% 、20%～25% 、25%～30% ，分別計算不同變形階段的n值，結(jié)果如圖11所示。兩種試驗鋼在彈性變形階段均表現(xiàn)出較高的加工硬化性能，該階段固溶原子的釘扎作用會使位錯運(yùn)動變得困難，應(yīng)變進(jìn)入塑性變形階段后，n值迅速下降。TRIP780鋼的n值先減小再增大，并且在5%～25% 應(yīng)變階段保持在0.2以上，直至變形終了階段下降。n值大小可以在一定程度上反映殘留奧氏體的機(jī)械穩(wěn)定性，持續(xù)穩(wěn)定的高n值說明殘留奧氏體的穩(wěn)定性隨應(yīng)變增加而增加，因此其轉(zhuǎn)變過程是漸進(jìn)式的。在變形后期由于殘留奧氏體逐漸被消耗，加工硬化性能下降。經(jīng)過5% 和10% 預(yù)應(yīng)變后，TRIP780鋼的n值仍出現(xiàn)了上升階段，說明預(yù)應(yīng)變并不會影響殘留奧氏體的加工硬化效應(yīng)。DP780鋼的n值在變形前期雖然也很大，但在變形后期因位錯強(qiáng)化作用減弱而迅速下降，從而導(dǎo)致頸縮提前，因此其塑性比TRIP780鋼差。綜上，TRIP效應(yīng)賦予TRIP780鋼良好的塑性，使其沖壓成形性能優(yōu)于DP780鋼。

圖11 TRIP780（a）和DP780（b）鋼在不同塑性變形階段的n值Fig.11 n value of TRIP780（a）and DP780（b）steels at different stages of plastic deformation

4 結(jié)論

（1）預(yù)應(yīng)變使TRIP780和DP780鋼的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度上升，n值和斷后伸長率下降。TRIP780鋼中殘留奧氏體發(fā)生馬氏體相變可以彌補(bǔ)預(yù)應(yīng)變對應(yīng)變硬化性能的消耗，因此具有較好的二次硬化性能，這有利于鋼板的服役安全性。

（2）DP780鋼沖壓成形后發(fā)生斷裂是其塑性不足所致，TRIP780鋼則可以通過TRIP效應(yīng)賦予的高n值提升塑性，其沖壓成形性能優(yōu)于DP780鋼。在沖壓成形過程中，高塑性是汽車用先進(jìn)高強(qiáng)鋼獲得良好成形性能的重要原因。

（3）在沖壓成形過程中，TRIP780鋼中殘留奧氏體轉(zhuǎn)變較充分，其轉(zhuǎn)變量與應(yīng)變狀態(tài)有關(guān)，極限應(yīng)變比越接近0，應(yīng)變狀態(tài)則越接近平面應(yīng)變，殘留奧氏體轉(zhuǎn)變量也越多。

致謝：上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院王武榮教授在沖壓試驗過程中提供了很大幫助，在此深表感謝！