热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响

工程科学学报，第38卷，第6期：820826,2016年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.6:820-826,June 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.06.011:http://journals.ustb.edu.cn 热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 彭雪锋)，韩静涛)区，晏培杰》，王宇” 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)上海宝钢型钢有限公司，上海201900 ☒通信作者，E-mail:hanjt@usth.cdu.cn 摘要为了克服传统辊弯工艺和设备对室温下高强钢的影响，提出弯角局部感应加热辊压成形工艺制备高强钢方管，并通 过单向拉伸试验、断口形貌观察、微观组织扫描电镜观察和X射线衍射分析研究热辊压成形温度对高强钢方管弯角处组织及 力学性能的影响.结果表明，随着温度的升高，弯角力学性能得到明显的改善，断口形貌由室温下解理断裂逐渐过渡为韧性 断裂，弯角处微观组织由板条状贝氏体向粒状贝氏体发展且多边形铁素体晶粒开始长大，方管外表面周向和纵向残余应力都 明显降低且分布更加合理.综合实验分析，高强钢方管热辊压成形工艺的最佳温度为650℃. 关键词辊压成形：高强钢：感应加热；断裂行为：残余应力 分类号TG142.1 Effect of hot forming temperature on the microstructure and mechanical properties of high strength square tubes PENG Xue-feng",HAN Jing-tao,YAN Peijie,WANG Yu 1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Shanghai Baosteel Section Steel Co.Ltd.,Shanghai 201900,China Corresponding author,E-mail:hanjt@ustb.edu.cn ABSTRACT To overcome the challenge of traditional roll forming process and equipment on high strength square tubes at room temperature,hot roll forming process using local induction heating was proposed to produce high strength square tubes.A series of tests including tensile testing,fracture morphology,scanning electron microscopy (SEM)and X-ray diffraction were performed to investigate the effect of hot forming temperature on the microstructure and mechanical properties of high strength square tubes.Experi- mental results show that as the temperature rises,the mechanical properties of the corners improve significantly.The fracture morphol- ogy gradually changes from cleavage fracture at room temperature to ductile fracture.The microstructures at the corners are developed from lath bainite to granular bainite and the polygonal ferrite begins to grow.Moreover,the circumferential and longitudinal residual stresses on the outside surface of the square tubes are reduced and reasonably redistributed.Based on the analyses of experimental results,the optimum forming temperature for high strength square tubes is 650C. KEY WORDS roll forming:high strength steel;induction heating:fracture behavior;residual stress 随着我国汽车工业的快速发展，汽车轻量化是改 尽管高强钢的应用越来越受到人们的青睐，但是 善汽车油耗的关键问题0，为了降低汽车重量而不损 高强钢的成形技术尚需深入研究.高强钢在室温下屈 害其碰撞性能，除了采用轻量化材料铝合金、镁合金以 服强度高，使其在成形过程中对设备和工艺要求较 及聚合物外，以高强钢或超强高钢代替传统普碳钢，是 高；高强钢产生的回弹量较大，降低产品的尺寸精 未来汽车工业的发展趋势P-. 度：同时其屈强比高，即安全成形区域相对较小，变 收稿日期：2015-0604

工程科学学报，第 38 卷，第 6 期: 820--826，2016 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 6: 820--826，June 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 06． 011; http: / /journals． ustb． edu． cn 热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 彭雪锋1) ，韩静涛1) ，晏培杰2) ，王 宇1) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 2) 上海宝钢型钢有限公司，上海 201900  通信作者，E-mail: hanjt@ ustb． edu． cn 摘 要 为了克服传统辊弯工艺和设备对室温下高强钢的影响，提出弯角局部感应加热辊压成形工艺制备高强钢方管，并通 过单向拉伸试验、断口形貌观察、微观组织扫描电镜观察和 X 射线衍射分析研究热辊压成形温度对高强钢方管弯角处组织及 力学性能的影响． 结果表明，随着温度的升高，弯角力学性能得到明显的改善，断口形貌由室温下解理断裂逐渐过渡为韧性 断裂，弯角处微观组织由板条状贝氏体向粒状贝氏体发展且多边形铁素体晶粒开始长大，方管外表面周向和纵向残余应力都 明显降低且分布更加合理． 综合实验分析，高强钢方管热辊压成形工艺的最佳温度为 650 ℃ ． 关键词 辊压成形; 高强钢; 感应加热; 断裂行为; 残余应力 分类号 TG142. 1 Effect of hot forming temperature on the microstructure and mechanical properties of high strength square tubes PENG Xue-feng1) ，HAN Jing-tao1)  ，YAN Pei-jie2) ，WANG Yu1) 1) School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Shanghai Baosteel Section Steel Co． Ltd．，Shanghai 201900，China  Corresponding author，E-mail: hanjt@ ustb． edu． cn ABSTＲACT To overcome the challenge of traditional roll forming process and equipment on high strength square tubes at room temperature，hot roll forming process using local induction heating was proposed to produce high strength square tubes． A series of tests including tensile testing，fracture morphology，scanning electron microscopy ( SEM) and X-ray diffraction were performed to investigate the effect of hot forming temperature on the microstructure and mechanical properties of high strength square tubes． Experi￾mental results show that as the temperature rises，the mechanical properties of the corners improve significantly． The fracture morphol￾ogy gradually changes from cleavage fracture at room temperature to ductile fracture． The microstructures at the corners are developed from lath bainite to granular bainite and the polygonal ferrite begins to grow． Moreover，the circumferential and longitudinal residual stresses on the outside surface of the square tubes are reduced and reasonably redistributed． Based on the analyses of experimental results，the optimum forming temperature for high strength square tubes is 650 ℃ ． KEY WOＲDS roll forming; high strength steel; induction heating; fracture behavior; residual stress 收稿日期: 2015--06--04 随着我国汽车工业的快速发展，汽车轻量化是改 善汽车油耗的关键问题［1］． 为了降低汽车重量而不损 害其碰撞性能，除了采用轻量化材料铝合金、镁合金以 及聚合物外，以高强钢或超强高钢代替传统普碳钢，是 未来汽车工业的发展趋势［2--3］． 尽管高强钢的应用越来越受到人们的青睐，但是 高强钢的成形技术尚需深入研究． 高强钢在室温下屈 服强度高，使其在成形过程中对设备和工艺要求较 高［4］; 高强钢产生的回弹量较大，降低产品的尺寸精 度［5］; 同时其屈强比高，即安全成形区域相对较小，变

彭雪锋等：热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 821 形圆角区域易产生韧性切向开裂6.因此，采用传统 提供依据 成形工艺生产高强钢或超高强钢零部件难度很大或根 1 实验材料及方法 本无法完成. 为克服高强钢对成形工艺及设备所带来的难 1.1实验材料 题，目前研究表明，在冲压或冲切成形工艺中，利用 实验所用材料为某钢厂QSTE7O0TM型高强度钢， 加热技术可明显改善高强钢成形工艺性能-；但 是目前国内客车用高强度方管的主要原材料.其显微 是很少研究关于高强钢方管热辊压成形工艺.本 组织为贝氏体和铁素体，主要力学性能及化学成形如 文提出一种新型高强钢方管热成形工艺技术，并从 表1所示.研究和分析QSTE700TM型高强度钢的高 弯角拉伸性能、断口形貌、微观组织以及残余应力 温力学性能是制定和完善热辊压成形温度的最主要依 的大小和分布四方面分析辊压成形温度对高强钢 据.图1是通过Gleeble-3500热模拟试验机对 方管组织及性能的影响，为选择合适的热辊压温度 QSTE700TM材料进行高温拉伸的试验结果. 表1QSTE700TM材料主要力学参数及化学成分 Table 1 Mechanical properties and chemical component of QSTE700TM 力学性能 质量分数/% 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 延伸率/% C Si Mn P Mo Al 727.6 830.4 20.72 0.07 0.10 1.880.0070.160.0010.044 180 的方管，如图3所示 800 本文将从弯角力学性能、拉伸断口形貌、角部微观 组织以及方管截面残余应力的大小和分布四个方面分 星600 析热辊压成形温度对高强钢方管组织及性能的影响， 一·一抗拉强度 一·一延伸率 以下部分将详细介绍 成形辊 200 20 0 200 400. 600 800 预成型方管 温度℃ 图1QSTE700TM高强钢高温力学特性 Fig.1 Mechanical properties of QSTE700TM high strength steel at high temperature 1.2高强钢方管制备工艺 线性加热线 由传统冷弯成形工艺将QSTE7O0TM高强度钢板 预弯成圆角半径R=8mm、截面尺寸40mm×40mm、壁 图2热辊压成形工艺示意图 Fig.2 Schematic illustration of the hot roll forming process 厚为2mm的方管，采用高频感应焊进行对焊，预成型 方管以成形速度V=5.0mmin进入热辊压成形工艺 系统的第1个道次，主要是保证预成形方管稳定进入 线性感应加热线圈.该自主设计的线性感应加热线圈 预成型方管 热辊压方管 能够实现只对方管四个弯角部位进行局部加热，如图 2所示，并通过PD自动反馈系统保证温度的恒定.根 据图1所示的QSTE700TM高强钢高温力学性能特点， 选择热辊压成形温度区间为500、550、600、650和 700℃，以室温25℃成形作为对比参照.然后进入辊 R=8 mm R=2 mm 压成形道次，方管受到轧辊的四向挤压力.由于圆角 受到温度的影响，使其屈服强度低于不受温度影响的 图3预成形方管与热辊压成形方管对比 平面母材，且其成形性能得到提高，从而轧辊挤压力被 Fig.3 Comparison of the preformed square tube with the hot-roll- 传递到弯角处，发生塑形形变，得到圆角半径R=2m formed square tube

彭雪锋等: 热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 形圆角区域易产生韧性切向开裂［6--7］． 因此，采用传统 成形工艺生产高强钢或超高强钢零部件难度很大或根 本无法完成． 为克服高 强 钢 对 成 形 工 艺 及 设 备 所 带 来 的 难 题，目前研究表明，在冲压或冲切成形工艺中，利用 加热技术可明显改善高强钢成形工艺性能［8--12］; 但 是很少研究关于高强钢方管热辊压成形工艺． 本 文提出一种新型高强钢方管热成形工艺技术，并从 弯角拉伸性 能、断 口 形 貌、微观组织以及残余应力 的大小和分布四方面分析辊压成形温度对高强钢 方管组织及性能的影响，为选择合适的热辊压温度 提供依据． 1 实验材料及方法 1. 1 实验材料 实验所用材料为某钢厂 QSTE700TM 型高强度钢， 是目前国内客车用高强度方管的主要原材料． 其显微 组织为贝氏体和铁素体，主要力学性能及化学成形如 表 1 所示． 研究和分析 QSTE700TM 型高强度钢的高 温力学性能是制定和完善热辊压成形温度的最主要依 据． 图 1 是 通 过 Gleeble-3500 热模拟试验机对 QSTE700TM 材料进行高温拉伸的试验结果． 表 1 QSTE700TM 材料主要力学参数及化学成分 Table 1 Mechanical properties and chemical component of QSTE700TM 力学性能 质量分数/% 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 延伸率/% C Si Mn P Mo S Al 727. 6 830. 4 20. 72 0. 07 0. 10 1. 88 0. 007 0. 16 0. 001 0. 044 图 1 QSTE700TM 高强钢高温力学特性 Fig． 1 Mechanical properties of QSTE700TM high strength steel at high temperature 1. 2 高强钢方管制备工艺 由传统冷弯成形工艺将 QSTE700TM 高强度钢板 预弯成圆角半径 Ｒ = 8 mm、截面尺寸 40 mm × 40 mm、壁 厚为 2 mm 的方管，采用高频感应焊进行对焊，预成型 方管以成形速度 V = 5. 0 m·min － 1进入热辊压成形工艺 系统的第 1 个道次，主要是保证预成形方管稳定进入 线性感应加热线圈． 该自主设计的线性感应加热线圈 能够实现只对方管四个弯角部位进行局部加热，如图 2 所示，并通过 PID 自动反馈系统保证温度的恒定． 根 据图 1 所示的 QSTE700TM 高强钢高温力学性能特点， 选择 热 辊 压 成 形 温 度 区 间 为 500、550、600、650 和 700 ℃，以室温 25 ℃ 成形作为对比参照． 然后进入辊 压成形道次，方管受到轧辊的四向挤压力． 由于圆角 受到温度的影响，使其屈服强度低于不受温度影响的 平面母材，且其成形性能得到提高，从而轧辊挤压力被 传递到弯角处，发生塑形形变，得到圆角半径 Ｒ = 2 mm 的方管，如图 3 所示． 本文将从弯角力学性能、拉伸断口形貌、角部微观 组织以及方管截面残余应力的大小和分布四个方面分 析热辊压成形温度对高强钢方管组织及性能的影响， 以下部分将详细介绍． 图 2 热辊压成形工艺示意图 Fig． 2 Schematic illustration of the hot roll forming process 图 3 预成形方管与热辊压成形方管对比 Fig． 3 Comparison of the preformed square tube with the hot-roll￾formed square tube · 128 ·

·822· 工程科学学报，第38卷，第6期 1.3单向拉伸试验 对六种成形温度下的拉伸试样断口进行扫描电镜分 在辊压成形工艺中，弯角处塑性形变会产生冷作 析.本实验设备采用德国ZEISS-EVO18钨灯丝扫描电 硬化效应圆，而加热温度可以改善高强钢的成形性能 镜，在放大1000倍时可清晰地观察到断口的形貌 并降低其强度，从而改变高强钢材料的强度和塑性 特征. 通过单向拉伸试验获得热成形温度对高强钢方管力学 1.5微观组织扫描电镜实验 性能的影响. 微观组织与高强钢的特性密不可分，为了更深层 在六种温度下热辊压成形的方管截面取样，即弯 次地分析热成形温度对高强钢方管弯角处微观组织的 角部位四个和平面部位三个，取样位置如图4所示，再 影响，对不同成形温度下试样弯角部位进行微观组织 加上从母材板料上取的三个试样，共45个拉伸试样. 的扫描电镜实验分析.在弯角处取样，镶样，打磨，机 本文主要研究热成形温度对弯角部位的影响，所设计 械抛光后，采用4%硝酸乙醇溶液腐蚀，使用ZEISS场 的加热线圈对焊缝部位没有进行热处理，将不对其进 发射扫描电镜放大2000倍观察弯角处显微组织变化 行拉伸试验研究.为了方便在拉伸试验中装卡夹头能 规律. 够夹持试样两端，试验前用压机将两端部位压平，经处 1.6X射线衍射实验 理后的角部拉伸试样如图5所示 在辊弯成形闭口型材中残余应力主要形成方式有 C 两种：塑性变形过程中产生的残余应力：焊接过程中产 焊缝 生的残余应力.研究表明，残余应力不仅会降低型材 的负载能力，而且对型材的抗疲劳强度、应力腐蚀开裂 有着重要影响.因此对高强钢方管的残余应力实 验研究，有助于合理地对其进行强度设计、工艺改进以 及提高产品质量. 采用X射线衍射方法对高强钢方管外表面残余 应力进行测量，分析热辊压成形温度对各部位残余应 力的影响.实验所采用的设备为X350A型X射线应 c 力仪，其主要测量参数见表2.为了较全面地分析整个 网平面试样 ☑角部试样 方管外表面残余应力的大小与分布情况，对不同成形 图4拉伸试样的取样位置 温度的方管外表面共取24个测量点，其分布示意图如 Fig.4 Sampling locations of tensile specimens 图6所示，每个测量点包含纵向残余应力和周向残余 应力 表2X射线衍射测量参数 Table 2 Measured parameters 50- 测量参数 测量值 50- X射线管 铬靶 靶射线波长/nm 0.2291 布拉格角/() 135~160 650- 晶面 211 光缝/mm 1 电压kV 子 图5试验前角部拉伸试样 电流/mA 25 Fig.5 Corner specimens before tensile testing 拉伸试验在WDW200D微控电子万能拉伸试验 2 实验结果与分析 机上进行，试验机最大拉伸力为200kN,加载过程按 2.1应力应变 照GB/T228一2010中的规范进行，拉伸速率选为 表3给出母材试样、平面试样和角部试样拉伸 1.5 mmmin 试验的强度和断后延伸率的平均值以及其比值.以 1.4断口形貌分析实验 母材试样拉伸结果为标准，可以看出：在室温25℃成 为观察试样断口形貌，分析拉伸试验的断裂特征， 形时，方管角部发生明显的加工硬化且断后延伸率

工程科学学报，第 38 卷，第 6 期 1. 3 单向拉伸试验 在辊压成形工艺中，弯角处塑性形变会产生冷作 硬化效应［13］，而加热温度可以改善高强钢的成形性能 并降低其强度，从而改变高强钢材料的强度和塑性． 通过单向拉伸试验获得热成形温度对高强钢方管力学 性能的影响． 在六种温度下热辊压成形的方管截面取样，即弯 角部位四个和平面部位三个，取样位置如图 4 所示，再 加上从母材板料上取的三个试样，共 45 个拉伸试样． 本文主要研究热成形温度对弯角部位的影响，所设计 的加热线圈对焊缝部位没有进行热处理，将不对其进 行拉伸试验研究． 为了方便在拉伸试验中装卡夹头能 够夹持试样两端，试验前用压机将两端部位压平，经处 理后的角部拉伸试样如图 5 所示． 图 4 拉伸试样的取样位置 Fig． 4 Sampling locations of tensile specimens 图 5 试验前角部拉伸试样 Fig． 5 Corner specimens before tensile testing 拉伸试验在 WDW-200D 微控电子万能拉伸试验 机上进行，试验机最大拉伸力为 200 kN，加载过程按 照 GB / T228—2010 中 的 规 范 进 行，拉 伸 速 率 选 为 1. 5 mm·min － 1 ． 1. 4 断口形貌分析实验 为观察试样断口形貌，分析拉伸试验的断裂特征， 对六种成形温度下的拉伸试样断口进行扫描电镜分 析． 本实验设备采用德国 ZEISS-EVO18 钨灯丝扫描电 镜，在放 大 1000 倍时可清晰地观察到断口的形貌 特征． 1. 5 微观组织扫描电镜实验 微观组织与高强钢的特性密不可分，为了更深层 次地分析热成形温度对高强钢方管弯角处微观组织的 影响，对不同成形温度下试样弯角部位进行微观组织 的扫描电镜实验分析． 在弯角处取样，镶样，打磨，机 械抛光后，采用 4% 硝酸乙醇溶液腐蚀，使用 ZEISS 场 发射扫描电镜放大 2000 倍观察弯角处显微组织变化 规律． 1. 6 X 射线衍射实验 在辊弯成形闭口型材中残余应力主要形成方式有 两种: 塑性变形过程中产生的残余应力; 焊接过程中产 生的残余应力． 研究表明，残余应力不仅会降低型材 的负载能力，而且对型材的抗疲劳强度、应力腐蚀开裂 有着重要影响［14］． 因此对高强钢方管的残余应力实 验研究，有助于合理地对其进行强度设计、工艺改进以 及提高产品质量． 采用 X 射线衍射方法对高强钢方管外表面残余 应力进行测量，分析热辊压成形温度对各部位残余应 力的影响． 实验所采用的设备为 X350A 型 X 射线应 力仪，其主要测量参数见表 2． 为了较全面地分析整个 方管外表面残余应力的大小与分布情况，对不同成形 温度的方管外表面共取 24 个测量点，其分布示意图如 图 6 所示，每个测量点包含纵向残余应力和周向残余 应力． 表 2 X 射线衍射测量参数 Table 2 Measured parameters 测量参数 测量值 X 射线管 铬靶 靶射线波长/ nm 0. 2291 布拉格角/( °) 135 ～ 160 晶面 211 光缝/mm 1 电压/ kV 25 电流/mA 25 2 实验结果与分析 2. 1 应力应变 表 3 给出母材试样、平面试 样 和 角 部 试 样 拉 伸 试验的强度和断后延伸率的平均值以及其比值． 以 母材试样拉伸结果为标准，可以看出: 在室温 25 ℃ 成 形时，方管角部发生明显的加工硬化且断后延伸率 · 228 ·

彭雪锋等：热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 823· 从平面试样结果可以看出：与母材试样相比，当成 15 16 形温度低于600℃时，只有轻微的硬化现象，这是由于 焊 预成形管在成形时采用的直接成方工艺，即平面没有 发生塑性形变，且热辊压成形工艺采用局部感应加热， 1 对平面部位影响较小：但随着温度升高，热影响区域逐 19 渐变大，使得平面部位强度降低，如成形温度为700℃ 时，平面试样的屈服强度和断后延伸率与母材的比值 20 分别为0.95和1.39. +21 结合图7分析，其变化趋势与表3一致.25℃成 22 形时，方管角部试样的应力应变曲线没有明显的屈服 平台，强度明显提高.随着温度的升高，强度逐渐降 图6残余应力测量位置 低，延伸率得到改善，有明显的屈服平台 Fig.6 Measurement locations of residual stress 1000 急剧下降，与母材相比，其屈服强度和断后延伸率的 比值分别为1.14和0.30：在500℃成形时，角部试 800 样的力学性能与25℃成形时的相似，其屈服强度和 600 断后延伸率与母材的比值分别为1.21和0.37，说明 400 该温度对辊压成形影响不大：随着温度的升高，成形 性能有明显的改善，当成形温度在650℃时，其角部 200 试样的力学性能为抗拉强度为811.4MPa,屈服强度 6 8 10 12 14 为714.9MPa,断后延伸率为14.84%，与母材试样性 应变/% 能相近，这是加工硬化与热成形软化后的综合结果， 图7 不同热成形温度下角部试样的应力一应变曲线 良好的塑性性能为方管后续加工提供可能：随着温 Fig.7 Stress-strain curves of comer specimens at different tempera- 度进一步的升高，当成形温度为700℃时，其抗拉强 tures 度和屈服强度均低于母材试样，影响车身结构的承 载能力和抗疲劳性能. 2.2断口形貌 图8所示为不同热辊压成形温度下方管角部拉 表3拉伸试验结果 伸断口形貌.从图中可以看出，在25℃和500℃热成 Table 3 Test results of specimens 形时，断口形貌差别不大，如图8(a)和8(b),均为解 抗拉 屈服延伸屈服强度与延伸率与 试样 理断裂，断口清晰可见解理台阶、解理刻面和撕裂 强度/MPa强度/MPa率/% 母材比值 母材的比值 棱，解理刻面上有明显的“河流花样”，“河流花样” 830.4 727.620.72 1 1 是解理台阶的标志，当裂纹扩展时，小的解理台阶汇 C 971.8 832.5 6.24 1.14 0.30 合成大的台阶，便成形了“河流花样”固：在550℃热 C2 986.7 876.8 7.71 1.21 0.37 成形时，出现少量的等轴韧窝，但仍有清晰的解理台 C3 930.7 852.4 10.21 1.17 0.49 阶，如图8()所示，可以认为是解理断裂和韧性断 Ca 843.2 797.5 14.68 1.10 0.71 裂并存的形貌特征，说明该试样为准解理断裂：在 811.4 714.9 14.84 0.98 0.72 600℃热成形时，图8(d)中断口形貌为等轴韧窝，等 Co 778.8 708.9 16.24 0.97 0.78 轴韧窝标志着正应力下的断裂，但韧窝相对较小、较 浅，说明该试样弯角部位的塑性有一定的改善：在 864.2 774.5 18.42 1.06 0.89 650℃和700℃热成形时，可见大量的抛物线韧窝， F2 850.1 767.3 19.5 1.05 0.94 属于韧性断裂.抛物线韧窝是韧性断裂的特征，当材 F3 856.6 756.2 19.4 1.04 0.94 料在微小区域内塑性形变产生显微空洞，通过形核、 826.1 743.2 21.5 1.02 1.04 长大和聚集，经相互连接导致断裂后在断口表面留 Fs 789.4 700.2 24.6 0.96 1.19 下的特征.这说明QSTE700TM高强钢在断裂前发生 759.5 688.128.7 0.95 1.39 明显的塑性变形.综上所述，QSTE700TM高强钢断 注：V为母材试样：C为角部试样：F为平面试样：i=1,2,3,4, 口扫面电镜实验结果与弯角试样拉伸试验结果相互 5,6分别表示25、500、550、600、650和700℃. 印证

彭雪锋等: 热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 图 6 残余应力测量位置 Fig． 6 Measurement locations of residual stress 急剧下降，与母材相比，其屈服强度和断后延伸率的 比值分别为 1. 14 和 0. 30; 在 500 ℃ 成形时，角部试 样的力学性能与 25 ℃ 成形时的相似，其屈服强度和 断后延伸率与母材的比值分别为 1. 21 和 0. 37，说明 该温度对辊压成形影响不大; 随着温度的升高，成形 性能有明显的改善，当成形温度在 650 ℃ 时，其角部 试样的力学性能为抗拉强度为 811. 4 MPa，屈服强度 为 714. 9 MPa，断后延伸率为 14. 84% ，与母材试样性 能相近，这是加工硬化与热成形软化后的综合结果， 良好的塑性性能为方管后续加工提供可能; 随着温 度进一步的升高，当成形温度为 700 ℃ 时，其抗拉强 度和屈服强度均低于母材试样，影响车身结构的承 载能力和抗疲劳性能． 表 3 拉伸试验结果 Table 3 Test results of specimens 试样 抗拉 强度/MPa 屈服 强度/MPa 延伸 率/% 屈服强度与 母材比值 延伸率与 母材的比值 V 830. 4 727. 6 20. 72 1 1 C1 971. 8 832. 5 6. 24 1. 14 0. 30 C2 986. 7 876. 8 7. 71 1. 21 0. 37 C3 930. 7 852. 4 10. 21 1. 17 0. 49 C4 843. 2 797. 5 14. 68 1. 10 0. 71 C5 811. 4 714. 9 14. 84 0. 98 0. 72 C6 778. 8 708. 9 16. 24 0. 97 0. 78 F1 864. 2 774. 5 18. 42 1. 06 0. 89 F2 850. 1 767. 3 19. 5 1. 05 0. 94 F3 856. 6 756. 2 19. 4 1. 04 0. 94 F4 826. 1 743. 2 21. 5 1. 02 1. 04 F5 789. 4 700. 2 24. 6 0. 96 1. 19 F6 759. 5 688. 1 28. 7 0. 95 1. 39 注: V 为母材试样; C 为角部试样; F 为平面试样; i = 1，2，3，4， 5，6 分别表示 25、500、550、600、650 和 700 ℃ ． 从平面试样结果可以看出: 与母材试样相比，当成 形温度低于 600 ℃时，只有轻微的硬化现象，这是由于 预成形管在成形时采用的直接成方工艺，即平面没有 发生塑性形变，且热辊压成形工艺采用局部感应加热， 对平面部位影响较小; 但随着温度升高，热影响区域逐 渐变大，使得平面部位强度降低，如成形温度为 700 ℃ 时，平面试样的屈服强度和断后延伸率与母材的比值 分别为 0. 95 和 1. 39． 结合图 7 分析，其变化趋势与表 3 一致． 25 ℃ 成 形时，方管角部试样的应力应变曲线没有明显的屈服 平台，强度明显提高． 随着温度的升高，强度逐渐降 低，延伸率得到改善，有明显的屈服平台． 图 7 不同热成形温度下角部试样的应力--应变曲线 Fig． 7 Stress--strain curves of corner specimens at different tempera￾tures 2. 2 断口形貌 图 8 所示为不同热辊压成形温度下方管角部拉 伸断口形貌． 从图中可以看出，在 25 ℃ 和 500 ℃ 热成 形时，断口形貌差别不大，如图 8( a) 和 8( b) ，均为解 理断裂，断口清晰可见解理台阶、解 理 刻 面 和 撕 裂 棱，解理刻面上有明显 的“河 流 花 样”，“河 流 花 样” 是解理台阶的标志，当裂纹扩展时，小的解理台阶汇 合成大的台阶，便成形了“河流花样”［15］; 在 550 ℃ 热 成形时，出现少量的等轴韧窝，但仍有清晰的解理台 阶，如图 8( c) 所示，可以认为是解理断裂和韧性断 裂并存的 形 貌 特 征，说 明 该 试 样 为 准 解 理 断 裂; 在 600 ℃ 热成形时，图 8( d) 中断口形貌为等轴韧窝，等 轴韧窝标志着正应力下的断裂，但韧窝相对较小、较 浅，说明该 试 样 弯 角 部 位 的 塑 性 有 一 定 的 改 善; 在 650 ℃ 和 700 ℃ 热成形时，可见大量的抛物线韧窝， 属于韧性断裂． 抛物线韧窝是韧性断裂的特征，当材 料在微小区域内塑性形变产生显微空洞，通过形核、 长大和聚集，经相互连接导致断裂后在断口表面留 下的特征． 这说明 QSTE700TM 高强钢在断裂前发生 明显的塑性变形． 综上所述，QSTE700TM 高强钢断 口扫面电镜实验结果与弯角试样拉伸试验结果相互 印证． · 328 ·

·824. 工程科学学报，第38卷，第6期 10μm 10m 10um ,104m 图8不同温度下角部试样的拉伸断口形貌.(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃：(c)650℃：(0700℃ Fig.8 Fracture morphologies of comer specimens at different temperatures:(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃；(e）650℃；(f) 700℃ 2.3微观组织 当热辊压成形温度达到600℃时，带状组织已经基 图9给出不同热辊压成形温度下方管弯角部 本消除，只有少量沿轧制方向上被拉长的铁素体晶 位的微观组织形貌图.从图中可以看到不同的辊 粒，基体铁素体发生再结晶；当温度升高到650℃ 压成形温度对高强钢的显微组织有显著的影响. 时，铁素体发生完全再结晶，板条状贝氏体被粒状 在室温辊压成形时，分布在铁素体基体上板条状贝 贝氏体取代，此时高强钢的强度和延伸率达到一个 氏体被拉长，具有明显的冷轧态滑移带组织：在 最佳的匹配a:继续升高成形温度至700℃时，如 500℃和550℃热辊压成形时，组织形貌与室温成 图9()所示，多边形铁素体晶粒长大，粒状贝氏体 形下时相似，冷轧态的组织没有明显的消除，沿着 含量减小，所反应出的力学性能延伸率有大幅度的 轧制方向仍具有显著的方向性，如图9(b)和(c): 提高，但是强度急剧下降 10 um 10μm 10 e 10 jm 104m 10m 图9不同成形温度下方管弯角处的微观组织.(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃：(e)650℃：(0700℃ Fig.9 Microstructures of the comner of the hot-toll-formed square tube at different temperatures:(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃： (e)650℃：(0700℃ 2.4残余应力 向残余应力均为拉应力，2点是最小拉应力点，为 图10给出不同热辊压成形温度下方管外表面 100.3MPa,17点是最大拉应力点，为378.2MPa;试 周向残余应力和纵向残余应力的大小和分布.测量 样外表面周向残余应力的分布波动较大，圆角过渡 结果表明：在25℃辊压成形时（图10(a)),外表面纵 区为拉应力，且拉应力较大，而圆角和平面部位均为

工程科学学报，第 38 卷，第 6 期 图 8 不同温度下角部试样的拉伸断口形貌． ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ Fig． 8 Fracture morphologies of corner specimens at different temperatures: ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ 2. 3 微观组织 图 9 给出 不 同 热 辊 压 成 形 温 度 下 方 管 弯 角 部 位的微观 组 织 形 貌 图． 从图中可以看到不同的辊 压成形温度对高强钢的显微组织有显著的影响． 在室温辊压成形时，分布在铁素体基体上板条状贝 氏体 被 拉 长，具 有 明 显 的 冷 轧 态 滑 移 带 组 织; 在 500 ℃ 和 550 ℃ 热 辊 压 成 形 时，组织形貌与室温成 形下时相似，冷轧态的组织没有明显的消除，沿 着 轧制方向仍具有显著的 方 向 性，如 图 9 ( b) 和( c) ; 当热辊压成形温度达到 600 ℃ 时，带状组织已经基 本消除，只有少量沿轧制方向上被拉长的铁素体晶 粒，基体铁素 体 发 生 再 结 晶; 当 温 度 升 高 到 650 ℃ 时，铁素体发 生 完 全 再 结 晶，板条状贝氏体被粒状 贝氏体取代，此时高强钢的强度和延伸率达到一个 最佳的匹配［16］; 继续 升 高 成 形 温 度 至 700 ℃ 时，如 图 9( f) 所示，多边形铁 素 体 晶 粒 长 大，粒 状 贝 氏 体 含量减小，所反应出的力学性能延伸率有大幅度的 提高，但是强度急剧下降． 图 9 不同成形温度下方管弯角处的微观组织． ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ Fig． 9 Microstructures of the corner of the hot-roll-formed square tube at different temperatures: ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ 2. 4 残余应力 图 10 给出不同热辊压成形温度下方管外表面 周向残余应力和纵向残余应力的大小和分布． 测量 结果表明: 在 25 ℃ 辊压成形时( 图 10( a) ) ，外表面纵 向残余应力均为拉应力，2 点是最小拉应力点，为 100. 3 MPa，17 点是最大拉应力点，为 378. 2 MPa; 试 样外表面周向残余应力的分布波动较大，圆角过渡 区为拉应力，且拉应力较大，而圆角和平面部位均为 · 428 ·

彭雪锋等：热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 825* 压应力，最大点的位置在焊缝对边平面部位的中点 邻部位的形变回复，出现圆角过渡区为拉应力而圆 1,为-278.6MPa.这是因为方管在成形过程中，受 角为压应力的结果.在500℃热辊压成形时，周向残 到轧辊四向挤压力，使得角部发生塑性形变.当外力 余应力和纵向残余应力相比于25℃辊压成形时并没 撤掉后，方管发生回弹，然而发生形变的角部限制相 有太大的变化 400(a 400b) 400(c 300 300 300 200 200 200 100 100 100 0 l0 -100 -100 -200 -200 -200 -300 300 300 8 1216 20 24 81216 20 24 81216 20 A 测量点位置 测量点位置 测量点位置 400 d 400(e) 400) 300 300 20 200 200 100 200 -200 -200 -300 -300 4 8 121620 24 1216 20 24 -300 8 1216 20 24 测量点位置 测量点位置 测量点位置 图10不同成形温度下方管外表面残余应力分布.(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃：(e)650℃：(0700℃ Fig.10 Residual stress distributions on the outside surface of the hot-roll-formed square tube at different temperatures:(a)25C:(b)500C:(c) 550℃：(d)600℃：(e)650℃：(f0700℃ 随着温度的进一步提高，纵向残余应力和周向残 热线圈对方管平面部位的影响可忽略不计 余应力都得到明显的改善.如在650℃热辊压成形 (2)当成形温度为650℃时，拉伸断口形貌出现 时，纵向残余应力的平均值相比于25℃辊压成形时， 大量的抛物线韧窝，属于韧性断裂.其弯角处的微观 下降70.6%：而周向残余应力圆角过渡区的最大拉应 组织变化规律为由板条状贝氏体向粒状贝氏体发展， 力值减小为110.3MPa,同时焊缝对边平面部位的中点 角部显微组织特征与其力学性能相互印证. 1位置下降为-98.5MPa.这是由于加热温度改善 (3)随着热成形温度的升高，由于回弹和成形性 QSTE700TM高强钢的成形性能，减小回弹.然而，当 能的改善，纵向和周向残余应力都明显减小且分布更 热辊压成形温度为700℃时，纵向残余应力的变化趋 加合理.综上所述，热辊压成形工艺的最佳温度选择 势不同于之前，整体分布特点为方管下半部分为压应 为650℃. 力，上半部分为拉应力.分析其原因是由于在辊压成 参考文献 形过程中加热温度偏差使得成形力不一致造成的拱形 弯曲 Kleiner M,Geiger M,Klaus A.Manufacturing of lightweight com- ponents by metal forming.CIRP Ann Manuf Technol,2003,52 由图10中可见，无论是周向残余应力还是纵向残 (2):521 余应力，在焊缝处的残余应力均为拉应力且数值较大， Li Y X,Lin Z Q,Jiang A Q.et al.Use of high strength steel 在热辊压成形工艺过程中，焊缝处残余应力只是轻微 sheet for lightweight and crashworthy car body.Mater Des,2003, 的下降.这是因为本文中所设计的感应线圈只对弯角 24(3):177 处加热，对焊缝的影响较小，所以此处的残余应力变化 B]Jambor A,Beyer M.New cars:new materials.Mater Des,1997, 18(4):203 较小. 4]Lindgren M.Experimental investigations of the roll load and roll 3结论 torque when high strength steel is roll formed.J Mater Process Technol,2007,191(1-3):44 (1)随着热辊压成形温度的升高，弯角部位成形 [5] Lim H,Lee M G,Sung J H,et al.Time-dependent springback of 性能得到明显的改善.当成形温度为650℃，方管角 advanced high strength steels.Int J Plast,2012,29:42 [6]Huang S,Zhao Y X,He C F.Shear fracture of advanced high 部力学性能与母材力学性能相近，这是冷作硬化效应 strength steels.J Iron Steel Res Int,2014,21:938 与加热软化效应共同作用的结果.所设计线性感应加 [7]Lee J,Kim J H,Lee MG,et al.Properties controlling the bend-

彭雪锋等: 热成形温度对高强钢方管组织及性能的影响 压应力，最大点的位置在焊缝对边平面部位的中点 1，为 － 278. 6 MPa． 这是因为方管在成形过程中，受 到轧辊四向挤压力，使得角部发生塑性形变． 当外力 撤掉后，方管发生回弹，然而发生形变的角部限制相 邻部位的形变回复，出现圆角过渡区为拉应力而圆 角为压应力的结果． 在 500 ℃ 热辊压成形时，周向残 余应力和纵向残余应力相比于 25 ℃ 辊压成形时并没 有太大的变化． 图 10 不同成形温度下方管外表面残余应力分布． ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ Fig． 10 Ｒesidual stress distributions on the outside surface of the hot-roll-formed square tube at different temperatures: ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ 随着温度的进一步提高，纵向残余应力和周向残 余应力都得到明显的改善． 如在 650 ℃ 热辊压成形 时，纵向残余应力的平均值相比于 25 ℃ 辊压成形时， 下降 70. 6% ; 而周向残余应力圆角过渡区的最大拉应 力值减小为 110. 3 MPa，同时焊缝对边平面部位的中点 1 位置下降为 － 98. 5 MPa． 这是由于加热温度改善 QSTE700TM 高强钢的成形性能，减小回弹． 然而，当 热辊压成形温度为 700 ℃ 时，纵向残余应力的变化趋 势不同于之前，整体分布特点为方管下半部分为压应 力，上半部分为拉应力． 分析其原因是由于在辊压成 形过程中加热温度偏差使得成形力不一致造成的拱形 弯曲． 由图 10 中可见，无论是周向残余应力还是纵向残 余应力，在焊缝处的残余应力均为拉应力且数值较大， 在热辊压成形工艺过程中，焊缝处残余应力只是轻微 的下降． 这是因为本文中所设计的感应线圈只对弯角 处加热，对焊缝的影响较小，所以此处的残余应力变化 较小． 3 结论 ( 1) 随着热辊压成形温度的升高，弯角部位成形 性能得到明显的改善． 当成形温度为 650 ℃，方管角 部力学性能与母材力学性能相近，这是冷作硬化效应 与加热软化效应共同作用的结果． 所设计线性感应加 热线圈对方管平面部位的影响可忽略不计． ( 2) 当成形温度为 650 ℃ 时，拉伸断口形貌出现 大量的抛物线韧窝，属于韧性断裂． 其弯角处的微观 组织变化规律为由板条状贝氏体向粒状贝氏体发展， 角部显微组织特征与其力学性能相互印证． ( 3) 随着热成形温度的升高，由于回弹和成形性 能的改善，纵向和周向残余应力都明显减小且分布更 加合理． 综上所述，热辊压成形工艺的最佳温度选择 为 650 ℃ ． 参 考 文 献 ［1］ Kleiner M，Geiger M，Klaus A． Manufacturing of lightweight com￾ponents by metal forming． CIＲP Ann Manuf Technol，2003，52 ( 2) : 521 ［2］ Li Y X，Lin Z Q，Jiang A Q，et al． Use of high strength steel sheet for lightweight and crashworthy car body． Mater Des，2003， 24( 3) : 177 ［3］ Jambor A，Beyer M． New cars: new materials． Mater Des，1997， 18( 4) : 203 ［4］ Lindgren M． Experimental investigations of the roll load and roll torque when high strength steel is roll formed． J Mater Process Technol，2007，191( 1--3) : 44 ［5］ Lim H，Lee M G，Sung J H，et al． Time-dependent springback of advanced high strength steels． Int J Plast，2012，29: 42 ［6］ Huang S，Zhao Y X，He C F． Shear fracture of advanced high strength steels． J Iron Steel Ｒes Int，2014，21: 938 ［7］ Lee J，Kim J H，Lee M G，et al． Properties controlling the bend- · 528 ·

·826· 工程科学学报，第38卷，第6期 assisted fracture of AHSS.Int J Plast,2015,75:100 (6):1117 [8]Karbasian H,Tekkaya A E.A review on hot stamping./Mater [13]Eom JC.Son Y H,Jeong S W,et al.Effect of strain hardening Process Technol,2010,210(15):2103 capability on plastic deformation behaviors of material during met- Bong HJ Barlat F.Ahn DC,et al.Formability of austenitic and al forming.Mater Des,2014,54:1010 ferritic stainless steels at warm forming temperature.Int I Mech [14]Weng CC.Pekoz T.Residual stresses in cold-formed steel mem- Sa,2013,75:94 bers.J Struct Eng,1990,118(5)1427 [10]Mori K,Maeno T,Maruo Y.Punching of small hole of die- [5]Cui Z Q,Tan Y C.Metal Materials and Heat-treatment.2nd quenched steel sheets using local resistance heating.CIRP Ann Ed.Beijing:China Machine Press,2007 Manuf Technol,2012,61(1)255 (崔忠圻，谭耀春.金属学与热处理.2版.北京：机械工业 [11]Mori K,Maeno T,Fuzisaka S.Punching of ultra-high strength 出版社，2007) steel sheets using local resistance heating of shearing zone. [16]Mi Z L,Pan D J,Jiang H T.Typical continuous annealing tech- Mater Process Technol,2012,212(2):534 nology of cold-tolled 700 MPa ultra-high strength low-alloy steel. [12]Naderi M,Ketabchi M,Abbasi M,et al.Analysis of microstruc- Chin J Eng,2015,37(2):185 ture and mechanical properties of different high strength carbon (米振莉，潘殿军，江海涛.700MPa冷轧低合金超高强钢的 steels after hot stamping.J Mater Process Technol,2011,211 典型连续退火工艺.工程科学学报，2015,37(2)：185

工程科学学报，第 38 卷，第 6 期 assisted fracture of AHSS． Int J Plast，2015，75: 100 ［8］ Karbasian H，Tekkaya A E． A review on hot stamping． J Mater Process Technol，2010，210( 15) : 2103 ［9］ Bong H J，Barlat F，Ahn D C，et al． Formability of austenitic and ferritic stainless steels at warm forming temperature． Int J Mech Sci，2013，75: 94 ［10］ Mori K，Maeno T，Maruo Y． Punching of small hole of die￾quenched steel sheets using local resistance heating． CIＲP Ann Manuf Technol，2012，61( 1) : 255 ［11］ Mori K，Maeno T，Fuzisaka S． Punching of ultra-high strength steel sheets using local resistance heating of shearing zone． J Mater Process Technol，2012，212( 2) : 534 ［12］ Naderi M，Ketabchi M，Abbasi M，et al． Analysis of microstruc￾ture and mechanical properties of different high strength carbon steels after hot stamping． J Mater Process Technol，2011，211 ( 6) : 1117 ［13］ Eom J G，Son Y H，Jeong S W，et al． Effect of strain hardening capability on plastic deformation behaviors of material during met￾al forming． Mater Des，2014，54: 1010 ［14］ Weng C C，Pekoz T． Ｒesidual stresses in cold-formed steel mem￾bers． J Struct Eng，1990，118( 5) : 1427 ［15］ Cui Z Q，Tan Y C． Metal Materials and Heat-treatment． 2nd Ed． Beijing: China Machine Press，2007 ( 崔忠圻，谭耀春． 金属学与热处理． 2 版． 北京: 机械工业 出版社，2007) ［16］ Mi Z L，Pan D J，Jiang H T． Typical continuous annealing tech￾nology of cold-rolled 700 MPa ultra-high strength low-alloy steel． Chin J Eng，2015，37( 2) : 185 ( 米振莉，潘殿军，江海涛． 700 MPa 冷轧低合金超高强钢的 典型连续退火工艺． 工程科学学报，2015，37( 2) : 185 · 628 ·