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        軋制差厚板單向拉伸性能研究

        2012-06-05 09:42:54偉,忠,平*,

        張 華 偉, 劉 立 忠, 胡 平*, 劉 相 華

        (1.大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 大連 116024;2.大連理工大學(xué) 運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部 汽車工程學(xué)院,遼寧 大連 116024;3.東北大學(xué)研究院,遼寧 沈陽(yáng) 110819)

        0 引 言

        德國(guó)亞琛工業(yè)大學(xué)的金屬成型研究所于20世紀(jì)末開始對(duì)軋制差厚板(tailor rolled blank,TRB)進(jìn)行研究[1].作為生產(chǎn)差厚板的核心技術(shù),柔性軋制技術(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)軋輥間隙的實(shí)時(shí)調(diào)整,進(jìn)而沿軋制方向軋制出預(yù)先定制的變截面形狀[2].設(shè)計(jì)人員可以根據(jù)后續(xù)成形工序中鋼板各個(gè)部位的實(shí)際受力以及整個(gè)車身的承載情況,選擇優(yōu)化的板料形狀,極大地提高了設(shè)計(jì)靈活性并減輕了車重[3,4].

        由于差厚板幾何、材料的非均一性,其各部分的材料性能不盡相同,需要采用單向拉伸試驗(yàn)來(lái)評(píng)估差厚板的基本力學(xué)性能和成形性能[5].

        李艷華等討論了st16差厚板厚度比及過(guò)渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)其延伸率和過(guò)渡區(qū)中心移動(dòng)量的影響[6].包向軍通過(guò)單向拉伸試驗(yàn)研究了固溶處理前后X5Cr Ni1810奧氏體不銹鋼差厚板的各向異性系數(shù)以及彈性模量[7].本文基于金屬塑性變形理論推導(dǎo)軋制差厚板單向拉伸的力學(xué)解析模型.在對(duì)1.2 mm和2.0 mm的等厚板進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,將有限單元法的思想運(yùn)用于過(guò)渡區(qū)的處理,并通過(guò)插值的方法來(lái)獲取軋制差厚板過(guò)渡區(qū)的力學(xué)性能參數(shù).對(duì)退火前后的1.2/2.0 mm軋制差厚板進(jìn)行單向拉伸仿真及試驗(yàn),并從微觀金相組織上對(duì)拉伸結(jié)果進(jìn)行解釋.

        1 軋制差厚板單向拉伸力學(xué)解析模型

        圖1所示為軋制差厚板單向拉伸的力學(xué)解析模型,根據(jù)軋制差厚板在單向拉伸過(guò)程中的平衡關(guān)系F1=F2=F3(其中F3為過(guò)渡區(qū)所受拉伸力)以及變形過(guò)程中各部分寬度相等(B1=B2=B3=B),并結(jié)合冪指型材料本構(gòu)關(guān)系σ=Kεn可以得到下面的等式:式中:σ為應(yīng)力;A為垂直于拉伸方向的板料截面面積;K為強(qiáng)化系數(shù);ε為應(yīng)變;n為硬化指數(shù);t為板料厚度;L為初始長(zhǎng)度;L′為變形后長(zhǎng)度.

        圖1 軋制差厚板單向拉伸力學(xué)解析模型Fig.1 Mechanical analytic model of TRB for uniaxial tension

        2 單向拉伸試驗(yàn)

        2.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

        本文所用材料牌號(hào)為SPHC,其化學(xué)成分:C,0.083%;Si,0.041%;Mn,0.316%;S,0.012%;P,0.017%.在變厚度的SPHC板上沿軋制方向切取1.2/2.0 mm差厚板、1.2 mm薄板及2.0 mm厚板的拉伸試樣,并將其中部分試樣進(jìn)行退火,拉伸試樣的尺寸如圖2所示.試驗(yàn)采用 WDW-3100型微機(jī)控制電子式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試板料的力學(xué)性能.

        圖2 軋制差厚板單向拉伸試樣尺寸(單位:mm)Fig.2 Dimension of TRB specimen for uniaxial tension(unit:mm)

        2.2 單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果

        通過(guò)單向拉伸試驗(yàn)得到的未退火和已退火等厚板的性能參數(shù)如表1和2所示.

        由表1和2可以看出:退火后薄板和厚板的屈服強(qiáng)度σs以及抗拉強(qiáng)度σb均減小,而彈性模量E、硬化指數(shù)n、厚向異性系數(shù)r均有所增大,這對(duì)于獲得良好的沖壓性能是有利的.

        分別將表1和2中試驗(yàn)所得未退火與已退火板料的相關(guān)力學(xué)性能參數(shù)代入式(4),可得到式(5)和(6):式中:下標(biāo)un代表未退火,an代表已退火;1代表薄側(cè),2代表厚側(cè).

        由式(5)和(6)可知,對(duì)于未退火和已退火的軋制差厚板拉伸試樣,薄側(cè)的應(yīng)變均大于厚側(cè),變形將會(huì)集中于薄側(cè)進(jìn)行,這將導(dǎo)致薄側(cè)更早發(fā)生破裂.

        表1 未退火板料的性能參數(shù)Tab.1 Properties of unannealed blanks

        表2 已退火板料的性能參數(shù)Tab.2 Properties of annealed blanks

        試驗(yàn)后未退火與已退火軋制差厚板試樣如圖3所示.可以看出,退火后的板料與退火前相比延伸率有了一定的提高,縮頸失效均是發(fā)生在軋制差厚板的薄側(cè),這也符合前面對(duì)式(5)和(6)的討論.

        圖3 試驗(yàn)后未退火與已退火軋制差厚板試樣對(duì)比Fig.3 Comparison between unannealed and annealed TRB specimen after experiment

        2.3 單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果的微觀解釋

        沿軋制方向切取未退火和已退火的軋制差厚板金相試樣,依次經(jīng)過(guò)鑲嵌、粗磨、精磨、拋光,最后用4%硝酸酒精浸蝕.在金相顯微鏡下觀察到的顯微組織如圖4所示.

        由圖4可以看出,對(duì)于未退火的軋制差厚板而言,1.2 mm薄側(cè)由于經(jīng)過(guò)軋制,塊狀鐵素體晶粒沿軋制方向被拉長(zhǎng),部分組織呈纖維狀,晶粒大小不均勻,因而軋制差厚板的強(qiáng)度增大、塑性降低.

        由圖4還可以看出,退火后軋制差厚板的薄、厚兩側(cè)基本上都是大小均勻的等軸晶粒和餅形晶粒,軋制差厚板的強(qiáng)度下降,塑性增強(qiáng),有個(gè)別的大晶粒產(chǎn)生,說(shuō)明晶粒已經(jīng)開始長(zhǎng)大,晶粒的餅形度增大,這是獲得良好成形性能的必要條件.

        圖4 未退火與已退火軋制差厚板的金相組織對(duì)比Fig.4 Comparison of metallurgical structures between unannealed and annealed TRBs

        3 軋制差厚板單向拉伸仿真

        3.1 軋制差厚板厚度過(guò)渡區(qū)處理

        對(duì)于軋制差厚板的厚度過(guò)渡區(qū),可以將其離散為有限個(gè)相互結(jié)合的等厚板,然后再將等厚板組合起來(lái)進(jìn)行整個(gè)過(guò)渡區(qū)的求解計(jì)算.因此,通過(guò)對(duì)表1和2中的數(shù)據(jù)進(jìn)行插值便可以獲得軋制差厚板過(guò)渡區(qū)的力學(xué)性能參數(shù),圖5為1.2/2.0 mm軋制差厚板單向拉伸仿真有限元模型.

        圖5 軋制差厚板單向拉伸仿真有限元模型Fig.5 Finite element model of TRB uniaxialtension simulation

        3.2 仿真結(jié)果

        未退火和已退火的1.2/2.0 mm軋制差厚板單向拉伸試樣在不同拉伸階段時(shí)的等效應(yīng)變分布如圖6和7所示.由圖可知,未退火與已退火軋制差厚板單向拉伸試樣的變形均主要集中在薄側(cè)進(jìn)行,直至縮頸失效.在相同位移的情況下,經(jīng)過(guò)退火的試樣有更小的等效應(yīng)變值,因而能夠獲得更大的延伸率.上述仿真結(jié)果與前面對(duì)式(5)、(6)的討論是一致的,與試驗(yàn)結(jié)果也是相吻合的.而且經(jīng)與試驗(yàn)相比較,仿真模擬的縮頸失效部位也是非常準(zhǔn)確的.

        圖6 未退火軋制差厚板試樣拉伸過(guò)程中等效應(yīng)變分布Fig.6 Equivalent strain distribution of unannealed TRB specimen during tension

        圖7 已退火軋制差厚板試樣拉伸過(guò)程中等效應(yīng)變分布Fig.7 Equivalent strain distribution of annealed TRB specimen during tension

        圖8 軋制差厚板拉伸試驗(yàn)與仿真的位移-荷載曲線Fig.8 Displacement and load curve of TRB tension test and simulation

        圖8為軋制差厚板拉伸試驗(yàn)與仿真的位移-荷載曲線對(duì)比.由圖可以看出,已退火軋制差厚板獲得了更大的延伸率,仿真計(jì)算出的位移-荷載曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線在縮頸出現(xiàn)之前均是非常吻合的.然而仿真發(fā)生縮頸的時(shí)間要遠(yuǎn)遠(yuǎn)晚于試驗(yàn).原因在于試驗(yàn)過(guò)程中材料會(huì)在縮頸出現(xiàn)的部位很快發(fā)生斷裂,而仿真所用的應(yīng)力應(yīng)變曲線是通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的插值而得到的,縮頸后的應(yīng)力應(yīng)變曲線則是采用了外插值的方法獲得.

        4 結(jié) 論

        (1)解析模型能夠準(zhǔn)確地描述軋制差厚板單向拉伸過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài).

        (2)退火前后,軋制差厚板單向拉伸試樣的縮頸均發(fā)生在試樣薄側(cè),并且經(jīng)過(guò)退火的軋制差厚板表現(xiàn)出更好的延展性以及成形性能.

        (3)軋制差厚板單向拉伸結(jié)果能夠通過(guò)金相組織分析來(lái)進(jìn)行合理解釋,解析公式、仿真以及試驗(yàn)結(jié)果三者有著較好的一致性.

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