沈 剛 張吳忌 劉仁東 郭金宇 董 瀚 史 文

（1.上海大學材料科學與工程學院，上海 200444；2.上海大學高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點實驗室，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，汽車用先進高強鋼的發(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，不僅要有高的強塑性，還要具備良好的成形性[2]。而汽車用鋼強度的提高通常會導致塑性的下降，使得利用殘留奧氏體增強增塑的機制廣泛應(yīng)用于第三代汽車用先進高強鋼[3]。相變誘發(fā)塑性（transformation induced plasticity，TRIP）鋼的主要強化機制與第三代汽車用先進高強鋼一致，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)，由于材料強度不夠?qū)е碌膹姸绕屏?；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性能及其變化規(guī)律很有必要[8-9]。本文對同一強度級別的商用TRIP780及DP780鋼進行預(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》沿鋼板軋向切取標距為50 mm的拉伸試樣，在MTS C45.305型萬能試驗機上分別進行應(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 試驗鋼的化學成分（質(zhì)量分數(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。使用天鍛沖壓機進行沖試驗，并與模擬結(jié)果進行對比，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度的差異來計算殘留奧氏體體積分數(shù)，計算方法[11]為：

式中：M為不含奧氏體標樣的飽和磁化強度；m為待測試樣的飽和磁化強度；c為殘留奧氏體體積分數(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數(shù)約54% ，貝氏體和殘留奧氏體的體積分數(shù)約45% 。TRIP鋼中貝氏體可以保證其強度，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數(shù)約69% ，馬氏體體體積分數(shù)約31% 。DP鋼的強度主要由硬質(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數(shù)如圖2所示?？梢?，0、5% 、10% 預(yù)應(yīng)變試樣的飽和磁化強度分別為176.19、182.83和188.13 emu/g，標樣的飽和磁化強度為206.93 emu/g，通過式（2）計算得到殘留奧氏體體積分數(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，殘留奧氏體體積分數(shù)下降，試樣的飽和磁化強度上升。

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，相關(guān)文獻提出是應(yīng)力松弛和Snoek氣團共同造成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，且極限抗拉強度接近，說明其應(yīng)變硬化機制不會因為應(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鋼的力學性能如表2所示?？梢妰煞N試驗鋼的屈服強度和抗拉強度均隨預(yù)應(yīng)變量的增加而升高。理論上，材料的強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，晶粒細化、位錯密度增加，從而使重新加載后鋼的強度極限提高[15]。兩種鋼的屈強比均隨預(yù)應(yīng)變量的增加而升高，說明預(yù)應(yīng)變對屈服強度的提升效果大于抗拉強度。DP780鋼的初始屈強比低于TRIP780鋼，但隨著預(yù)應(yīng)變量的增加，DP780鋼屈強比的增加幅度要大于TRIP780鋼。屈強比可以表征材料的強度儲備，屈強比越大，強度儲備越小，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行沖壓成形，其性能指標為：抗拉強度約為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）成形圖中高強低塑DP780鋼的位置A處出現(xiàn)開裂，而高強高塑TRIP780鋼及低強高塑H220BD鋼的位置A沒有發(fā)生開裂；（2）低強度H220BD鋼的起皺現(xiàn)象明顯輕于其他兩種高強鋼。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[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致的脆性斷裂。因此，良好的塑性是保證高強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數(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?？梢姰敚?＜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－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)變能促進亞穩(wěn)態(tài)殘留奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，使鋼板局部強度提高難以繼續(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動變得困難，應(yīng)變進入塑性變形階段后，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化作用減弱而迅速下降，從而導致頸縮提前，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鋼的屈服強度、抗拉強度上升，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高強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：上海大學材料科學與工程學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！