董繼亮， 張 星， 侯明山， 席曉利， 王 棟

（1.河鋼集團唐鋼公司技術(shù)中心， 河北 唐山 063016； 2.河鋼唐鋼生產(chǎn)制造部， 河北 唐山 063016）

600 MPa級微合金鋼已廣泛用于汽車底盤大梁，鋼帶經(jīng)過剪切、沖壓、焊接、噴涂等工序后裝配為汽車底盤大梁。隨著節(jié)能減排需求的日益提升，機械輕量化需求也逐漸顯現(xiàn)，目前機械設(shè)備上底盤大梁基本使用Q345厚規(guī)格材質(zhì)方管，其性能：屈服強度為 345～400 MPa，抗拉強度為 470～550 MPa。底盤縱梁、襯梁、橫梁通過鉚焊加強板（大梁鋼方管壁厚8 mm，襯梁鋼板厚度5 mm），從而保證車架彎曲剛度、疲勞性能。采用抗拉強度600 MPa級微合金鋼來制作方管大梁實現(xiàn)底盤的輕量化，不但可以獲得大的減重空間，并且可以同時提高車廂的抗疲勞性能和安全性，所以其將成為未來研究的熱點之一。

本研究基于唐鋼現(xiàn)代化中板坯連軋—連軋生產(chǎn)線，通過合金成分設(shè)計、冶煉和連鑄工藝控制、鑄坯加熱和控軋—控冷工藝優(yōu)化開發(fā)了600 MPa級微合金高強制管用鋼，產(chǎn)品通過添加Nb、Ti等強化元素，憑借固溶強化、析出強化和細晶強化等強化作用，顯著提高了材料強度并且使材料具有較好的塑韌性及抗疲勞性。

1 工業(yè)試制

1.1 成分設(shè)計

實驗鋼主要用于機械底盤等部位大梁，對強度、沖擊韌性以焊接性都有較高要求，在成分設(shè)計上，考慮到材質(zhì)的焊接性能與碳當量（見式（1））相關(guān)，因此選擇低碳成分保證材料可焊接性；Mn可以通過相變和固溶等強化作用提高鋼帶的物理性能，但Mn元素同樣能降低點焊能力，因此實際生產(chǎn)中要求w（Mn）低于1.6%。使用鈮和鈦作為復(fù)合強化元素，提升材質(zhì)的強度，同時鈦元素還能改善焊接性能；嚴格控制氮、硫和磷元素含量，減少雜質(zhì)元素的不利影響。本研究中成分設(shè)計方案如表1所示；材料力學(xué)性能要求如表2所示。

試驗鋼基于中板坯連軋—連軋生產(chǎn)流程設(shè)計，其工藝路線為：鐵水預(yù)處理→轉(zhuǎn)爐冶煉→LF→連鑄→加熱→軋制→層流冷卻→卷取。

表1 化學(xué)成分 %

表2 鋼帶力學(xué)性能要求

1.2 生產(chǎn)工藝及試制結(jié)果

由于產(chǎn)品Mn含量較高，為減少MnS偏析，需要在冶煉過程中嚴格控制S含量。通過鐵水預(yù)處理脫除大部分的S，控制出站鐵水中w（S）≤0.015%；轉(zhuǎn)爐冶煉采用低碳出鋼，轉(zhuǎn)爐終點成分控制w（C）≤0.04%、w（P）≤0.016%，轉(zhuǎn)爐出鋼過程中加入中碳錳鐵和鈮鐵；LF精煉過程中造還原渣，對鋼水中S進一步進行去除并進行合金成分微調(diào)，脫氧結(jié)束后添加鈦鐵，保證足夠的靜吹時間促進夾雜物上浮；通過計算，鋼水液相線為1 520℃，連鑄區(qū)域過熱度控制為20～30℃；連鑄區(qū)域需保證設(shè)備精度，控制結(jié)晶器液位波動在±3 mm以內(nèi)并保證拉速平穩(wěn)。

產(chǎn)品中有較高的Nb元素，因此鑄坯加熱對鋼帶的物理性能有較大的影響，為了保證高溫下Nb的完全固溶，根據(jù)設(shè)計成分計算固溶溫度1 215～1 235℃，鑄坯均熱溫度高于1 275℃，并保證熱坯保溫時間大于180 min；為防止精軋過程中Nb在奧氏體中過早析出喪失強化效果[8，9]，終軋溫度要高于奧氏體向鐵素體轉(zhuǎn)變溫度；同時為了增加層冷過程冷卻速度，進一步細化晶粒，適當降低卷曲溫度。精軋開軋溫度tFE目標1 030℃，終軋溫度tFD目標850～880℃；層冷使用集中快冷模式增加冷速，卷曲溫度580～620℃。

試驗鋼實際化學(xué)成分見表3，成分控制較穩(wěn)定，S、P、N殘余元素含量較低，成分達到設(shè)計目的。兩爐鋼物理性能見表4，產(chǎn)品性能指標均達到設(shè)計要求。0℃、-20℃和-40℃夏比擺錘沖擊均達到較高水平。

表3 化學(xué)成分 %

表4 物理性能

2 實驗鋼制管后性能分析

2.1 樣品概況

實驗鋼矩形管樣品總長度約為1 m，截面外尺寸為140 mm×80 mm。該矩形管由厚度規(guī)格為5.1 mm的熱軋卷板經(jīng)輥彎成形、高頻電阻焊接等工藝制成，焊縫位于矩形管寬度80 mm側(cè)面的中間部位。

2.2 實驗項目

1）超聲波探傷。利用超聲波探測儀，分析矩形管樣品的焊縫及4個圓角的整個長度范圍內(nèi)是否有裂紋、孔洞、夾雜物等宏觀缺陷。

2）金相組織觀察。利用激光共聚焦光學(xué)顯微鏡，觀察矩形管樣品焊接部位及其附近的金相組織。

3）常溫拉伸實驗。分析矩形管樣品焊接部位的結(jié)合強度，以及基體材料的拉伸力學(xué)性能。在分析焊接部位的結(jié)合強度時，拉力載荷垂直于焊縫長度方向，并且焊縫位于試樣平行段的中間部位；在分析基體材料的屈服強度、抗拉強度和斷后伸長率時，拉力載荷平行于板材的軋制方向。

4）三點彎曲實驗。利用2 000 kN電液伺服彎曲試驗機，檢測實驗鋼矩形管樣品的抗彎性能。與Q345矩形管進行對比試驗，Q345矩形管樣品截面外尺寸為140 mm×80 mm，與實驗鋼矩形管相同。Q345矩形管在生產(chǎn)時，由無縫管通過“圓成方”工藝拉拔制成，管材壁厚為8 mm。

3 實驗結(jié)果

3.1 超聲波探傷結(jié)果

利用超聲波探測儀，分別對矩形管樣品的焊縫及4個圓角的整個長度范圍進行了檢測。結(jié)果表明，在焊縫及4個圓角的整個長度范圍內(nèi)，均沒有發(fā)現(xiàn)裂紋、孔洞、夾雜物等宏觀缺陷。

3.2 金相組織觀察結(jié)果

圖1所示為實驗鋼矩形管樣品焊接部位及其附近的金相組織概貌。從圖1可以看出，焊接部位依次由焊縫熔合區(qū)、熱影響區(qū)和基體三個部分組成。其中，熔合區(qū)的寬度在1.5 mm（管材壁厚方向的中間部位）～3.1 mm（管材內(nèi)外表面附近）范圍內(nèi)，熱影響區(qū)的寬度在0.6 mm（管材內(nèi)表面附近）～1.1 mm（管材外表面附近）范圍內(nèi)。

圖1 矩形管樣品焊接部位及其附近的金相組織概貌

下頁圖2所示為矩形管基體、熱影響區(qū)和熔合區(qū)的金相組織?？梢钥闯?，基體的金相組織由細小的多邊形鐵素體和珠光體組成，其中部分珠光體沿板材的軋制方向呈帶狀分布；熱影響區(qū)的金相組織主要由多邊形鐵素體和粒狀貝氏體組成，此外還有少量的珠光體；在熔合區(qū)，金相組織則主要由魏氏組織鐵素體和板條貝氏體組成，同時也存在少量的珠光體。

由于貝氏體的存在，可以認為，熱影響區(qū)和焊縫熔合區(qū)的強度將會高于基體材料。

3.3 常溫拉伸實驗結(jié)果

圖2 矩形管基體、熱影響區(qū)和熔合區(qū)的金相組織

表5 矩形管焊接部位的拉伸力學(xué)性能

下頁表5列出了矩形管焊接部位的拉伸力學(xué)性能，下頁圖3是矩形管樣品焊接部位的拉伸斷裂位置。可以看出，試樣在拉伸過程中斷裂時，斷裂均發(fā)生在遠離熔合區(qū)和熱影響區(qū)的基體部位，強度也與熱軋性能數(shù)值接近。可以認為，對于矩形管樣品來說，熔合區(qū)和熱影響區(qū)的結(jié)合強度均高于基體部分，這與金相組織觀察的結(jié)果一致。也就是說，實驗鋼板材具有良好的焊接性能，焊接部位不會成為強度較差的薄弱環(huán)節(jié)。

3.4 三點彎曲實驗結(jié)果

實驗鋼與Q345矩形管的抗彎曲性對比，通過對比三點彎曲實驗得到的結(jié)構(gòu)載荷—位移響應(yīng)及結(jié)構(gòu)的變形模式來分析。圖4為兩種矩形管三點彎曲實驗對應(yīng)的載荷—位移圖，從圖4中可以看出，兩種材質(zhì)的矩形管均表現(xiàn)出典型的彎曲變形行為，在變形的初始狀態(tài)，兩矩形管處于線性彈性變形，力值均急劇上升；在下壓過程中，當矩形管局部出現(xiàn)褶皺時，力值達到最大，此時Q345矩形管的最大載荷為338 kN，實驗鋼矩形管的最大載荷為330 kN，兩者相差不大，表明兩者抗彎曲性能差別不大；隨著加載點局部褶皺的出現(xiàn)，載荷隨著垂直位移的增大而減小。

圖4 兩種矩形管三點彎曲實驗對應(yīng)的載荷—位移圖

圖5為矩形管加載彎曲過程圖，可以發(fā)現(xiàn)，兩種矩形管的彎曲變形主要集中在與壓頭接觸部分產(chǎn)生的塑性鉸處，而其他部分只發(fā)生繞支撐點的剛性轉(zhuǎn)動。在彎曲過程中，兩種矩形管變形特征極為相似：與壓頭接觸的上管壁向內(nèi)翻折，與之相鄰的兩受壓側(cè)面均向外翻折，變形區(qū)域整體表現(xiàn)為由向內(nèi)凹和兩個向外翻折模式，該變形的形成降低了矩形管的抗彎曲剛度，表現(xiàn)為圖4中載荷—位移曲線經(jīng)過最高點后曲線的下滑。

圖5 兩種矩形管的加載彎曲過程圖

下頁圖6為矩形管彎曲后變形狀態(tài)及局部變形圖，結(jié)合圖4載荷—位移曲線圖，可以看出，Q345矩形管載荷—位移曲線經(jīng)過最高點后的下滑幅度與實驗鋼曲線的下滑幅度相比，較為劇烈。這是因為在下壓過程中，Q345矩形管受壓管壁與兩側(cè)受壓面相連接的圓角開裂（見圖6所示），導(dǎo)致曲線下滑劇烈。經(jīng)過分析認為，Q345矩形管下壓開裂是由于局部圓角應(yīng)力集中導(dǎo)致。該Q345矩形管是由無縫鋼管經(jīng)過拉拔而成，并且為一道次直接成形。在拉拔成形過程中，應(yīng)變主要集中在矩形截面的4個圓角部位，因此，在后續(xù)使用過程中較容易出現(xiàn)圓角開裂。而實驗鋼矩形管采用“直接成方”輥彎成形，在下壓過程中無圓角開裂現(xiàn)象發(fā)生。同時，重點關(guān)注了焊縫處的變形情況，發(fā)現(xiàn)焊縫位置同樣無明顯開裂。

圖6 矩形管彎曲后變形狀態(tài)及局部變形圖

綜上所述，三點彎曲實驗結(jié)果表明，Q345矩形管與實驗鋼矩形管兩者抗彎曲性能差別不大，但是在彎曲過程中Q345矩形管出現(xiàn)圓角開裂現(xiàn)象，而實驗鋼矩形管彎曲后圓角部位及焊縫處均未見明顯開裂，說明5.1 mm厚度的實驗鋼制成的矩形管整體性能優(yōu)于8.0 mm厚度Q345矩形管。

4 結(jié)論

1）超聲波探傷結(jié)果表明，在實驗鋼矩形管樣品的焊縫及4個圓角的整個長度范圍內(nèi)，均沒有發(fā)現(xiàn)裂紋、孔洞、夾雜物等宏觀缺陷。因此實驗鋼熱軋卷板能夠滿足矩形管產(chǎn)品對于焊接性能和冷彎性能的需要。

2）金相組織和常溫拉伸實驗結(jié)果表明，在實驗鋼矩形管的焊縫熔合區(qū)和熱影響區(qū)當中均存在貝氏體組織，強度均高于基體部分。因此實驗鋼板材具有良好的焊接性能，焊接部位不會成為強度較差的薄弱環(huán)節(jié)。

3）三點彎曲實驗結(jié)果表明，Q345與實驗鋼矩形管的抗彎曲性能差別不大；在彎曲過程中，Q345矩形管出現(xiàn)開裂，而實驗鋼矩形管的圓角及焊縫部位均未見明顯開裂。因此實驗鋼矩形管的整體性能優(yōu)于Q345矩形管。

4）通過上述實驗，證明5.1 mm規(guī)格實驗鋼矩形管各項性能指標均優(yōu)于8.0 mm規(guī)格Q345無縫鋼管，應(yīng)用600 MPa級的微合金高強鋼，機械大梁可減重36%，機械底盤整體質(zhì)量可以減輕20%～30%。

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