王秋雨，夏明生，劉淑影，張賽娟，徐 寬，李立銘

(唐山鋼鐵集團(tuán)有限責(zé)任公司，唐山 063600)

0 引 言

隨著全球法規(guī)對(duì)汽車燃油效率和安全標(biāo)準(zhǔn)的日益嚴(yán)格，980 MPa級(jí)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼由于具有高強(qiáng)度、優(yōu)異的塑性和耐沖擊性能，能夠滿足輕量化和安全性的雙重目標(biāo)，而被廣泛應(yīng)用在車身結(jié)構(gòu)件中。由于高強(qiáng)鋼的沖壓成形難度較大，常出現(xiàn)以DP780、DP980鋼為材料的前縱梁、座椅橫梁等典型結(jié)構(gòu)件的沖壓開裂問(wèn)題，因此，高強(qiáng)鋼的沖壓成形問(wèn)題成為目前研究的焦點(diǎn)和熱點(diǎn)。

高強(qiáng)鋼的成形性能根據(jù)其成形特點(diǎn)可分為全局成形性與局部成形性。全局成形性通常表現(xiàn)為大范圍內(nèi)材料的協(xié)調(diào)變形能力，成形方式以拉延為主[1]，成形件會(huì)因過(guò)度減薄而引起頸縮或開裂[2]，一般用成形極限曲線、加工硬化指數(shù)、均勻延伸率來(lái)描述。局部成形方式以翻邊擴(kuò)孔為主，變形位置相對(duì)集中，開裂位置無(wú)明顯頸縮[3]，常用擴(kuò)孔率、極限彎曲比表征。MORI等[4]研究了剪切邊質(zhì)量對(duì)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼擴(kuò)孔率的影響；DYKEMAN等[5]利用擴(kuò)孔試驗(yàn)從剪切邊質(zhì)量和顯微硬度等方面評(píng)價(jià)高強(qiáng)鋼的局部成形性；DEMERI等[6]統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，根據(jù)ISO/TS 16630—2009進(jìn)行擴(kuò)孔試驗(yàn)時(shí)，980 MPa級(jí)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼裂紋擴(kuò)展迅速，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果客觀性差、精度低。目前大部分研究?jī)H從剪切邊質(zhì)量、裂紋擴(kuò)展敏感性[7]、成形極限曲線[8]等單一方面表征先進(jìn)超高強(qiáng)鋼的成形性，未綜合研究其全局成形性和局部成形性。翻邊成形時(shí)成形件邊緣的應(yīng)變路徑符合單軸拉伸時(shí)的應(yīng)變路徑[9]，而單軸拉伸試驗(yàn)不僅可得到先進(jìn)超高強(qiáng)鋼的性能指標(biāo)，而且其均勻變形段的拉伸行為可表征其全局變形行為，頸縮斷裂段的拉伸行為可表征其局部變形行為。因此，作者結(jié)合數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)，利用單軸拉伸試驗(yàn)綜合表征980 MPa級(jí)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼的成形性能和拉伸行為，為980 MPa級(jí)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼的精準(zhǔn)選材提供試驗(yàn)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料包括厚度為1.2 mm的DP980、QP980、CP980等3種先進(jìn)超高強(qiáng)鋼板，名義抗拉強(qiáng)度均為980 MPa，熱處理態(tài)均為冷軋退火態(tài)，其化學(xué)成分如表1所示。顯微組織如圖1所示，可知：DP980鋼主要由鐵素體(F)和馬氏體(M)組成，其中馬氏體面積分?jǐn)?shù)為52%；QP980鋼主要由馬氏體和鐵素體組成，同時(shí)在鐵素體晶界上分布著一些島狀殘余奧氏體(A)，其中鐵素體面積分?jǐn)?shù)為36%，馬氏體面積分?jǐn)?shù)為52%；CP980鋼主要由鐵素體、貝氏體(B)和馬氏體組成，其中鐵素體面積分?jǐn)?shù)為38%。

表1 不同試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分

圖1 不同試驗(yàn)鋼的顯微組織

按照ASTM E8—2021，利用線切割方法加工出如圖2所示的拉伸試樣，試樣軸向與軋制方向平行，利用Zwick/roell-Z100型拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為0.067 mm·s-1，近似為準(zhǔn)靜態(tài)拉伸。拉伸試驗(yàn)前試樣的主要變形區(qū)域噴涂不均勻的散斑，利用數(shù)字圖像相關(guān)(digital image correlation，DIC)法記錄散斑的變形并得到各時(shí)刻的應(yīng)變分布圖，相同試驗(yàn)鋼進(jìn)行3次試驗(yàn)。在斷口附近取樣，經(jīng)打磨、拋光后，采用掃描電鏡(SEM)觀察裂紋源附近的拉伸斷口形貌以及斷口附近的微觀形貌。由單軸拉伸試驗(yàn)可得到表征材料塑性的斷面收縮率，而斷裂發(fā)生在頸縮區(qū)域的極小范圍內(nèi)，與標(biāo)距無(wú)關(guān)，因此可用斷面收縮率表征材料的局部變形能力。根據(jù)體積不變?cè)?，極小標(biāo)距長(zhǎng)度內(nèi)的伸長(zhǎng)量近似等于面積的減小量，由此得到真實(shí)斷裂應(yīng)變?chǔ)臫FS的表達(dá)式[8]為

圖2 拉伸試樣的尺寸

(1)

式中：Z為斷面收縮率；A0和Af分別為試驗(yàn)前和斷裂后試樣的橫截面積。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 單軸拉伸性能

由圖3可以看出，不同試驗(yàn)鋼的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線均表現(xiàn)出連續(xù)屈服特征。由表2可知：不同試驗(yàn)鋼的抗拉強(qiáng)度相近，CP980鋼的屈服強(qiáng)度略高；與DP980鋼和CP980鋼相比，QP980鋼的最大力塑性延伸率和斷裂總延伸率明顯較高，而斷面收縮率、真實(shí)斷裂應(yīng)變和屈強(qiáng)比明顯較小。

圖3 不同試驗(yàn)鋼的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線

表2 不同試驗(yàn)鋼的拉伸性能

2.2 與過(guò)程相關(guān)的應(yīng)變分布

由圖4可以看出：由DIC得到CP980鋼在斷裂前一幀的最大軸向真應(yīng)變最大，其次是DP980鋼，QP980鋼的最大軸向真應(yīng)變最小；DP980鋼與CP980鋼的斷裂路徑與主應(yīng)力方向呈45°角，斷口為斜斷口，厚度明顯減??；QP980鋼1/3區(qū)域的斷裂路徑與主應(yīng)力方向呈45°角，其余區(qū)域與主應(yīng)力方向垂直，斷口為斜-平直斷口，斜斷口區(qū)域厚度略有減薄，平直斷口處厚度無(wú)明顯減薄。

圖4 DIC得到不同試驗(yàn)鋼變形區(qū)在斷裂前一幀的軸向真應(yīng)變分布及斷裂后的宏觀形貌

全局應(yīng)變大小反映了材料全局成形性的好壞，為材料均勻變形階段的真應(yīng)變，其數(shù)值小于均勻延伸率。局部應(yīng)變大小反映了材料局部成形的好壞，為材料非均勻變形階段的真應(yīng)變，其數(shù)值大于均勻延伸率。為準(zhǔn)確評(píng)估局部應(yīng)變和全局應(yīng)變的分布特點(diǎn)，以DP980鋼為例，在50 mm標(biāo)距內(nèi)，每隔5 mm選擇一點(diǎn)，提取這些點(diǎn)斷裂前一幀的軸向真應(yīng)變，利用高斯公式擬合得到高斯曲線，并對(duì)高斯曲線取二階導(dǎo)數(shù)[10]，如圖5所示；根據(jù)全局變形區(qū)域內(nèi)應(yīng)變分布均勻的特點(diǎn)，將二階導(dǎo)數(shù)在[-0.04,0.02]范圍定義為全局應(yīng)變，其余位置定義為局部應(yīng)變。

圖5 DP980鋼標(biāo)距區(qū)域在斷裂前一幀的軸向真應(yīng)變擬合曲線以及相應(yīng)的二階導(dǎo)數(shù)

根據(jù)上述方法繪制得到的不同試驗(yàn)鋼在斷裂前一幀的全局與局部應(yīng)變分布如圖6所示。全局應(yīng)變按照由大到小的順序排列為QP980鋼、DP980鋼、CP980鋼，局部應(yīng)變按照由大到小的順序排列為CP980鋼、DP980鋼、QP980鋼。因此，全局成形能力按由大到小的順序排列為QP980鋼、DP980鋼、CP980鋼，局部成形能力按由大到小的順序排列為CP980鋼、DP980鋼、QP980鋼。

圖6 不同試驗(yàn)鋼在斷裂前一幀的全局與局部應(yīng)變分布

2.3 分析與討論

2.3.1 基于拉伸的全局成形性表征

單軸拉伸曲線中的起始-頸縮段體現(xiàn)了材料的全局成形性，且由加工硬化方式所決定[6]。目前主要采用Hollomon準(zhǔn)則來(lái)研究超高強(qiáng)鋼的加工硬化行為[11]，相關(guān)公式為

σ=kεn

(3)

(4)

式中：n為瞬時(shí)硬化指數(shù)；σ為真應(yīng)力；k為強(qiáng)度系數(shù)；ε為真應(yīng)變。

由式(3)和式(4)得到不同試驗(yàn)鋼的瞬時(shí)硬化指數(shù)-真應(yīng)變曲線，如圖7所示。由圖7可以看出，DP980鋼的瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加呈單調(diào)降低趨勢(shì)，這是因?yàn)镈P980鋼的強(qiáng)化機(jī)制以鐵素體的位錯(cuò)強(qiáng)化和馬氏體固溶強(qiáng)化為主。鐵素體為軟相，在拉伸初始階段主要承擔(dān)變形，馬氏體為硬相，主要承擔(dān)應(yīng)力；隨著應(yīng)變的增大，鐵素體內(nèi)可開動(dòng)位錯(cuò)密度快速增加[12]，因此瞬時(shí)硬化指數(shù)呈急速降低趨勢(shì)。QP980鋼的瞬時(shí)硬化指數(shù)與真應(yīng)變的關(guān)系可分為3個(gè)階段：第一階段的真應(yīng)變小于0.011，瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加而迅速下降至最小值；該階段的硬化機(jī)制以馬氏體硬相強(qiáng)化和鐵素體位錯(cuò)強(qiáng)化為主，與DP980鋼的強(qiáng)化機(jī)理相同。(2)第二階段的真應(yīng)變范圍為[0.011，0.051)，瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加呈升高趨勢(shì)，這是因?yàn)榻M織中的殘余奧氏體在應(yīng)力積累作用下轉(zhuǎn)變成馬氏體，產(chǎn)生相變誘導(dǎo)塑性(TRIP)效應(yīng)[13]；該階段的硬化機(jī)制以相變誘導(dǎo)強(qiáng)化為主，位錯(cuò)強(qiáng)化為輔，當(dāng)TRIP效應(yīng)達(dá)到頂峰時(shí)，瞬時(shí)硬化指數(shù)達(dá)到最大值0.2。(3)第三階段的真應(yīng)變范圍為[0.051,0.145]，瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加而緩慢下降，這是因?yàn)榻?jīng)過(guò)大量變形后，殘余奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變速率明顯降低，TRIP效應(yīng)基本飽和，出現(xiàn)頸縮時(shí)的瞬時(shí)硬化指數(shù)為0.15。CP980鋼的瞬時(shí)硬化指數(shù)與真應(yīng)變的關(guān)系也可以分為3個(gè)階段：(1)第一階段的真應(yīng)變小于0.012，此時(shí)瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加而呈快速下降趨勢(shì)；該階段的硬化機(jī)制以馬氏體、貝氏體的硬相強(qiáng)化和鐵素體的位錯(cuò)強(qiáng)化為主，強(qiáng)化效果稍弱于DP980鋼的鐵素體-馬氏體雙相強(qiáng)化效果。(2)第二階段的真應(yīng)變范圍為[0.012,0.015)，瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加而略有上升，這與該鋼成分中的適量鋁元素有關(guān)；鋁作為鐵素體形成元素，可以抑制滲碳體的生成，有助于淬火后形成殘余奧氏體，殘余奧氏體在應(yīng)力作用下發(fā)生TRIP效應(yīng)[14]。(3)第三階段的真應(yīng)變范圍為[0.015,0.062]，瞬時(shí)硬化指數(shù)隨真應(yīng)變的增加而呈快速降低趨勢(shì)。綜上，QP980鋼在拉伸過(guò)程中因存在顯著的TRIP效應(yīng)而減少了應(yīng)力集中，推遲了頸縮的產(chǎn)生，使得在初始-縮頸階段均保持較高的瞬時(shí)硬化指數(shù)。因此，該鋼的全局成形性明顯優(yōu)于DP980鋼和CP980鋼。

圖7 不同試驗(yàn)鋼的瞬時(shí)硬化指數(shù)與真應(yīng)變的關(guān)系曲線

2.3.2 基于拉伸的斷裂行為表征

在單軸拉伸過(guò)程中，試樣厚度中心區(qū)域應(yīng)變最大；隨變形量的增加，該區(qū)域首先發(fā)生應(yīng)力集中，均勻變形結(jié)束后，孔洞也最早在此處形核[15]。在多滑移系的共同作用下，最早生成的和不斷增加的孔洞沿剪切帶聚合長(zhǎng)大而形成微裂紋[16]。當(dāng)微裂紋張開的位移足夠大時(shí)，在剪切應(yīng)力的作用下微裂紋向試樣邊緣擴(kuò)展，最終形成與主應(yīng)力方向呈45°角的宏觀裂紋。DP980鋼和CP980鋼的斷裂路徑與主應(yīng)力方向呈45°角，二者的斷裂模式為剪切斷裂。QP980鋼的部分?jǐn)嗔崖窂脚c主應(yīng)力方向呈45°角，該部分?jǐn)嗔涯Ｊ綖榧羟袛嗔?；其余位置的斷裂路徑與主應(yīng)力方向垂直，該部分的斷裂模式為正向斷裂，這是因?yàn)镼P980鋼的裂紋擴(kuò)展敏感性強(qiáng)，在較小的拉應(yīng)力作用下微裂紋沿橫向迅速擴(kuò)展[17]，生成與主應(yīng)力方向垂直的平直斷面，且厚度無(wú)明顯減薄。

將斷裂前一幀的最大應(yīng)變位置作為裂紋起始點(diǎn)，觀察裂紋源附近的斷口形貌。由圖8可以看出：DP980鋼裂紋源附近的斷口由細(xì)小的韌窩組成，說(shuō)明該鋼發(fā)生微孔形核、聚合長(zhǎng)大型的韌性斷裂；CP980鋼裂紋源附近的斷口由細(xì)小韌窩和少量的解理面組成，說(shuō)明該鋼的斷裂形式主要為韌性斷裂；QP980鋼裂紋源附近的斷口表面分布著大小、深度非常不均勻的韌窩，且具有河流狀的表面，說(shuō)明該鋼的斷裂形式為準(zhǔn)解理斷裂。

圖8 不同試驗(yàn)鋼拉伸斷口裂紋源附近的微觀形貌

由圖9可以看出：3種鋼的孔洞均分布在馬氏體與鐵素體的相界面處，這是由于相間失調(diào)變形引起應(yīng)力集中造成的，這與文獻(xiàn)[18]中觀察到的結(jié)果相吻合。DP980鋼的鐵素體與馬氏體具有一定的協(xié)調(diào)變形能力，均沿45°方向拉長(zhǎng)，但是當(dāng)硬相馬氏體的變形速率跟不上軟相鐵素體時(shí)，兩相的相界面出現(xiàn)應(yīng)力集中導(dǎo)致孔洞的產(chǎn)生。CP980鋼的組織也沿45°方向拉長(zhǎng)，但是細(xì)小的馬氏體顆粒未發(fā)生明顯的塑性變形，這是因?yàn)镃P980鋼是由鐵素體、貝氏體和馬氏體組織組成的復(fù)相鋼，相間的硬度差小，有助于緩解相界面處的應(yīng)力集中，從而有效延緩孔洞的產(chǎn)生和擴(kuò)展。QP980鋼組織中鐵素體發(fā)生明顯的塑性變形，馬氏體變形程度不大，組織方向未發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，變形協(xié)調(diào)性不如DP980鋼和CP980鋼。由于硬相的變形量小，殘余奧氏體受額外的應(yīng)力小，因此位于較高強(qiáng)度相(如馬氏體)中的殘余奧氏體穩(wěn)定性比位于較低強(qiáng)度相(如鐵素體)中的要高[19]；QP980鋼在頸縮前的鐵素體晶界處的大部分殘余奧氏體轉(zhuǎn)變成馬氏體，僅剩面積分?jǐn)?shù)2%～3%的殘余奧氏體，且在后續(xù)變形過(guò)程中也不發(fā)生轉(zhuǎn)變[20]。新生馬氏體具有尺寸小、碳含量高、硬度高、脆性大等特點(diǎn)；較硬的馬氏體使得變形主要集中在較軟的鐵素體上，兩相的硬度差越大，變形越不協(xié)調(diào)[21]。在拉應(yīng)力作用下，鐵素體和馬氏體的不協(xié)調(diào)變形引起局部應(yīng)力集中而形成孔洞，與馬氏體相連的孔洞邊界變形不大，而與鐵素體相連的孔洞邊界迅速擴(kuò)展，形成與主應(yīng)力方向垂直的平直斷口。

圖9 不同試驗(yàn)鋼拉伸斷口附近的微觀形貌

3 結(jié) 論

(1)組織特征及變形過(guò)程中的相間協(xié)調(diào)變形能力決定了980 MPa級(jí)先進(jìn)超高強(qiáng)鋼的全局成形性、局部成形性與拉伸斷裂失效模式。

(2)QP980鋼由馬氏體、鐵素體、殘余奧氏體組成，在均勻變形階段奧氏體產(chǎn)生的TRIP效應(yīng)使該鋼具有最優(yōu)的全局成形性，但是新生馬氏體相與其他相的硬度差較大，導(dǎo)致其局部成形性最差并形成準(zhǔn)解理斷裂。

(3)DP980鋼由鐵素體和馬氏體組成，其強(qiáng)化機(jī)制以馬氏體硬相強(qiáng)化和鐵素體位錯(cuò)強(qiáng)化為主，全局成形性居中；同時(shí)因鐵素體和馬氏體之間具有一定的協(xié)調(diào)變形能力，DP980鋼的局部成形性較好，其斷裂形式主要為韌性斷裂。

(4)CP980鋼為鐵素體、貝氏體、馬氏體的多相組織，各相硬度差小，協(xié)調(diào)變形能力較強(qiáng)，有助于緩解相界面處的應(yīng)力集中，有效延緩微小孔洞的產(chǎn)生與擴(kuò)展，局部成形性最好，斷裂形式為韌性斷裂。