高强度厚钢板范文

高强度厚钢板范文（精选8篇）

高强度厚钢板 第1篇

塔山矿在开采石炭系特厚煤层过程中, 顺槽支护在采动影响下破坏失效, 有时甚至引发漏顶事故。通过现场观察可发现, 索梁结构支护的失效率最大。为此, 不得不对矩形巷道的锚索支护进行反思, 重新审视支护构件的设计, 尝试从使用U型特殊钢或其它刚性金属支架代替索梁结构中的矿用11#工字钢;并对支护改进探索性地提出一些设想, 大大改善矩形巷道在受采动影响下的围岩承载能力, 找出适合塔山煤矿特厚复杂煤层的索梁支护结构。

1 钢带的作用机理

钢带是锚-网-带支护的一个重要部分, 其作用是保护围岩表面并承受一定的载荷。所以, 首先钢带必须具有一定的宽度以保证表面支护的要求, 同时具有一定的抗弯刚度和承载能力以支护锚杆支护中无效主动支护空间的破碎岩石。

1.1 钢带宽度要求及影响因素

钢带的宽度必须保证:a) 锚杆间不出现网兜;b钢带承载后不压入破坏围岩造成钢带和围岩接触面破坏钢带失效。顶板越破碎, 要求的宽度越大。

1.2 钢带的强度指标

钢带的强度指标包括承载能力、抗弯模量。

在破碎围岩的条件下, 钢带的承载能力必须足够承受无效支护空间的破碎岩体的重量。无效支护空间的破碎岩体的重量的计算公式如下:

式 (1) 中, W为无效支护空间岩石重量, kg;Lj为锚杆间距, m;Lp为锚杆排距, m;h为无效支护空间破碎岩石的高度, m;γ为岩石容重, 一般取2 500 kg/m3。

通过计算分析可得出以下结论:

a) 锚杆 (索) 的间排距。间排距越大对钢带强度和刚度要求越高;

b) 无效支护空间的高度。无效支护空间的高度和围岩的强度、锚杆间排距、锚杆支护形式都有密切关系。无效支护空间的高度可由下列公式估算:

式 (2) 中, H为无效支护空间的高度, m;L为间排距, m;f为普氏系数。

然而, 根据巷道掘进和使用的特点, 无效主动支护空间的高度是一个动态参数。它将随着掘进、一次动压、二次动压的过程而变大。因此钢带受力也是一个动态过程, 在钢带选择和设计时必须考虑;

c) 锚杆安装应力。一个高安装应力的锚杆支护系统可大大减少无支护空间高度, 从而减少对钢带的载荷。

2 破碎条件下巷道支护存在的问题

在遇到地质构造时, 由于巷道围岩破碎, 破碎围岩的松动圈较大, 锚杆支护不能锚固到较稳定的煤层内, 为使锚固支护有效, 常常将W钢带上的锚杆全部变为锚索, 但由于钢带承载力偏低, 与锚索联合支护经常将W钢带撕裂, 降低支护的护表效果。

锚索和工字钢梁联合支护结构的接顶方式为线接触, 护表效果差, 并带有切顶、破坏顶板的作用, 在顶板破碎不平整段, 或在遇到地质构造围岩破碎时, 钢梁接触不了顶板, 受力弯曲变形明显, 且锚索受力不均。

3 钢带支护的受力估算及改进

3.1 W钢带受力估算

根据塔山矿的具体条件为锚杆间排距1 000 mm, 煤层综合普氏系数4。

在掘进期间钢带所需承受围岩的破裂高度为:

式 (3) 中, Y为掘进期间钢带所需承受围岩破裂高度, m。

作用在锚杆钢带的重量为:

式 (4) 中, M为作用在锚杆钢带的重量, kg。

可看出, 在掘进过程中, 钢带受力并不大。受一次和二次动压后, 普氏系数将降低, 估算降低1倍, 动压后钢带所需承受围岩破裂高度为:

式 (5) 中, S为动压后钢带所需承受围岩破裂高度, m。

作用在锚杆钢带的重量为:

很明显, 目前塔山矿选用的3.75 mm的W钢带可有效避免可能的破断和撕裂。

3.2 锚索钢带受力估算

根据塔山矿的具体条件, 锚索间排距2 m, 煤层综合普氏系数4。

在掘进期间钢带所需承受围岩破裂高度为:

作用在锚索钢带的重量为:

受一次和二次动压后, 普氏系数将降低, 估算降低1倍, 动压后的钢带所需承受围岩重量高度为:

作用在锚索钢带的重量为:

通过分析发现, W钢带很难满足锚索钢带的强度要求。

3.3 锚索钢带的设计

根据钢带的基本设计原则:要保证有足够的承载力和支护面积, 同时考虑经济、重量轻、方便施工, 借鉴国外J6型钢带, 研发了JW高强度钢带, 这种钢带的具体参数:厚度6 mm, 米重18 kg;每米护顶面积250 mm×103mm;抗弯截面模量8 781 mm3;最大承载能力为 (2 m间排距) 1 575 kg。

4 巷道支护设计及效果

4.1 皮带顺槽的支护设计

皮带顺槽断面5 500 mm×3 500 mm。对支护设计进行了如下改进:钢梁使用长4 500 mm JW钢带代替11#矿用工字钢, 钢梁间距为2 700 mm, 每根JW钢带上布置3根锚索, 锚索间距为2 000 mm。

4.2 回风顺槽的支护设计

回风顺槽断面5 500 mm×3 600 mm。对支护设计进行了如下改进:钢梁使用长4 500 mm JW钢带代替11#矿用工字钢, 钢梁间距为2 700 mm, 每根JW钢带上布置3根锚索, 锚索间距为2 000 mm。

4.3 顶板破碎条件下的支护改进方案

在顶板破碎条件下, 对支护方案进行了如下改进, 钢梁使用长3 500 mm U25型钢梁代替11#矿用工字钢, 钢梁间距为1 600 mm, 每根U25钢梁上布置3根锚索, 锚索间距为1 500 mm。

4.4 经济效益

优化后皮带顺槽支护材料费用每米降低33.3元, 工程费用每米降低100元, 回风顺槽支护材料费用可每米降低52.4元, 工程费用每米降低157元。按照年掘进皮带顺槽、回风顺槽各5 000 m测算, 预计每年可节约工程费用128.5×104元。

5 结语

a) 通过使用JW钢带代替11#矿用工字钢支护巷道, 锚索失效现象明显减少, 巷道顶板支护质量得到有效提高, 较大程度上减轻了巷道后期维护难度;b) JW锚索钢带的使用不仅降低了掘进巷道的支护成本, 且减少了巷道回采期间的维护费用, 每年可节约支护费用128.5×104元;c) JW锚索钢带的使用, 护表面积增加了3倍, 重量减轻为11#矿用工字钢的1/3, 大大减轻了工人的劳动强度, 支护效率提高, 提高了单进水平;d) 采用这种新型支护材料, 在巷道围岩破碎条件下, 将顶板支护全部调整为JW锚索钢带+锚索的支护, 有效控制了巷道的变形, 钢带撕裂的现象明显减少。

摘要：塔山煤矿顺槽在复杂破碎条件下, 锚索支护失效率大, 巷道变形严重, 对巷道围岩控制造成很大影响, 为解决这一问题, 在分析钢带作用机理的基础上, 分析了现有支护结构存在的问题, 提出了改进支护效果的支护方案, 引进高强度JW钢带。经实际应用表明, JW高强度支护不仅解决了现有巷道存在的问题, 且应用在复杂破碎条件下也能有效控制巷道变形, 取得了显著的技术经济效益。

高强度钢板冷冲压成形数值拟研究 第2篇

高强度钢板冷冲压成形数值拟研究

使用Pam-Stamp 2G软件对材料为DP500的某轿车前保险杠的成形工艺进行了模拟研究.探讨了压边力对成形缺陷的影响,进行了工艺参数优化，得出一些有价值的结论.

作 者：谷诤巍 徐勇 程万军 单忠德 姜超  作者单位：谷诤巍,徐勇,程万军(吉林大学材料学院)

单忠德,姜超(机械科学研究总院先进制造技术研究中心)

刊 名：汽车工艺与材料 英文刊名：AUTOMOBILE TECHNOLOGY & MATERIAL 年，卷(期)： “”(1) 分类号：U4 关键词： 

汽车零件用高强度钢板的高应变变形 第3篇

为了减轻汽车车身的质量及提高汽车的碰撞安全性, 高强度钢板在汽车车身零部件中的应用越来越广泛。汽车在碰撞过程中作用于抗冲击零部件的应变速率 (ε) 可高达103/s, 因此车身防撞类零部件应选用变形强度对应变速率很敏感且又具有高吸收碰撞能量的钢板。

早期主要研究了高应变速率和相同强度条件下, 双相钢与其他钢种相比, 在应变速率敏感性和能量吸收能力方面的优势如图1。

按照强度分类的方法, 可以将高强钢分成不同的类别, 但即便属于同一类别的高强钢, 微观组织也可能不完全相同, 而且晶粒大小和第二相微观组织构成也可能有差别。

本文论述了固溶强化铁素体钢的晶粒尺寸、复相钢中第二相微观组织的类型及含量对钢板高速变形行为的影响。在冲击压溃试验中, 抗冲击梁采用横截面为帽型的试样作为模型, 并用FEM模拟试样的变形过程。

2 试验方法

2.1 应变速率对变形组织的影响

试验材料经真空熔炼, 然后进行热轧、冷轧、退火, 最终生产出低碳钢、440 MPa固溶强化钢和590MPa双相钢, 材料的化学成分如表1。3种钢均进行10%的应变。方法如下:使用Instron拉力试验机, 应变速率选用210-2/s;使用Hopkinson杆式冲击拉力试验机, 应变速率选用2103/s。用光学显微镜检查钢板表面的变形带;用TEM显微镜观察位错结构。

2.2 晶粒尺寸对铁素体单相钢高速变形行为的影响

试验材料经真空熔炼, 然后进行热轧、冷轧、不同条件的退火后, 生产出晶粒尺寸不同的铁素体单相钢 (属固溶强化钢) , 材料的化学成分如表2。使用Instron拉力试验机, 应变速率选用210-2/s和2/s;使用Hopkinson杆式冲击拉力试验机, 应变速率选用2103/s。试验目的是研究晶粒尺寸与动态变形强度之间的关系。试样平行段部分宽度为2.5 mm, 标距长度为3.8 mm。用干涉显微镜通过切割法来测量晶粒尺寸。

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2.3 马氏体对双相钢高速变形行为的影响

试验材料经真空熔炼, 然后进行热轧、冷轧、不同条件的热处理后, 生产出铁素体、马氏体晶粒尺寸不同且两种相含量不同的试样, 材料化学成分如表3。拉伸试验的应变速率为210-2/s和2103/s。

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2.4 残余奥氏体对复相钢高速变形行为的影响

试验材料经真空熔炼, 然后进行热轧、冷轧、不同条件的热处理后, 生产出具有残余奥氏体含量<2%的双相钢[铁素体 (α) +马氏体 (M) +奥氏体 (γ) ], 以及残余奥氏体含量在2%13%的TRIP钢[铁素体+贝氏体 (B) +奥氏体+马氏体], 材料的化学成分如表4。拉伸试验的应变速率分别为210-2/s和2103/s。

2.5 采用帽型截面试样的高速冲击试验及FEM分析方法

试验采用3种尺寸的帽型截面试样, 如图2。用294 N铅锤, 分别以30 km/h和50 km/h的速度对试样进行冲击。

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利用Tanimura等人推荐的组合方程, 可以从应变速率为210-2/s和2103/s拉伸试验的真应力-真应变关系中, 获得应变速率为2102/s的真应力-真应变关系。基于3种应变速率的真应力-真应变关系, 利用插值法和外推法就可以获得任何应变速率下的真应力-真应变关系。同冲击试验一样, 在相同条件下, 可以利用这些试验结果进行FEM模拟分析。试验要素中, 板单元数为1 080, 铅锤单元数为16, 节点的数量分别为1 096和32。应变速率为210-2/s和2103/s的名义应力-名义应变曲线如图3。

3 试验结果

3.1 应变速率对变形组织的影响

应变速率为210-2/s和2103/s的低碳钢板拉伸试验结束后, 光学显微镜观察到其试样表面的变形组织如图4。与静态条件下的变形组织相比, 高应变速率下的变形组织, 其变形带是模糊不清的。即使在静态变形条件下, 高强度钢的变形组织也是模糊不清的, 所以应变率对高强钢变形组织的影响不大。

TEM观察到的位错结构如图5。静态条件下, 低碳钢中可以观察到明显的晶胞, 而在高强钢中, 晶胞比较模糊, 尺寸也比较小。另外还观察到, 在高速变形条件下, 3类钢种中几乎没有形成晶胞结构, 这是因为材料的强度随着应变速率的增加而提高, 导致了更多的位错源被激活, 所以在高速变形条件下, 变形组织不会形成晶胞结构。

3.2 晶粒尺寸对铁素体单相钢高速变形行为的影响

Hall-Petch关系如式 (1) 所示, 为屈服强度σy和晶粒尺寸d之间的关系。

式中, σ0为位错在基体金属中运动的总阻力;ky为度量晶界对强化贡献大小的钉扎常数。

图6给出了晶粒尺寸和应变速率对屈服强度的影响。随着应变速率的增加, 晶界处的位错移动变得更加困难, 导致ky值随着应变速率的增加而增大, 如图7。在动态条件下, 随着晶粒尺寸减小, 变形强度对变形速率的敏感性增强, 材料吸收的能量增加, 如图8。

3.3 马氏体对铁素体+马氏体 (双相钢) 高速变形行为的影响

应变速率和马氏体的体积分数对屈服强度的影响如图9。在动态变形条件下, 屈服强度随着马氏体体积分数的增加而增大;但在静态变形条件下, 即使马氏体的体积分数增加, 屈服强度也没有明显变化。

马氏体的体积分数和应变速率对抗拉强度的影响如图10。抗拉强度随着马氏体体积分数的增加而增大, 而且无论在何种应变速率条件下, 抗拉强度始终保持着相同的增量。试验证明, 可以通过增加马氏体的体积分数来提高动态变形强度, 而且不会增加静态屈服强度。

动态变形条件下, 应变为10%的n值是随着相界面积的增加而增大的, 如图11。

在双相钢中, 变形强度对应变速率敏感性增强。动态变形条件下, 双相钢吸收能量的多少是随着马氏体的体积分数或铁素体-马氏体的相界面积增加而增加的。

3.4 残余奥氏体对复相钢高速变形行为的影响

α+M+γ (γ<2%) 组成的双相钢和α+γ+B+M (2%γ<13%) 组成的TRIP钢的静、动态屈服强度比值 (强度比在应变速率为2103/s和210-2/s之间) 受静态屈服强度和静态抗拉强度的影响, 如图12。屈服强度的静动态比值随着静态屈服强度或静态抗拉强度的增加而减小。但是在相同强度条件下, α+M+γ钢的静动态屈服强度比值比α+γ+B+M钢的高。在静态变形条件下, 残余奥氏体含量为10%左右时, n值获得最大值;但是在动态变形条件下, n值与残余奥氏体含量成反比关系, 如图13。

应变达到30%时的动态能量吸收值如图14。材料在相同强度条件下, 双相钢 (α+M+γ) 动态能量吸收的能力要比TRIP (α+γ+B+M) 钢强。

在高速变形过程中, 双相钢的强度对应变速率的敏感性要比TRIP钢高。马氏体相增加了加工硬化倾向, 因此可以认为在高速变形过程中, 铁素体和第二相强度不同导致了加工硬化增加的比例不同。

3.5 帽型截面试样的冲击压溃试验和FEM模拟试验结果

承受速度为50 km/h的冲击后, 低碳钢和590MPa双相钢大截面试样变形形态的模拟计算结果和试验结果如图15。由图15看出, 高强度钢的冲击压溃量比低碳钢小很多, 表明高强度钢具有出色的抗冲击性能。模拟计算结果认为, 变形是从端部的皱折开始的, 而端部正是承受载荷冲击的地方, 冲击压溃量是随着冲击速度的提高而增加的, 并且冲击后的形态呈阶梯式。

同模拟计算结果一样, 经过冲击压溃试验后的试样, 也可以在底部附近观察到少量的变形, 冲击压溃量也随着冲击速度的提高而增加, 并且冲击后的形态呈阶梯式。同时, 也观察到试验中有底部皱折、冲击端皱折和两端同时发生皱折的情况。上述3种结果的出现与端面加工精确度、冲击方法的差异以及其他因素有关, 这可能也是这类试验所存在的问题。

承受速度为50 km/h的冲击后, 低碳钢和590MPa双相钢小截面试样变形形态的模拟计算结果和试验结果如图16。无论模拟计算结果还是试验结果, 都是在距离端部60 mm左右的部位发生皱折。这种现象可能是因为小截面试样自由端长度比大截面试样短, 所以小截面试样底部不易发生皱折。

如图17所示, 冲击压溃量的试验值与模拟计算值是一致的, 因此可以通过模拟计算的方法来预测冲击压溃量。

4 结论

研究钢板微观组织与应变速率之间的关系, 得出以下结论。

a.高应变速率下的变形组织比低应变速率下的变形组织模糊。

b.应变速率达到2103/s时, Hall-Petch关系式也适用于铁素体单相高强钢。

c.应变速率为2103/s时, 随着马氏体体积分数的增加, 双相钢的抗拉强度和屈服强度同时增大;应变速率为2103/s时, 双相钢的n值随着铁素体与马氏体相界面积的增加而增大。

d.高速变形过程中, 具有α+M+γ结构的双相钢比具有α+γ+B+M结构的TRIP钢具有更高的能量吸收能力, 且双相钢的变形强度对应变速率的敏感性更高。

高强度钢板在金杯货箱中的应用 第4篇

1 货箱边板的基本结构

金杯货车的边板有各种形式, 按开启方式分的有三开箱、五开箱的;按结构形式分的有整体、分体式的。现以1041BLS3货箱内廓尺寸是3860*1810*375轻卡货箱的边板结构为例, 来分析是怎样由分体切换整体的, 整体时既是高强度钢板的应用, 图一是边板总成中的主要部分, 轻卡货箱边板总成包括:边板总成左/右及后边板总成, 边板总成由边板上梁, 边板下梁、边板、边板加强立柱、边板端立柱前/后、锁钩等各制件组成。原边板上梁、边板下梁及边板所用材质为Q235, 材料厚度为1.5, 通过减薄上/下梁厚度及总成的数量, 达到了轻量化的目的。

原状态 (材质Q235) 货箱边板材料成本明细 (1041BLS3应用前) 。

图2是应用高强度钢板一次辊压成型的边板结构, 公司在设备设计、制造、安装、调试及人员培训方面投入了大量的人力和资金, 经过半年左右时间设备投入使用。为验证产品效果, 进行了多次货箱总成的试制、试装, 经过相关部门的评审, 整体式高强度的货箱边板达到预期目的, 即有效控制零件数量使其货箱质量得以下降, 另生产的设备也由原来的3种变成一种。

高强度板滚压成型材料成本明细表 (1041BLS3应用后)

从表1、2可以看出, 应用前货箱的边板、后边板由6种9个件组成, 应用后由2种3个件组成;单台重量由78.467kg减到63.794kg, 减少14.673kg, 减少重量占货箱总成的5%;成本计算上可见的经济效益按每年2万台整体式边板货箱产量, 连续3年计6万量可获直接经济效益为:482.28万元。

2 高强度钢板在整车方面上的用途

高强度钢板的使用, 使车体的强度更大、安全性更高, 同时结构更加轻巧。

公司已经在几种车型底盘部分的车架左/右纵梁上, 将高强度板加以引用, 从市场信息反馈看效果可佳, 车架左/右纵梁的抗变形能力和原来相比得以提高。最近两年公司新开发换代车的驾驶室部分, 其中大底上的纵梁及横梁均采用此钢板, 通过减薄材料厚度达到既不降低钢度和强度来提高。

本车采用新材料新工艺的高强度钢板, 它具有高的碰撞吸收能、高的疲劳强度、高的成型性能等优点, 高强度钢板的使用, 使本体的强度更大、安全性更高, 结构更加轻巧, 同时货箱总成的抗变形能力也得到了提高

3 工艺水平得到提高

由于整体高强度板的边板在滚轧过程中就进行焊接, 焊接过程是在滚轧设备中进行的, 焊接效率高, 同时排除了人为因素, 产品质量是由设备保证的, 产品质量相对稳定, 质量也要高。而原来三段分体式边板是在工装中靠人工去焊接保证, 受人为因素影响较大, 质量远不如在滚轧设备焊接的稳定。

采用高强度钢整体边板后, 由于制件品种、数量的减少, 在生产过程中减少了制件的周转次数;减少了边板上梁、边板下梁与边板的组合工序;减少了边板上梁、边板下梁与边板的焊接工序。通过实际考核, 能节约生产节拍约3.7分钟, 生产效率也大大提高。

4 结论

汽车轻量化设计、高强度板的应用是汽车工业技术发展的方向, 对于我们金杯汽车自主品牌的企业来说, 此次货箱上高强度整体边板的应用在市场同行业2010~2013年连续3年竞争中, 不论从外形结构、工艺措施, 还是涂漆质量上, 虽然取得了一定的成绩, 但必须看到高强度钢板应用的同时也存在一些材料成本、制造工艺匹配等方面的问题, 需要进一步的研究和探索。在今后产品研发工作当中, 高强度钢板应是我们金杯车的优选材料。

材料在综合性能不断跃上新台阶同时, 使材料成本也能得到降低, 让80%以上的货箱各制件得以应用。

随着高强度钢板的成功应用, 建议公司应将继续开展高强度钢板在整车设计当中的应用, 以加快汽车结构轻量化, 汽车钢板轻量化进程, 争取使用更多的高强度钢板, 提高金杯车的燃耗性能和碰撞安全性, 使金杯车在激烈的市场竞争当中利于不败之地。

参考文献

[1]傅世枢.当代汽车用钢和超轻钢制汽车技术的开发[J].汽车工艺与材料, 2008 (2) :45-54.

[2]黄晓艳.超轻型汽车用钢的研究与开发[J].炼钢, 2007, 23 (2) :53-56.

加工高强度钢板的工模具钢选用 第5篇

1 模具的失效形式与机理

一般来说, 在下料和成形过程中, 模具的失效有以下5种形式。

a.磨损。在加工过程中, 板料与模具之间发生滑动接触, 摩擦力引起模具表面的磨损, 主要磨损形式为磨粒磨损和粘着磨损。

b.塑性变形。当工作应力超过模具材料的抗压屈服强度时, 模具会产生塑性变形。

c.崩刃。当工作应力超过模具材料的疲劳强度时, 模具会产生崩刃或掉角。

d.整体开裂。产生整体开裂的主要原因是工作应力超过了模具材料的断裂韧度。

e.咬焊。滑动接触与被加工板材的表面状况、粘着特性的某些因素导致滑动摩擦力过大, 使被加工材料与模具表面产生咬粘、粘附。

在这5种失效形式中, 磨损和咬焊多半是可以预见的, 且可以通过模具的定期维护而处理;开裂和崩刃是最严重的, 将会造成巨大的经济损失。

减轻磨损和防止塑性变形的常用方法是提高强度和硬度, 但是与此同时却降低了材料的韧度, 增加了模具整体开裂的风险。提高硬度的常用方法是提高含碳量, 但随着含碳量的提高, 材料显微组织中的碳化物 (一般工具钢中都含有铬、钼、钒、钨等易于形成碳化物的合金元素) 会增多和变得粗大, 这些粗大的碳化物成为疲劳源, 降低材料的疲劳寿命, 引发崩刃等故障。不仅粗大碳化物可能成为疲劳源, 夹杂物、表面缺陷以及尖锐转角等应力集中处都有可能成为疲劳源, 而且强度 (硬度) 越高, 越对应力集中敏感。所以, 为了避免模具出现事故, 从设计、制造到材料选用等各个环节都要充分注意。

2 模具钢的冶炼

传统的工具钢冶炼工艺使用大型铸锭, 钢液的凝固速度非常缓慢, 其显微组织中出现大量网状碳化物。经过轧制或锻造之后, 碳化物呈条状分布。这种形态的碳化物对于抵抗磨损有利, 但严重降低材料的韧度和疲劳强度。因此, 需寻求新的冶炼方法, 改善碳化物的形态并使之均匀分布。这样, 既可以充分发挥碳化物对提高硬度、抵抗磨损的作用, 又不会对疲劳强度和韧度带来明显的负面影响。工模具钢冶炼的新工艺主要有以下3种。

a.电渣重熔 (ESR) 。使用1根传统的钢锭在一个小的熔池中重熔, 熔池容量很小, 凝固速度快, 凝固后碳化物分布均匀且没有时间长大。在此工艺中还采用了熔渣过滤器, 使钢材的纯净度大为提高。

b.粉末冶金 (PM) 。首先, 使用氮气把熔融钢液雾化成极其细小的颗粒并迅速凝固, 使碳化物根本来不及长大。然后, 通过热等静压把粉末压制成钢锭, 采用传统的轧制或锻造工艺最终得到组织均匀、碳化物细小而且随机分布的材料。在最新的粉末冶金工艺中还采用了纯净化技术, 使粉末冶金材料的纯净度进一步提高。

c.喷射成形 (SF) 。这是生产工具钢的一种独特工艺。熔融钢液通过喷嘴喷向旋转的圆盘并在撞击圆盘时迅速凝固, 圆盘缓慢移动, 由喷射的钢液凝固形成的钢锭逐渐积累长大。钢锭通过传统的轧制或锻造成为钢材。钢液的凝固速度介于PM和ESR之间, 其组织结构与PM材料相同, 但碳化物稍粗大。

3 模具钢的选用

在高强度钢板的成形和冲切中, 执行工艺所需要的力量大于加工相同厚度的软钢板, 因而对模具材料的强度和耐磨性要求会更高。而冲切工艺的要求更为苛刻, 因为冲切工艺要求模具具有高的耐磨损、抗咬粘、抗压屈服强度、韧度、疲劳强度的综合性能, 而成形工艺主要对耐磨性、抗咬粘、抗压屈服强度敏感。

3.1 模具钢的有限元分析

使用数值模拟可以为选用工模具钢提供非常大的帮助。成形模具钢选用的一个重要问题是在板料成形中如何避免出现粘着, 因为粘着是此时模具的主要损坏形式。粘着的主要原因是凹模与板料之间有太高的接触压强, 有限元方法可以用来计算此种接触压强, 图1是计算结果的实例。这是对板厚为2 mm的双相钢钢板进行U形弯曲的计算结果, 结果表明, 在进行这种加工时, 不出现凹模粘着的最大接触压强为1 200MPa。通过计算可以得到不同板料与不同材料凹模组合进行各种方式的加工时的极限接触压强, 为合理选择模具材料提供了依据。

板料与凹模之间的粘着是一个比较复杂的过程, 影响因素比较多, 除模具材料, 模具表面处理、润滑剂的使用、模具表面粗糙度、成形速度等都会对产生粘着的极限压强有显著影响。

3.2 成形模具钢及其表面处理的选择

选择模具材料和表面处理工艺的依据主要有:板料的强度 (硬度) ;板料的厚度;板料本身有无镀层;成形零件的复杂程度;生产的零件数量。目前, 对成形高强度钢板的经验还有限, 下面介绍的是成形强度等级为800 MPa的双相钢板时的主要经验。

a.模具硬度。模具硬度必须大于58~59 HRC才能抵抗磨损、粘着和塑性变形。

b.模具表面粗糙度。使用中的模具必须保持良好的表面粗糙度, 一般经过抛光, 要求达到Ra0.2μm。

c.工模具钢。无表面处理的传统工模具钢不能满足本身无镀层的高强度钢板的成形模具要求, 表1列出适于用作高强度钢板成形模具的工具钢, 其中工具钢牌号是瑞典Uddeholm Tooling公司的牌号 (个别钢号示出其对应的AISI钢号和W.-Nr号) , 有关钢号的化学成分列于表2。推荐一种商品名为Uddeholm Vancron 40的模具钢, 这是一种高含氮量的高性能粉末冶金钢, 用它制造的成形模具, 比普通带表面涂层的模具表现还要优良。

d.表面处理。离子氮化模具能够满足简单零件或者较低强度、较薄厚度钢板的成形加工, 但是在长周期的生产中没有表现出足够的抗粘着能力;在具有足够硬度 (58 HRC以上) 的模具基体上施加物理气相沉积 (PVD) 涂层 (如Cr N或Ti Al N) 是推荐的解决方案, 气相沉积 (CVD) 涂层也可以避免粘着。

表1所列内容为目前的信息, 随着高强度钢板使用经验的增加, 这些内容可能更新。表中所介绍的工模具钢既可以制成整体模具, 也可以是镶件。

如上所述, 在大多数情况下需要表面涂层才能获得良好的模具性能, 这表明涂层有防止磨损和粘着的作用, 但是作为支撑涂层的基体模具钢必须要有高的硬度、韧度和疲劳强度, 以防止模具的塑性变形、崩刃和开裂。此外, 经过涂层工序之后, 模具的尺寸变化必须是极其微小或者可以预见的, 这样才能保证模具的尺寸和形位公差。

3.3 冲切加工的模具钢及其表面处理

在进行先进高强度钢板的冲切加工时, 对工模具要求的是具有高的综合性能, 因此更适合使用新一代工模具钢。在选择冲切加工的工模具钢及其表面处理时主要根据板料的强度、板料厚度、零件的设计特征 (如圆角半径等) 、零件的几何尺寸、加工零件的数量等因素。

(1) 表面处理

表面涂层的作用主要是防止磨损和粘着, 在判断是否采用涂层之前, 首先应当弄清磨损的有关情况。先进高强度钢板对模具的磨损和粘着与其组织结构有密切关系。双相钢板对模具主要产生粘着磨损, 所以涂层非常有效;带有镀层的钢板, 本身的镀层具有很好的润滑作用, 所以一般情况下模具不需要涂层;热轧微合金钢板对模具的磨损表现为粘着和磨粒的混合磨损, 如果在非酸洗表面状态下冲裁, 则主要表现为磨粒磨损, 在这种情况下, 模具表面的涂层可以明显减轻磨损;马氏体钢钢板冲裁时以磨粒磨损为主, 但是模具表面涂层没有太好效果, 因为涂层容易产生疲劳裂纹而剥落, 为了防止崩刃, 模具刀口也不应该进行氮化处理。

%

(2) 模具钢的选择

钢种不同, 对模具的要求也各异。

a.热轧微合金钢板。这类钢板含碳量较高, 故硬度较高, 厚度一般较厚, 在非酸洗状态下表面有氧化皮。这类钢板对模具的要求最为苛刻。对于较薄板料的中、短期生产, 推荐使用ASSAB88;在同时要求耐磨损和抗崩刃性能时, 推荐使用Vanadis 4 Extra;在长生产周期下, 落料或冲孔非酸洗表面钢板时应当使用无涂层Vancron 40。

b.冷轧双相钢板。如果预计有崩刃危险时, 推荐使用Caldie, 如果是强度比较低的双相钢板则Caldie Granshots亦可应用;在同时要求高耐磨性和高抗崩刃性能时, 推荐使用Vanadis 4Extra;要防止长期生产时的模具粘着, 推荐使用Vancron 40。

c.低碳冷轧马氏体钢板。应用Caldie避免崩刃和裂纹;在中、短期生产中推荐使用ASSAB 88或者Caldie;当同时要求高耐磨性和高抗崩刃性能时推荐使用Vanadis 4 Extra。

4 模具钢应用实例

(1) 门槛加强板

该零件采用厚度为1.8 mm的DP600双相钢钢板制造。生产时成形模具材料为Carmo Granshots;切边模上下刀口材料为Caldie, 施加CVD Ti CN涂层。每年产量25万件。

(2) B柱加强板

该零件采用厚度为2.0 mm的DP800双相钢钢板制造。生产时落料模具上下刀口材料为ASSAB 88或XW-42, 硬度62 HRC;成形模具材料为Vancron 40或ASSAB 88, 施加CVD Ti C+Ti N涂层, 硬度62 HRC;冲头硬度60 HRC;模具表面粗糙度Ra=0.1μm;使用润滑剂为8%油乳化剂。每年产量8.2万件。

(3) 轿车保险杠

该零件采用厚度为2.0 mm的DP1000双相钢钢板制造。生产时落料模具材料为Vanadis 4, 硬度60HRC;成形模具材料为Vanadis 4施加CVD Ti CN涂层, 硬度60 HRC。每年产量30万件。

(4) 拖钩支架

高强度厚钢板 第6篇

随着市场上汽车产品的多样化, 用户需求的差异化, 产品的更新非常快, 要求纵梁及横梁的制造工艺与快速变化的产品相适应, 否则将在激烈的市场竞争中失去竞争力。由于重型车生产企业的增多, 为了提高产品的竞争力, 各企业都在不断地进行技术改造, 采用新技术、新材料、新工艺。为了提高汽车的承载质量, 降低汽车制造成本, 降低油耗, 高强度钢板在国内外汽车制造中的应用越来越多, 并且车架零件的制造工艺与原来的大批量生产工艺相比发生很大变化。

1 国内外汽车大梁用高强度钢

在重型载货车制造中, 发达国家已普遍采用屈服强度为700 MPa高强度钢制作大梁, 取消纵梁的内加强板, 有效减轻了自身质量。国内载货车大梁板多用屈服强度345 MPa级钢板, 2002年开始, 一汽解放公司与技术中心材料部共同研究, 采用屈服强度为500 MPa钢板制造车架大梁与横梁连接板等零件。但是, 与国外企业还有很大差距, 车架总成质量明显大于国外车。目前, 宝钢研制的汽车大梁钢700L已经投产。宝钢与国外其他钢厂的低合金高强度钢板屈服强度级别对比如表1。宝钢的高强度钢板性能如表2, 钢板的冷弯性能试验如图1。

注:a为钢板厚度。

宝钢研制的高强度钢板主要用于制造汽车大梁、横梁、传动轴和轿车底盘零件等结构件。并且, 为了提高钢板的冷成形性能和焊接性能, 降低了钢的含碳量。但是钢板的屈强比高, 成形回弹大, 随着强度的提高伸长率降低。

而国外的钢厂已研制出更高级别的高强度钢板。如瑞典的SSAB公司已研制成DOMEX800 (屈服强度为800 MPa) 的钢板;韩国的浦相钢厂也有相同级别的高强度钢板产品, 并且在工程机械如挖掘机、起重机等上采用。当然, 现代汽车的重型载货车也采用了高强钢板。

2 车架零件成形工艺

制约国内汽车高强度钢应用的原因, 除了部分钢种尚在开发之中, 部分高强度钢品质不太稳定、高强度钢的成形技术没有完全解决是很重要的原因。

2.1 纵梁成形

(1) 传统模具冲压成形

工艺和设备特点:生产效率高, 质量稳定, 适用于单一品种的大批量生产。压力机吨位较大, 通常在3 000 t以上, 分油压机和机械式压力机两种, 如一汽卡车厂的5 000 t油压机, 日本小松的4 000 t机械压机, 目前国内汽车生产厂技术改造中都投资采购日本川崎油工的6 000 t油压机。

冲压工艺方案:外形落料并冲孔压弯成形 (将毛坯压弯成形, 同时进行变断面或等断面形状加工) 。模具通常有1套落料冲孔模 (左/右通用) , 2套压弯成形模 (左/右件只更换变截面部, 直槽部分共用) 。

冲压毛坯由钢厂直接提供单倍尺板料或用多倍尺料落料冲孔成纵梁毛坯。

(2) 柔性化模具及柔性化孔加工设备制造技术

工艺和设备特点:为了实现生产多个品种共用1套模具, 在模具结构上采用模块式组合技术。在1套基础模具上, 按照纵梁长短和外形配有不同的模块。生产时把这些模块按照顺序排列组合, 满足系列产品模块共用的要求。不仅模具制造周期短、成本低, 换型也比较方便, 且有利于实现柔性化生产。组合式纵梁模已普遍应用, 1套成形模也可生产几十个品种的重型车架纵梁。

组合模的不足:换模需要一定时间;当冲压长度较短的纵梁时, 会产生偏心负荷, 对压力机不利。

冲压工艺方案同上。

(3) 纵梁的辊压成形

辊压成形是与模具成形完全不同的另一种纵梁制造技术, 欧洲许多汽车生产厂已采用。纵梁产品为等断面直线纵梁。

工艺流程:多倍尺卷料开卷剪切单倍尺卷料滚压U型件随动切断成品入库。

其主要加工设备和工艺特点如下。

a.开卷纵剪线:纵梁的主要剪切设备是圆盘剪切机, 用废料剪切方法将多倍尺卷料分割成数条单倍尺卷料。一般可加工板料厚度1.0~10 mm, 多倍尺卷质量为20~30 t, 剪切宽度取决于纵梁展开尺寸。多倍尺卷料同样有侧弯问题, 在剪切的过程, 两侧也同时剪切处理。开卷速度为40~60 m/min。剪切的料宽尺寸公差可达到±0.3 mm。

工艺特点:生产效率高, 材料规格少、利用率高、储存占地面积少, 但每次安装调试时间长。

b.辊压成形线:辊压成形是型辊作旋转运动的弯曲成形工艺。滚压过程中带料借助于辊轮顺次弯曲并被向前送进滚压成形。主要设备有卷料架、送料架、校平机、对焊机、辊压机组、切断装置等。可加工的板料厚度2.0~10 mm, 滚压U型件尺寸160~320mm, 加工速度15~30 m/min。加工精度:纵梁腹板宽度公差±1.0 mm, 翼面宽度公差±1.0 mm;纵梁腹板、翼面直线度1/1 000, 最大6.0 mm。

工艺特点:生产效率高, 产品质量稳定, 制件长度可以随时调改, 但每次更换辊轮和调试的时间长。辊压工艺特别适合等断面纵梁的生产, 对变断面纵梁需要再加工。现在, 辊压成形线通过伺服电机控制可在几秒内完成产品料厚、槽宽及长度等参数的转换。变截面纵梁的辊压成形线正在开发研制。

采用捷迈公司开发的纵梁腹面折弯机实现前宽后窄结构车架纵梁折弯, 平均每根纵梁折弯时间为4min, 纵梁折弯的精度高, 腹面落差精度可在2 mm左右, 且折弯处纵梁翼面无凸出等不良现象。

高强度钢板车架的成形设备吨位非常大, 如5 000 t液压机, 成形力可达5 000 t。纵梁采用的高强度板为500L, 对于8 mm的加强板与8 mm的纵梁合压成形, 纵梁腹面已不能达到直线度要求。装配时横梁连接板与纵梁的腹面存在装配间隙。

辊压成形是在每对成形辊中局部成形的, 通过辊压线中12~16对成形辊才能完成纵梁成形, 根据U型件压弯力的公式 (F=0.7KBt2σb/ (r+t) ) , 式中B在每对成形辊成形时很小, 因此每组成形辊处所需的成形力比冲压模具一次冲压成形的成形力小很多。另外, 还可以同三面数控冲孔、机器人切割、抛丸等工序联成自动线, 提高生产效率。高强度钢板成形后的回弹比屈服强度在500 MPa以下的普通钢板大, 在设备气垫压力一定情况下, 模具冲压无法控制回弹, 但辊压成形可通过调整最后2~3组整形辊将纵梁的回弹校正过来, 因此辊压成形更适合高强度钢板。

2.2 横梁、连接板、支架类的冲压工艺

由于钢板强度较高, 横梁冲压需要大吨位的压机。一般油压机成本较低, 有利于形状复杂件的拉深成形, 但是生产效率较低。机械压力机成本较高, 但成形速度快。横梁类等冲压件由于尺寸较小, 压力机多采用单点压机。因此, 设备的特点是吨位大、台面尺寸小。一般都采用单点或双点的压力机。压力机带有下气垫, 气垫主要作用是压弯成形时压料、顶出制件, 落料冲孔时从凸凹模上退出废料。

横梁的工艺流程:落料冲孔压弯成形斜楔冲孔。

连接板的工艺流程:落料冲孔压弯成形切开/落料冲孔压弯成形。

支架类工艺流程:落料冲孔拉深冲孔切开/落料冲孔压弯成形冲孔。

3 车架零件孔及轮廓的制造工艺

3.1 纵梁制孔工艺

(1) 传统冲压模具冲孔

工艺和设备特点:采用落料冲孔模具制造纵梁毛坯。1套落料冲孔模 (左/右通用) 实现外形落料并冲孔。冲压毛坯由钢厂直接提供单倍尺板料或用多倍尺料剪成 (剪床剪切或辊剪线辊剪) 单倍尺料。

(2) 柔性化模具及柔性化孔加工设备制造技术

工艺和设备特点:组合模具的基本思路同组合成形模, 按照纵梁长短和外形配有不同的模块。如不同车型, 有些孔和形状是相同的, 只是因为轴距变化而变化, 生产时把这些模块按照顺序排列组合, 满足轴距变化的要求。

落料冲工艺孔模具改变传统的整体式结构, 采用安装板上装多套分体式小模具结构, 这样不仅模具制造周期短、成本低, 换型也比较方便, 且有利于实现柔性化生产。

从生产实际过程来看, 模具冲压虽然效率高, 经过模具的调试及试装后冲孔的精度能够满足装车的要求, 但是由于落料冲孔模具在成形前已冲孔, 在成形的过程中受材料性能的不均匀性、各向异性及设备和模具的状态等影响, 孔位精度不高, 与国外重卡公司如SCANIA、VOLVO、MARK等车架零件的精度相比还有很大差距。

高强度钢板在车架上的应用给落料冲孔设备提出了挑战。如5 000 t液压机, 落料冲孔力只有4 000 t, 成形力可达5 000 t。纵梁采用的高强度板为500L, 对于图2的纵梁, 纵梁与加强板合压成形后纵梁腹面已不能达到直线度要求, 落料冲孔对于500L最多只能冲215个孔。纵梁采用355L可以实现冲全孔, 并且压床是采用德国5 100 t油压机。纵梁采用500L冲压时冲头有损坏。

按照现有纵梁长度11 735 mm, 变截面部分长度2 500 mm, 冲孔孔数430个, 平均孔径18 mm, 落料冲孔所需冲裁力F=Ltσb=15 800 t。即使采用斜刃口及阶梯冲头等降低冲裁力为原来的30%, 所需压床的吨位Fp=6 000 t。

(3) 纵梁的数控冲孔制造技术

a.三面数控冲孔

三面数控冲孔是指加工纵梁腹板面和上、下两个翼面上的孔。整机共有4个冲孔单元, 2个布置在机床垂直面上, 加工纵梁腹板面上的孔;另外的2个布置在机床水平面的左、右侧, 加工纵梁上、下翼面的孔。冲模采用直列式排布, 所以换模时间短, 但模位数量较少。

工艺特点:产品质量稳定, 精度高。由于纵梁是先成形后冲孔, 孔位稳定, 冲孔精度可保证0.4mm。柔性化程度高, 新产品生产准备时间短, 对于纵梁孔变化, 生产准备仅仅是编程时间, 可以快速充分地满足市场和用户的要求。生产效率比平板冲高出许多, 加工1根300个孔的纵梁仅需6~7 min。图3为三面数控冲孔机打出的纵梁。

b.腹面数控冲孔

金方圆公司制造的双主机165 t+80 t U型梁腹面孔数控冲孔机, 其80 t主机负责冲Φ22 mm以下的孔, 165 t主机负责冲Φ22~Φ50 mm孔, 12 m长326个孔的纵梁9 min冲完。

捷迈生产提供的双主机120 t+60 t U型梁腹面孔冲孔线, 60 t主机可以前后左右移动冲Φ22 mm以下的孔, 120 t主机可以冲所有的孔, 这样效率可提高40%左右, 但整机价格提高50%左右。图4是纵梁腹面数控冲孔机。

c.平板数控冲孔

设备效率:正常工作速度下, 350孔板料的加工时间不大于8.5 min, 孔数每增加/减少1, 相应打孔时间增加/减少1.2 s。图5是平板数控冲孔机。

冲孔板料参数如下。

矩形板料或异形板料 (前后端有异形, 有部分孔) ;侧弯7 mm;板料翘曲30 mm;厚度4~10 mm;宽度300~550 mm;长度3 500~12000 mm;最大质量400 kg;可打孔的板材抗拉强度Rm=550~750 MPa;数控冲可实现的孔径规格:Φ7.8、Φ9、Φ11、Φ13、Φ15、Φ17、Φ19、Φ21、Φ23、Φ25、Φ30、Φ32、Φ35、Φ40、Φ50 mm的圆孔, 以及40 mm50 mm的长圆孔 (大冲头采用波浪刃口) ;加工精度:长度方向±0.5/12 000, 宽度方向±0.2/550;板料表面质量:加工全过程不得对板料表面造成划伤。

3.2 横梁及连接板小件数控冲孔

最大板材尺寸:800 mm2 000 mm;

板材最大翘曲高度:10 mm;

板材厚度:4~10 mm;

板材的力学性能:Rm=550~750 MPa, σs≥23%σb;

最大冲孔直径:Φ40 mm;

模位数:7个或者9个。

主要适用于汽车车架生产中连接板、小横梁等板材冲孔, 也可用于其他行业中厚板件的冲孔加工。

由上面计算得出结论, 纵梁冲孔尤其是高强度钢板冲孔所需设备吨位很大, 500L需要6 000 t设备, 如果材料级别提高到700L或800L则需要的设备吨位会更大, 价格也会非常昂贵。压床冲压还需要模具, 产品更新速度与模具设计制造周期的矛盾非常突出, 并且模具费用很高;换模时间要在50 min左右, 生产效率低。而数控冲孔却可以在几分钟内实现品种转换, 虽然生产1件产品的时间较冲压长, 但没有换模时间, 因此生产效率显著提高。数控冲孔采用单个孔冲压, 设备吨位只需120 t就可以实现装配用孔的冲孔。因此, 数控冲孔更适合高强度钢板。

3.3 纵梁及横梁轮廓制造工艺

(1) 纵梁及横梁轮廓制造的传统工艺是通过采用压床和落料冲孔模落料实现的, 但落料存在着冲孔工序相同的问题, 并且为了提高材料利用率, 纵梁和横梁多采用无废料的剪切板料直接修切外形轮廓。这样, 导致纵梁只在前端头有修边冲压, 压床严重偏载, 对设备影响很大。

(2) 因为激光切割的价格比等离子切割机高, 并且等离子切割的精度和断面质量已达到纵梁和横梁产品的要求, 所以目前采用龙门式数控等离子切割机/激光切割机来制造轮廓。但由于引弧和弧压调高、板材在切割台上的精确定位等方面的制约, 在制件的边缘切割不封闭的轮廓比较困难, 封闭切割纵梁等尺寸大的零件生产效率低, 材料利用率不高。

(3) 机器人等离子切割。机器人切割主要用来实现纵梁/加强板端头形状及数控冲孔不能实现的大孔的切割。可以只在纵梁毛坯的端头修切纵梁所需形状, 并且能够实现辊压后槽形纵梁的翼面轮廓和腹面轮廓加工。机器人通过程序控制, 产品品种转换只需调用相应的程序, 非常方便。

机器人自动切割生产线配有自动上下料系统, 提高了生产效率, 减轻了工人的劳动强度, 节省了大量人力。此项技术国内刚开始应用。图6是机器人等离子切割的生产线。

总之, 车架制造正从传统的少品种、大批量向多品种、小批量的生产方式转变, 与此相应的制造技术也要向能够快速转换的柔性化的制造工艺转变, 只有这样才能满足市场和用户的需求。

高强度厚钢板 第7篇

本文以工业化生产的连铸80mm厚高强度钢板为研究对象,采用原位分析和力学性能测试等手段分析了钢板的成分均匀性和对力学性能的影响。

1 实验材料和方法

实验钢的冶炼工艺为铁水预处理90吨转炉 LF精炼炉VD炉,化学成分见表1。钢水连铸采用适宜的保护渣、氩封保护浇铸,同时投入电磁搅拌,以减少铸坯中心偏析及中心疏松,改善铸坯质量,连铸坯截面尺寸为300mm1 650mm。铸坯在鞍钢中厚板厂厚板线轧制成80mm厚度的钢板。轧制过程中充分发挥4 300mm轧机、8 000t轧制力的能力,采用横、纵向轧制,大压下操作(最大压下量为33mm),以保证钢板内部缺陷能够充分焊合,减少中心缺陷。轧后钢板经890℃4h奥氏体化后油淬,然后在570℃回火,时间为5h。

分别依据GB/T1979-2001和 GB/T10561-2005对铸坯和钢板进行低倍组织缺陷和夹杂物评级。同时利用钢铁研究总院OPA-100型金属原位分析系统,采用金属原位统计分布分析技术对钢板横截面中间位置的C、Si、Mn、Cr、 Ni、 Mo、 P、S和Al等元素偏析情况进行分析,扫描范围为60mm(横向) 80mm(板厚方向)。

在热处理后钢板不同位置横向切取标准的夏比-V型冲击和拉伸试样(l0=5d0, d0=5mm),按GB/T 228-2002和GB/ T229-1994标准进行室温拉伸试验[应变速率0. 25～2.5(ks)-1]和-40℃金属夏比缺口冲击试验,试验结果分别取2个拉伸试样和3个冲击试样的平均值。同时在钢板板厚方向上切取拉伸(l0=5d0, d0=3mm)和标准夏比-V型冲击试样,试样的中间位置分别对应于钢板厚度的中心和负偏析带处(见图1)。

2 实验结果与分析

2.1 低倍组织缺陷和夹杂物评级

图2为铸坯低倍组织形貌,其中心偏析和中心疏松的评级分别为1.5和0.5级,无裂纹和针状气泡等缺陷,铸坯凝固组织中细小等轴晶所占比例超过30%(见表2)。铸坯横截面上存在一圈明显的“白亮带”,其宽度约为10mm,此白亮带的产生与电磁搅拌的使用及控制有一定关系。由于钢板合金含量相对较高,柱状晶生长较为迅速,为了控制柱状晶的生长,保证等轴晶的比例,需要提高电磁搅拌的强度以有效地破碎柱状晶。但是在加大电磁搅拌强度的同时,如果控制不当,就会在搅拌区域产生一圈“白亮带”。

钢板的低倍组织形貌见图1,可见钢板中心偏析和中心疏松的级别较低(均为0.5级),在距板厚中心平面约10mm处也发现了“白亮带”,此条带为负偏析带。在钢板截面上可以明显地看到树枝晶,靠近钢板心部位置处的树枝晶有明显的碎化现象。钢板的均匀性经过良好的轧制工艺控制获得较好改善,表现为中心偏析和中心疏松的级别较低,但是钢板中心附近出现的负偏析带会对钢板性能产生一定的影响。

表3为夹杂物评级结果。可见钢板的洁净度水平较高,钢板中主要夹杂物类型为球状夹杂,见图3(a),同时还存在少量的单颗粒球状类夹杂物,直径不小于13μm的单颗粒夹杂物,见图3(b),钢板心部的洁净度水平要略低于钢板表面。

(a)球状氧化物 (b)单颗粒球状类夹杂物

2.2 原位分析

金属原位统计分布分析技术是对被分析对象的原始状态的化学成分和结构进行分析的一项技术。通过对无预燃、连续扫描激发的火花放电所产生的光谱信号进行高速的数据采集和解析,可以测定样品表面不同位置的原始状态下的化学成分和含量以及表面的结构信息,因而能够实现被测样品的成分分布、缺陷判别和夹杂状态分析。

图4为各化学元素原位统计分布的二维分布图, 它表明合金元素中Cr和 Ni元素在整个截面内分布比较均匀,而C、Si、Mn和Mo元素在钢板中部两侧均存在明显的负偏析,中部局部位置有富集现象。非金属夹杂物形成元素P 和S在钢板中部位置有富集现象,并且在钢板中部两侧有明显的负偏析。

2.3 力学性能

表4为钢板力学性能试验结果,可见钢板不同位置横向切取的试样强度基本一致。尽管钢板不同位置的晶粒度和组织基本相同,但是与表面试样相比,取样位置越靠近钢板心部,塑性和冲击韧性下降幅度越大。此规律在合金钢厚板中是普遍存在的,通常认为是由于厚板心部存在中心偏析和中心疏松所造成的 [1,2]。

由钢板横截面的低倍组织形貌和原位分析可知,合金元素和非金属夹杂元素在负偏析带和心部的不均匀分布对钢板力学性能,尤其是板厚方向的力学性能产生较大影响。表5为钢板在板厚方向不同位置处的力学性能。可见,与标距中心位置(或是冲击试样V型缺口)处于负偏析带处的试样相比,标距中心位置(或是冲击试样V型缺口)在钢板厚度中心的试样,其抗拉强度要高5%左右,而断面收缩率和冲击吸收功分别降低51%和34%。在钢板横向取样时,取样位置不包括负偏析带,因此钢板不同位置处的试样强度基本相同(见表4)。而在钢板板厚方向不同位置取样时,负偏析带对强度的危害作用明显。回火马氏体钢最主要的强化方式是碳的固溶强化,由于碳在负偏析带处的含量明显低于周围区域,因此造成碳固溶强化作用的降低,从而引起强度的下降。由文献[3,4,5]可知,硫和磷对钢板强度没有影响,而对塑韧性影响较大。虽然钢板中硫、磷含量较低,但是由于硫和磷在钢板心部出现了聚集,导致钢板中出现了图5所示的链状MnS,从而引起塑性和韧性的下降。另外值得注意的是,钢板板厚方向试样的大部分拉伸断口形貌呈杯锥形(见图6),可是钢板板厚方向中部拉伸试样出现了完全脆断的情况(见图7),此时试样产生的拉伸断口平齐,几乎没有塑性变形的痕迹,断口的微观形貌为沿晶断裂和少量的韧窝,这也与硫和磷在钢板心部的偏聚有关。

注:拉伸试样为φ3的圆棒,冲击试样为标准的夏比-V型冲击试样。由于断裂位置在拉伸试样标距以外,因此表中有些断后伸长率数值不能给出。

(a) 45 (b) 1000

(a) 45 (b) 1000

综上所述,钢板不同位置力学性能的差异是由化学成分的不均匀性所引起的。负偏析带的存在引起钢板板厚方向强度下降,而硫、磷在钢板心部的偏聚则引起钢板塑韧性下降。对于已出现负偏析带的钢板,可以通过扩散退火处理使得合金元素的偏析程度降低。在以后的生产中应继续严格控制钢中磷和硫等非金属夹杂元素的含量,同时改进电磁搅拌工艺,在避免出现负偏析带的同时,提高等轴晶率,以改善均匀性。

3 结语

通过对冶炼、连铸、轧制和热处理过程的严格控制,鞍钢采用连铸工艺成功生产出80mm厚中合金钢板,力学性能满足使用要求。

化学成分均匀性是影响厚规格中合金钢板力学性能的主要因素,其中负偏析带的存在引起钢板板厚方向强度下降,而硫和磷的偏聚则引起钢板心部塑韧性下降。

对于已出现负偏析带的钢板,可以通过扩散退火处理使得合金元素的偏析程度降低。在以后的生产中应继续严格控制钢中硫和磷等非金属夹杂元素的含量,同时改进电磁搅拌工艺,在避免出现负偏析带的同时,提高等轴晶率,以改善均匀性。在改进连铸工艺后钢板的力学性能有望得到进一步的提高。

参考文献

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高强度厚钢板 第8篇

成形极限图用以表示板材处于各种应变比时所能承受的极限应变, 它的提出使人们对原本由屈服强度、伸长率等简单指标所表征的材料成形性有了更深层次的认识。作为板料的成形极限判据, 尽管还存在着因应变路径多样性所造成的不足, 但仍对实际生产有着重要的指导作用, 并且其在工程中的应用随着有限元方法的实用化而越来越广泛。完全靠人工试验获取各种板料的成形极限图, 所需要的工作量大、耗时耗材且需较高的费用, 又由于应变路径只能是近线性的, 可能与实际生产的差异较大, 因此利用有限元方法完成这一工作已经成为国内外板成形领域中的重要分析手段。面对诸多新型高强度钢板被大量应用于车身覆盖件、骨架件成形的生产现状, 需要合理安排各个成形工序的内容、协调各工序及各工序之间各部分板料的极限变形程度, 因此对440WD、590R、780Y 3种典型高强度钢板进行了成形极限图的有限元模拟, 并分析了应变路径对材料成形极限的影响, 为成形工艺和模具设计、制造提供有益参考。

2 单向拉伸试验

拉伸失稳理论是研究板料拉伸成形极限的基础, 因而研究成形极限图就必须进行拉伸试验, 提取单轴应力状态下板料的各项力学性能参数, 同时还可将试验曲线供有限元分析使用。拉伸试验用板材440WD的初始厚度t0=1.2 mm, 590R的初始厚度t0=1.6 mm, 780Y的初始厚度t0=1.8 mm。根据GB/T 2282002《金属材料室温拉伸试验方法》切割短试样, 原始标距, 为了测试各向异性, 取试样长轴方向分别与板料轧制方向成0°、45°及90°。试验在万能试验机上进行, 所用引伸计原始标距l0=50 mm。拉伸试样及3种材料的真实应力应变曲线如图1。表1是测试计算得出的材料主要力学性能参数。

测试计算所得力学性能参数反映了3种高强度钢板在单轴应力状态下的应力应变关系及其力学行为, 屈强比σs/σb均为0.5~0.6。440WD、590R具有较好的塑性, 特别因r值相对较大而使双拉变形时强度进一步提高。弥散分布有一定量马氏体的780Y钢抗拉强度显著提高, 但较小的硬化指数n显示其在单向应力状态下的极限变形能力相对较低。

3 成形极限的有限元分析

3.1 有限元模拟试验条件及建模

为了比较分析3种高强度钢板在相同变形条件下的成形性和成形极限, 有限元模拟试验的板坯厚度t0=1.2 mm。凸模球头半径rp=50 mm, 凹模内径D=102.64 mm, 圆角半径rd=5 mm。板材采用全积分薄壳B-T单元, 选用毛坯网格划分单元网格。凸模、凹模、压边圈、拉延筋简化为刚体, 采用平台默认网格划分。选用库伦摩擦模型, 摩擦因数μ=0.08。凸模的运动速度为2 000 mm/s, 并忽略相对运动速度对摩擦因数的影响。为了减少法兰流入量, 设拉延阻力为300 k N。有限元模拟直接采用上述3种板料的真实应力应变曲线加载, 即采用真实曲线硬化材料模型, 以提高模拟精度。所建有限元模型及试样形状尺寸如图2和表2。

mm

3.2 成形极限分析

利用上述已建模型和试验条件在DYNAFORM软件中进行变形过程仿真, 采用动力显示算法进行求解。板坯在相同模具设置条件下变形, 因宽向尺寸a和b不同, 基本经历了近似于单向拉伸 (1号试样) 、平面应变 (4号试样) 到双向等拉伸 (8号试样) 变形过渡过程。在研究拉伸失稳时, 通常采用应力比α=σ2/σ1来表示应力状态对失稳的影响, 这里则采用应变比β=|ε2/ε1|来衡量应变状态对成形极限的影响。

在成形极限图中, 纵坐标为径向应变ε1, 横坐标为周向应变ε2。1号试样的成形极限如图3所示, 板料在ε1>0、ε2<0区域内变形, 接近于单向拉伸状态并且绝大部分质点变形集中于ε1=-2ε2的单轴拉伸线两侧, 最大主应变ε1>0, 破裂点产生在试样中心。440WD的极限应变比β440WD≈0.41, β590R≈0.34, 而β780Y≈0.3。由应变比的定义和塑性变形体积不变假设可知, 在拉伸变形区, β值越大, 则另一主应变|ε3| (板厚应变ε3<0) 越小, 即板厚减薄变形越小。780Y的板厚应变量最大, 其成形极限也最低。另外, 由图3可以看出, 590R破裂线和破裂危险线最高, 因而其成形性相对好。

随着试样宽度尺寸a、b增大, 应变逐渐向拉压变形过渡, 4号试样诸质点的应变比逐渐向ε1轴靠近, β逐渐减小, 破裂点到达如图4所示β≈0的近似平面应变状态。3种板料4号试样的破裂危险点均由1号试样的中心位置沿拉伸方向向两侧移动, 移至离开试样中心ε2≈0的某一位置处。在向平面应变过渡的同时, 破裂危险线逐渐降低, 在ε1≈-ε3的平面应变状态下, 成形极限降至最低点, 对应于ε2的周σ1+σ3向应力即平均应力。2同时, 应变分布云图显示出780Y局部起皱倾向大于440WD和590R。注意到此时780Y的板厚减薄应变|ε3|明显小于其他两种板料, 可能由于板料强度较高导致凹模口外材料流入增大, 这从某种意义上或许可以说, 其对平面应变变形的适应性可能较强, 但制订成形工艺和设计制造模具时, 需要适当调节压料力以控制法兰流入量。

进一步加大试样宽度a、b, 板坯变形向双向拉伸变形方式过渡 (图5) , 8号试样达到成形极限时, 绝大多数变形质点移到ε1>0、ε2>0的双向拉伸变形区。当坯料边长a=d时, 变形质点全部落于双向等拉线ε1=ε2的上方, 即保持ε1>ε2的应变状态。与胀形相似, 离开凸模中心的一定距离上产生了明显的板厚减薄环, 在垂直于方形试样对边的方向上, 因法兰流入最少而分别形成4个破裂点。由极限应变比β440WD≈0.42、β590R≈0.43、β780Y≈0.42可知, 3种板料在双拉变形状态下的极限应变比很接近。但780Y的极限应变量在两个方向上都明显低于另外两种板料, 即在双拉变形状态下的成形性较差。破裂点极限应变ε1>ε2, 即β≠1的主要原因与板料各向异性及毛坯非回转对称形状有关。

3.3 破裂点应变路径分析

进入双拉变形区后, 在较小变形量时破裂点的应变路径仍为线性, 随着应变量增大转化为ε2不变而ε1单调增加即β迅速减小的变化趋势。离开ε1=-ε3平面应变主轴越远 (a、b尺寸增大) , 这种变化趋势向成形末端集中。β随变形的发展直线减小的实质是ε2=const (几乎恒定不变) , 变形沿着ε1=-ε3的规律发展使成形极限降低, 这与板料厚向异性系数r值较小有关, 并且3种板料破裂点的应变路径都远离双向等拉线。对于薄板成形通常可从板厚变化梯度来判断极限应变状态, 而3种板料破裂点板厚极限应变的绝对值可简单估算为|ε3 440WD|max≈0.65、|ε3 590R|max≈0.67、|ε3 780Y|max≈0.47, 说明440WD和590R两种板料对于双向拉伸变形的适应性要好于780Y。

4 结论

(1) 在近似单向应力状态下的有限元模拟与单轴拉伸试验结果比较吻合, 590R的成形性较好。780Y的板厚应变量因r值小而增大, 成形极限也最低。由拉压变形向平面应变过渡中, 变形极限曲线明显下降, 而在平面应变状态下, 3种板料的极限应变降至最低。其中, 780Y板厚应变最小的原因还与其强度高导致法兰流入增大有关, 因此生产中需适当调节压料力。3种板料的变形在双拉变形区均高于等双拉线, 除去矩形试样呈非回转对称形状的影响外, 还与板料r值较小有关。

(2) 在不等拉压区, 破裂点经过线性路径至成形后期向板厚应变减小方向漂移。由近似单轴应力状态向双拉变形区过渡过程中, 胀形变形成分逐渐增加使破裂点位置从试样中心沿半径方向向外移动。在平面应变状态下, 440WD显示出很高的变形能力。在双拉变形区, 破裂点初期变形与等拉线倾斜一角度呈线性路径发展, 但在成形后期则转化为平行于主拉伸轴ε1的拉-压变形。其中, 440WD和590R尤为明显。从破裂点板厚应变量可以看出, 590R对于双拉变形的适应性较强。

摘要：对现生产使用的车身高强度钢板440WD、590R、780Y进行单轴拉伸试验, 在此基础上开展成形极限的有限元分析后指出, 3种板料在不等拉压变形状态下的成形性和成形极限与单轴拉伸结果接近。在平面应变状态下, 780Y板厚应变小, 但法兰流入量较大, 需根据实际成形工艺适当调整压料力。在双拉变形区, 3种板料成形后期破裂点应变路径漂移形成某一方向拉应变停滞的等拉压变形状态, 440WD尤为明显。590R在变形全域中, 显示出相对较好的成形适应性。