熊自柳,吝章国,孙 力,董伊康,罗 杨,王 健
(河钢集团钢研总院,石家庄 ０５００００)
摘 要:对 DP５９０钢板和 CR３４０LA 钢板在应变速率为０．００３s－１(准静态)和２０~７００s－１(动态)下进行了室温拉伸试验,研究了试验钢板的动态拉伸变形行为、应变速率敏感性和动态断裂行为.结果表明:两种试验钢板的动态真应力Ｇ真应变曲线均无屈服平台,屈服后真应力随真应变的增加先快速增大后缓慢增大;应变速率对屈服强度的影响略高于对抗拉强度的影响,并且 DP５９０钢板的应变速率敏感性和硬化指数均高于 CR３４０LA 钢板的;两种试验钢板的均匀伸长率均随应变速率的增加而降低;随应变速率的增加,DP５９０ 钢 板 中 的 位 错 密 度 增 加,当 应 变 速 率 不 小 于２００s－１时出现位错胞;DP５９０钢板在准静态拉伸时发生明显颈缩,而动态拉伸时未发生颈缩,且随应变速率的增加,拉伸断口上的 C形韧窝数量减少,等轴状韧窝数量增加.
关键词:动态拉伸;应变速率;高强汽车钢板;变形行为
中图分类号:TG１４２ 文献标志码:A 文章编号:１０００Ｇ３７３８(２０１８)０８Ｇ００１８Ｇ０６
０ 引 言
近年来,因汽车轻量化和安全设计的要求,双相(DP)钢、高强度低合金(HSLA)钢等高强度钢板得到了广泛应用[１].汽车设计工程师通过减小板厚和优化结构来降低车的自重,再通过合理的选材和结构设计来提高汽车的安全性能[２].汽车的轻量化设计和碰撞安全设计依赖于准确的材料基础性能数据[３Ｇ４],包括静态力学性能、基础成形性能和动态力学性能等.静态力学性能数据可用于结构强度校核、刚度和模态的计算,基础成形性能数据可以用于指导材料的制造加工工艺,动态力学性能数据则被用于材料碰撞安全性能设计等.目前,有关高强度汽车钢板静态屈服强度、抗拉强度、硬化指数、伸长率等力学性能及参数的测试与研究比较充分,能够为结构强度、刚度和模态的计算提供 详 实 而 准 确 的 数 据,但 是 有 关 其 动 态力学性 能 的 测 试 与 研 究 相 对 较 少[５Ｇ６].这 一 方 面是因为动态 力 学 性 能 测 试 设 备 比 较 昂 贵,测 试 费用高;另一方 面 是 因 为 动 态 力 学 性 能 数 据 需 要 经过专业的处理才能真实地反映材料的动态力学属性.而高强度钢板在高速变形过程中的强度变化和塑 性 变 形 机 制 与 静 态 拉 伸 时 的 并 不 完 全 相同[７],因此静 态 力 学 性 能 不 能 替 代 动 态 力 学 性 能而用于碰撞安全性能的计算.为了在汽车车身结构设计时进行合理选材并提高汽车安全性能,需要对高强钢在高应变速率下的应变和应力响应特性、硬化和断裂特性进行研究,从而得 到 高 应 变 速 率 下 的 性 能 数 据 和 失 效 行 为.
DP５９０、CR３４０LA 钢是目前应用最广泛的汽车高强钢,二者的力学性能较为接近.为了给汽车结构件的安全设计提供基础数据,作者对这两种钢板的动态应力/应变响应、动态加工硬化特征和动态断裂行为等进行了研究.
１ 试样制备与试验方法
试验材料为河钢集团生产的连续退火高强度钢板,牌 号 分 别 为 DP５９０ 和 CR３４０LA,厚 度 均 为１．２mm,化学成分如表１所示.从图１可以看出,DP５９０ 钢 板 的 显 微 组 织 由 铁 素 体 和 马 氏 体 组 成,CR３４０LA 钢板的由铁素体和珠光体组成.
将试验钢板沿轧制方向线切割出尺寸如图２所示的拉 伸 试 样,在 ZWICK HM１６０１０ 型 动 态 拉伸试验机上 进 行 室 温 拉 伸 试 验,应 变 速 率 分 别 为０．００３s－１(准静态)和２０,５０,１００,２００,４００,７００s－１(动态).利用 ULTRA５５型扫描电镜(SEM)观察拉伸断口形貌.在 DP５９０钢板的动态拉伸试样断口上取样,经打磨、离子减薄后,在 TecnaiF３０型透射电镜(TEM)上观察微观形貌.
２ 试验结果与讨论
２．１ 动态拉伸性能
试验测得的真应力Ｇ真应变曲线含有设备系统性误差,须 进 行 傅 里 叶 降 噪 或 滤 波 处 理,并 采 用JohnsonＧCook模型[８Ｇ９]进行拟合,JohnsonＧCook 模型表达式为
式中:σ 为真应力;A 为屈服强度;B 为硬化模量;n为硬化指数;C 为应变速率敏感系数;ε 为等效塑性应变;ε?? 为等效塑性应变速率;ε??０ 为参考应变速率.
利用式(１)对试验测得的真应力Ｇ真应变曲线进行拟合并外延,如图３所示.由图３可以看出:两种试 验钢板在不同应变速率下的真应力Ｇ真应变曲线都没有出现屈服平台,屈服后试验钢板的真应力先随真应变的增加快速增大,当真应变达到０．１０左右时真应力增大的趋势有所减缓;当真应变由０．０２增至１．００时,DP５９０钢板和 CR３４０LA 钢板在准静态拉伸过程中的真应力分别增加了５７４,２７６ MPa,在应变速率为７００s－１ 的动态拉伸过程中分别增加了
５７０,２７４MPa,可见 DP５９０钢板的应变速率敏感性高于CR３４０LA钢板的.试验钢板在准静态与动态拉伸过程中的真应力随真应变的变化趋势一致,表明动态拉伸过程中的塑性变形机制没有发生本质变化.
由表２ 可知:当应变速率从 ０．００３s－１ 增加 到７００s－１时,DP５９０钢板和CR３４０LA 钢板的屈服强度(真应变为０．０２时的应力)分别增加了１８９,１８６MPa,抗拉强度(真应变取均匀伸长率)分别增加了１４９,１３９MPa.由此可见,应变速率对屈服强度的影响略高于对抗拉强度的,并且 DP５９０钢板的应变速率敏感性高于CR３４０LA钢板的.这是因为在塑性变形初期(真应变为０．０２~０．１０),强度较低的 CR３４０LA钢板更容易发生塑性变形而导致显著的应变强化[１０],而在塑性变形后期(真应变大于０．１０),温度效应[１１]削弱了应变速率对抗拉强度的影响.在图３的真应力Ｇ真应变曲线上取点,绘制得到DP５９０钢板在不同真应变下的真应力Ｇ应变速率曲线.由图４可以看出:随着应变速率的增加,DP５９０钢板的真应力先快速增大,当应变速率大于２００s－１后,增大趋势变缓;在不同真应变下,应变速率对真应力的影响程度几乎相同.
由图５可以看出:在准静态拉伸时,DP５９０ 钢板与 CR３４０LA 钢板的均匀伸长率相当;随着应变速率的增加,两种试验钢板的均匀伸长率均降低;DP５９０钢板的均匀伸长率在应变速率小于４００s－１时低于CR３４０LA钢板的,在应变速率大于等于４００s－１时高于 CR３４０LA 钢板的.
结合表１分析可知,DP５９０钢板中含有更多的铬和硅元素,能起到排碳的作用,而在变形过程中较低碳含量钢的位错更容易启动和增殖,真应力随真应变增加得更快,因此在应变速率小于４００s－１时,DP５９０钢板的均匀伸长率降低得更多.但当应变速率增至４００s－１及以上时,在变形过程中试验钢板几乎处于绝热状态,温升效应对均匀伸长率产生显著的影响;同时 DP５９０钢板特殊的软质相铁素体＋硬质相马氏体组织能有效改善均匀伸长率.在温升效应和 显 微 组 织 的 综 合 作 用 下,当 应 变 速 率小于４００s－１时 DP５９０钢板的 均 匀 伸 长 率 又 高 于CR３４０LA 钢板的.
２．２ 加工硬化及应变速率敏感性
为了进一步明确动态拉伸变形过程中试验钢板的真应力随真应变的变化规律,研究了硬化指数随真应变的变化规律.假定应变速率一定,应变速率敏感系数为定值,则式(１)可以变换为式(２)两边取对数,可得
利用 式 (３)对 图 ３ 中 的 数 据 进 行 处 理,得 到
和lnε 的关系曲线;对曲线进行微分处理,求得不同真应变对应的曲线斜率,即得到了不同真应变下的硬化指数.由图６可见:在相同的应变速率和真应变下,DP５９０钢板的硬化指数高于 CR３４０LA 钢板的;在低应变速率(不大于２００s－１)下,DP５９０钢板的硬化指数峰值约为０．２３,CR３４０LA 钢板的为０．１４~０．１８,在高应变速率(大于２００s－１)下,DP５９０钢板的硬化指数峰值下降到约０．１２,CR３４０LA 钢板的低于０．１２;在低应变速率下,两种试验钢板的硬化指数增加到 峰 值 后 降 低 至 稳 定 值 附 近,而 在 高 应变速率下,硬 化 指 数 增 加 到 峰 值 后 略 微 下 降 达 到稳定值,应变 速 率 显 著 影 响 着 硬 化 指 数 随 真 应 变的变化趋势.
综上可知:不同变形阶段试验钢板的加工硬化特性不同,不同应变速率下的加工硬化特性也存在明显差异.两种试验钢板加工硬化特性的差异与其显微 组 织 的 差 异 有 关. 结 合 图 １ 分 析 可 知:
CR３４０LA 钢板中的铁素体晶粒比 DP５９０钢板中的细小,且含有铌、钒等析出强化相,因此 CR３４０LA钢板中 铁 素 体 的 硬 度 更 高,塑 性 变 形 能 力 更 弱;CR３４０LA 钢板中的硬质相是珠光体,具有一定的变形能力,在变形过程中可以吸收部分铁素体产生的位错塞积而降低位错累积速率,而 DP５９０钢板中的马氏体硬度高,几乎不参与塑性变形,易于在晶界形成位错塞积.因此,在不同应变速率拉伸过程中,CR３４０LA 钢板的硬化指数都低于 DP５９０钢板的,且硬化指数随真应变的变化程度也不同.
２．３ 动态断裂行为
由图７可以看出:在应变速率为０．００３s－１(即准静态)下拉伸后,DP５９０钢板的拉伸断口呈平直状,有明显的颈缩产生;在应变速率为２００s－１ 下拉伸后,其拉伸断口与拉伸方向 成 ６０°角,断 口 边 缘 平直,几乎没有颈缩产生.
由图８可以看出,在准静态拉伸时,当真应变达到０．２２时DP５９０钢板的真应力达到最大,随后随真
应变的增加真应力降低,DP５９０钢板发生颈缩直至断裂.将真应力下降到抗拉强度的２/３时视为试样断裂,则在准静态拉伸时,DP５９０ 钢板断裂时的真应变为０．２７,颈缩应变量为０．０５.结合图７(b)和图８分析可知:在应变速率为２００s－１ 下,当真应变不大于０．１２时,DP５９０钢板几乎没有出现断裂前的失稳现象,整个变形区内发生均匀的变形;当真应变达到０．１８时,DP５９０钢板沿着与拉伸方向成６０°角的方向开裂,当真应变达到０．２１时断裂,颈缩应变量为０．０３.可见 DP５９０钢板在动态变形时的颈缩应变量小于在准静态变形时的.准静态拉伸时,DP５９０钢板的变形速率较小,在塑性变形时组织中的位错有充分时间沿着滑移带滑移而贯 穿 整 个 晶 粒[３];从 开 始 颈 缩 至 断 裂 过 程 中DP５９０钢板的真应变达到０．０５的持续时间较长,为７．０６s.依据金属塑性变形原理[１２],开始颈缩至断裂过程会伴随晶粒的转动,并且晶粒转动方向与宏观应力增加方向一致,这会使裂纹沿着垂直于拉伸方向扩展,即与颈缩方向一致,这是因为这个方向的截面积最小、应力最大,且裂纹扩展路径最短;但如果裂纹源位于试样表面,则会导致试样在较短时间内断裂而不发生颈缩,断口形貌也随机出现.在应变速率２００s－１下拉伸时,DP５９０钢板在开始颈缩至断裂时的真应变为０．０３,持续时间只有６．４５×１０－５s.由于变形极快,组织内部某些晶粒应力达到材料承受极限而无法通
过晶粒转动和位错滑移得到释放,导致应力集中,使裂纹萌生并迅速扩展到表面,整个变形过程不会发生宏观颈缩变形.理论上裂纹沿着局部微观应力最大的方向扩展,与组织中铁素体与马氏体相的比例、晶粒度和分布有关,并且由于晶粒难以转动,裂纹扩展所经历的距离最短,断口在宏观上表现得较为平滑.
由图９可以看出:在不同应变速率下拉伸断裂后,DP５９０钢板组织中形成了大量位错,且位错几乎都分布于铁素体(F)晶内或晶界,以及铁素体与马氏体(M)相界上;随着应变速率的增大,DP５９０钢板中的位错密度增加,当应变速率增大到２００s－１时形成位错胞,位错胞主要位于铁素体晶内;在不同应变速率下拉伸断裂后,DP５９０钢板中均没有发现明显的织构,即没有发生晶粒沿着拉伸方向偏转的情况,表明在高速变形时晶粒的变形协调行为比较单一;当应变速率达到７００s－１时,可观察到破碎的马氏体晶粒,说明组织内部的应力集中程度非常高.随应变速率的增加,变形时间缩短,试验钢板中的位错密 度 显 著 增 加;单 位 时 间 内 爆 发 的 位 错越多,位错运动遇到的阻力越大[７],强化效应越明显.这在一定程度上解释了应变速率强化效应的产生机制.当应变速率增加到２００s－１及以上时,位错胞的形 成 可 以 产 生 一 定 的 应 力 释 放,从 而 协调变形过程,因 此 高 速 变 形 时 试 验 钢 板 的 均 匀 伸长率有所 降 低,但 仍 较 高,且 为 非 线 性 下 降;此 时试验钢板 的 性 能 变 化 主 要 受 温 升 的 影 响.因 此,在抗拉强度接近于９００ MPa时其均匀伸长率仍较高(不低于０．１６３)[１３].当应变速率不小于２００s－１时,DP５９０钢板的组织中形成了大量的位错胞,降低了整体能量而产生塑 性 松 弛[１４],同 时 形 变 累 积 导 致 温 升 而 发 生 软化[１５],这是在高应变速率拉伸后 DP５９０钢板虽然有较高的位错密度,但是硬化指数峰值仍然较小的原因.当应变速率小于２００s－１时,在铁素体晶内以及其与马氏体相界上形成了大量位错,位错主要以在晶粒附近塞积的形式存在,没有形成位错胞,此时位错的硬化机制占主导,使得在较低应变速率拉伸时的硬化指数峰值较小.由图１０可以看出:动态拉伸后 DP５９０钢的拉伸断口均由大量韧窝组成,呈韧性断裂;当应变速率为５０s－１时,韧窝拉长呈 C形且分布均匀;应变速率为１００s－１ 时,小 韧 窝 呈 C 形,部 分 韧 窝 呈 等轴状;当应 变 速 率 为 ４００,７００s－１ 时,韧 窝 分 布 不均匀,少量韧窝呈 C 形,等 轴 状 韧 窝 增 多,断 口 部分区域呈解理断裂形貌.
３ 结 论
(１)在不同应变速率下拉伸时,DP５９０钢板和CR３４０LA 钢板 的 真 应 力Ｇ真 应 变 曲 线 均 无 屈 服 平台,屈服后真应力随真应变的增加先快速增加,当真应变大于０．１０时其增加趋势变缓;DP５９０钢板的真应力随应变速率增加先快速增加,当应变速率大于２００s－１时,其增加趋势变缓;两种试验钢板的均匀\伸长率均随应变速率增加而降低.应变速率对屈服强度的影响略高于对抗拉强度的,并且 DP５９０钢板的应变速率敏感性高于 CR３４０LA 钢板的.
(２)DP５９０钢板比 CR３４０LA 钢板具有更高的硬化指数;两种试验钢板的硬化指数在低应变速率下均增加到峰值后降低至稳定值附近,而在高应变速率下增加到峰值后略微下降达到稳定值.