DP780高强钢板动态变形行为研究

1、DP780高强钢板动态变形行为研究 田成达1李大永1彭颖红1汪晨2 (1. 上海交通大学 机械与动力工程学院，上海 200240) (2. 宝山钢铁股份有限公司，上海 200122) Email : tcd- 摘 要 通过准静态拉伸实验和 0.1m/s , 2m/s, 10m/s和15m/s四种拉伸速度下的动态 冲击拉伸实验，对DP780高强钢板的动态变形行为进行了研究， 得到了不同应变率下的 应力-应变曲线，基于Johnson-Cook模型建立了可描述 DP780高强钢变形应变率相关性 的应力-应变关系模型。为了更好地预测材料动态冲击条件下的应变率以及应力的变化， 提出了一个基于宏观变量速度

2、 V的本构关系方程，数值拟合结果与实验结果十分吻合。 关键词 DP780;冲击拉伸； 应变率；J-C本构； RESEARCHNTHEDYNAMIOEFORMATIOBEHAVIOFOFTHEDP780ADVANCEHIGH STRENGTH STEEL Tian Chengda 1 Li Dayong 1 Peng Yinghong 1 Wangchen2 (1. Mechanical and power department, Shanghai JiaoTong University) (2 Shanghai BaoSteel Co.,Ltd) Abstract: The dynamic d

3、eformation behavior of the DP780 was studied by the quasistatic tensile experiment and the dynamic tensile experiment under the speed of the 0.1m/s, 2m/s, 10m/s and 15m/s. The strain-stress curves were gained under the different strain rates and the mechanical behavior of DP780 constitutive equation

4、 was established based on the Johnson-Cook model. A new constitutive equation based on the variable-tensile speed V was developed to better forecast the strain rate and stress under the dynamic impact condition. The result turns out: the new constitutive is accordance with the experimental data. Key

5、 words: DP780; Dynamic tensile; strain rate; J-C constitutive 双相钢(Dual Phase)由马氏体和铁素体组成，具有优异的强度、延展性能以及加工硬化 能力1。随着环保与能源的压力，以及汽车轻量化的发展，国外的许多学者都对先进高强钢 产生了浓厚的兴趣，并进行了广泛的研究。 A. Bag , K.K. Ray和E.S. Dwarakadasa通过实验 研究发现双相钢具有非常优秀的机械性能包括高冲击韧性，在马氏体的体积比大约为 0.55 时性能最优。S. Oliver, T.B. Jones和G. Fourlaris研究了 DP钢在低应

6、变率(0.001 s-1)及高应 变率(200 s-1)条件下进行动态拉伸实验后的微观结构，得到了铁素体的延伸情况和各相体积 分数的变化3,而且还获得了上述两种钢材的完全碰撞行为的数据 4。 双相钢在变形过程中表现出明显的应变速率相关性； 使得其在动态载荷时的材料强度和 塑性变形与静载条件时存在具大的差异。研究显示，在动态冲击载荷条件下 DP钢的率相关 性使得它的强度极限一直攀升， 通过自身塑性耗散能的释放， 更使其具备极好的抗冲击能力 和能量吸收能力。因此，为了确保 DP钢材料在动态载荷或外加冲击载荷结构上应用的可靠 性,研究DP钢在冲击载荷条件下的力学行为更显得尤为重要。 本文分别在不同应

7、变率下对宝钢 DP780高强钢板进行拉伸实验，研究双相钢应力应变与 应变速率、变形速率的相关性，建立了双相钢板应变率相关与变形速率相关的本构模型。 1拉伸实验 实验采用目前国内最高强度的 基金项目：上海市科教兴市项目DP780高强钢板，试件尺寸示意如图 1。 350 图1试件尺寸示意图 Figure.1 Tensile testing specimen dimensions 由于双相钢的在静态和动态载荷下变形行为的显著差异， 实验在静态拉伸和动态拉伸实 验机上分别进行。 1. 1准静态拉伸实验 采用德国Zwick电子万能材料试验机对高强钢 （DP780）试件进行静态单向拉伸实验，获 得静态拉伸

8、条件下的材料的应力应变曲线以及材料主要参数。 从表1中的拉伸参数和图 2所示的材料真实应力应变曲线图可以看到， DP780高强钢有 着很好的强度值（真实应力高于 1000Mp以及良好的延伸性能（伸长率 20%）, DP780双 相钢在拉伸过程也没有出现明显的屈服阶段 56。 表1 DP780准静态拉伸材料参数 Tab.1 DP780 quasi-static tensile properties E KN/mr2 Rp0.1 N/mn2 Rp0.2 N/mn2 Rm N/mn2 A% 伸长率 1 217.23 512.55 573.10 888.47 20.76 2 219.52 530.98

9、 580.53 887.61 20.06 平均 218.38 521.76 576.82 888.04 20.41 1100 i 3D0- / 700- / I 炒/ 500- f | 400-I 300- | | 2Q0- | 诚 I 一 J Q i i 1 I I 1 I 。 5 10 15 20 真实应变巳() 图2材料真实应力一应变曲线 Figure.2 True stress vs true strain RIO ( (raraCLCL75 $ q 1000Mpa, OO.2%R 450Mpa 1.2动态拉伸实验 采用液压伺服高速试验机对高强钢试件进行动态单向拉伸实验。 通过控制实验

10、机横梁的 位移速度，得到不同的材料拉伸应变率。为了获得 1s-1103s-1之间不同的应变率，实验中分 别选取了 0.1m/s、2m/s、10m/s和15m/s四种拉伸速度。 图3所示为材料塑性阶段的应力应变曲线。 可以看出，由于拉伸速度的逐渐提高， 曲线 发生了剧烈的变化，强度极限从较低拉伸速度时的 1100Mpa,达到了较高拉伸速度时的 1300Mpa以上，说明DP780高强钢在不同冲击速率下其力学性能存在着显著的差异，其抗冲 击能力随冲击速率的增大而增强。 2应变率 近年来随着对DP高强钢高速动态变形性能的研究， 目前对其应变率的研究范围从 10-3s-1 103s-1。 为了达到上述的

11、应变率范围， 试件的初始标定长度 范围内，因为总体来讲，试验中的应变率是与拉伸冲击速度 应变率大体上的数值与公式（1）的结果相近。 其应变率相关性受到了广泛的重视。 L0 （如图1.1所示）也必须在一定的 V0与初始长度L0有一定的关联7, 这种由标记长度L0和拉伸速度V0的方法虽然能够给出材料在拉伸过程中应变率的大致数值， 却无法反映应变率在整个变形过程中的变化情况， 及其与应力和应变之间的关系 8。通过在 动态拉伸实验仪上以 0.0003s的采样间隔，可得到拉伸过程中相对精确的应变率 并由实时的真实应变计算得到实时的应变率大小（如表 2所示）。 INSTRON 变化情况, 式中 变 率 大

12、6=3+4 - ）/ At （2） 表2数据采集表 Tab. 2 Data resource 序列 真实应变（%） 真实应力（Mp 应变率（s） 0.214 425 21.0 1400 r w:- 100c - 800 600- 400 15 20 等效理性应图3等效塑性应力一应变 Fig.3 equal plastic stress vs equal plastic strain -V- 15 心 一一 lOm/s O 2 心 0. lm/s isis- -匕R R理拿酬税命 2 0.219 4308 21.7 3 0.225 435 22.4 4 0.230 440 23.1 5 0.23

13、6 446 23.8 6 0.242 451 24.5 7 0.248 457 25.2 8 0.255 463 25.9 9 0.261 469 26.6 10 0.268 476 27.3 11 0.275 482 28.0 12 0.282 489 28.72 (c) v=10 m/s (d) v=15 m/s 图4四种拉伸速度下应力和应变率随应变的变化关系图 Fig.4 The equal plastic strain dependence of equal plastic stress and strain rate 图4给出了拉伸过程中的应变率变化的精确数值， 可以发现，拉伸速度对

14、应变率的量级 大小有着显著的影响。在 V= 0.1m/s时，应变率的大小在 101级别左右，当拉伸速度达到 v = 15m/s时，相应的应变率大小会上升到 102103级别。同时也发现，应变率的变化趋势和 应力的变化趋势有着良好的一致性，都具有逐渐向上跃迁的变化趋势。 应变率 S Sa*a*iwiwx x o o o o o o 6 4 6 4 2 2 400 0 . . . 0 5 10 15 20 等效塑性成变钢 (a) v=0.1 m/s (b) v=2 m/s Q Q 4 44000 2 2 i-bf坦牟瘁笏# 0 5 10 15 20 等效割性改变勺如 2 o o 1 1 8 6 4

15、 21 1 8 6 4 2 应力值 i i- -1 1号司艾彖 - ,0 5 10 15 20 等效塑性成变&商 00000000000000000000 5 4 3 2 15 4 3 2 1 20 o o 0000 - -1 1 o o o o 敬60 60 pffi*pffi*- -*外 40。一. - .-。 3 Johnson-Cook本构关系模型 Johnson和Cook模型是一种适用于大变形、 高变形速率和高温度变化的材料本构模型。 其形式为： 咛(A+B 材n)(1+Cln S)(1-T*m) (3) 其中，A、B、C、m和n均为方程待定系数， 钮为等效塑性应变，为应变率。 方程

16、由一般等向硬化模型 咛(A+B pin)，应变率硬化项(1+Cln &)，和温度软化项(1-T*m) 连乘得到。由于本实验中不考虑温度变化因素，故可将其写为 JC简化模型9。 。=A B ；pl n 1 C ln ； (4) 等效宇性应变叶J%) 图5实验结果与JC简化预测模型比较 Fig.5 Experimental results vs simplified JC prediction model of dynamic stress 图5中所示为先计算得到不同拉伸速度时的平均应变率后， 再由此四组不同级别的应变 率通过方程(4)拟合得到材料本构方程。 方程对于应力的预测结果与实验值相比比较

17、接近， 此时的方程参数为 A=450, B=235, n = 0.31, C=0.062 。 虽然由此方法得到了令人满意的材料应力预测结果， 但在实际情况下，材料在同一拉伸 速度下的应变率也是时刻变化的(见图 4),由J-C简化模型提出的本构模型与实际情况存 在着一定的偏差。为了提高本构模型的预测精度， 需要在本构模型中考虑材料在拉伸过程中 应变率的变化。 4基丁宏观变量的本构方程 由公式(1)中可以知道，应变率数值大小和冲击速度有着一定的关系，从图 4中应变 和应变率的变化图中也可以发现应变和应变率之间也存在着某种数值联系。 也就是说，如果 能够建立起应变率和应变与拉伸速率之间的联系如公式

18、(5),就能够通过宏观变量较好地预 5 ID 15 20 -1-eijf固却刹栏勃 测材料应变率的变化，也就能够更加准确地对材料的应力进行预测， 从而更加合理地描述材 料高速变形行为。 & =f( )f(v) (5) 式中f( 0是以等效塑性应变 p的变量的方程，f(v)是以材料冲击速度 v为变量的方程。 表3应变率值对比及相应缩放倍数 Tab.3 Comparison on the strain rate value and the accordance shrinking times 拉伸速度 实际应变率平 实际应变的相应 拟合计算结果 (m/s) 均值(s-1) 缩放倍数 _ 3 一、

19、F(v)=M + Nv + Pv (6) 0.1 5 1 1.1 2 45 7 6.832 10 250 35 34.8 15 400 60 59.3 注：其中 M=0.8, N=3, P=0.004 在表3中，对于四种不同拉伸速率下的实验， 分别取得了应变率的平均值。从中可以发 现，从0.1m/s时对应的5s 1的应变率，至ij 15m/s时对应的400 s 一1的应变率，拉伸速率在 很大程度上决定了应变率量级的大小。 由于各种拉伸速度下应变率的变化有着一定的规律性 （见图4）,所以如果通过一定的缩放比例， 将不同级别的应变率能够较好的集中分布在 “应 变一应变率”关系图中（如图 7），从而

20、得到公式（5）中所示的应变率与应变和拉伸速率的 关系。 表3和图6给出了拉伸速度与应变率缩放倍数之间的拟合方程形式和结果。 input data 2.0 4 0 6.0 8.D 10.0 12.0 14.0 16.0 图6不同速率时的应变率缩放倍数拟合图 Fig.6 fitting results on the shrinking times of different tensile speed 12 - 5 10 15 20 等效塑性成变骗) 图7缩放后的应变率和拟合值 Fig.7 shrink strain rate value vs fitting value 图7给出了材料在四种速度下

21、的实际拉伸应变率缩放之后的应变率与应变关系图。 在图 中可以看到，曲线有着较好的集中分布形态， 也同样有着相似的逐渐向上波动跃迁的变化趋 势。通过数据拟合得到： 15 f(叩i) = D F；5 其中 D=4.33, F=0.06。 于是由公式(5)(6)(7)得到一个可以用来预测材料应变率 4变化的方程： z = (D+F pl15)( M + Nv + Pv 3) (8) 将式(8)带入式(4)便得到基于宏观变量速度 V的本构模型，其完整形式为： 。=A B ;pln 1 Cln(D F5)(M Nv P7) (9) 其中：A=450, B=235, n = 0.3, C=0.05, D=

22、4.33, F=0.06, M=0.8, N=3, P=0.004 如图8中可以看到，新的本构模型对于预测材料应力变化达到了较好的结果。 此外，由 于新的本构模型可考虑应变率的变化，更有利于在高强钢板变形的数值模拟中采用。 图8实验结果与新应力预测模型比较 Fig.5 Experimental results vs new prediction model of dynamic stress 5 结语 通过对DP780高强钢动态力学性能的研究表明， 双相钢具备高强度、延展性能以及 高应变率相关性的特点。随着冲击载荷的剧烈程度的变化，其率相关性也有着相应的变化， 应变率对于材料应力的影响也有着显

23、著的提升。 在双相钢本构方程表达方面， 通过引入以宏 观变量速度V,实现了很好的对冲击过程中应变率的预测，并且也为数值模拟提供了准确的 材料本构预测模型。 参考文献： 1 S.Oliver T.B.Jones and G.Fourlaris: Dual phase versus Trip strip steels: micro structural changes as I consequence of quasi-static and dynamic tensile testing. MATERIAL CHARACTERIZATION 2006 2 A. Bag , K.K. Ray and

24、 E.S. Dwarakadasa: Influence of Martensite Content and Morphology on Tensile and Impact Properties of High-Martensite Dual-Phase Steels. Metallurgical and Materials Transactions A, Vol. 30, N0. 5, 1999, pp. 1193-1202 3 S. Oliver, T.B. Jones and G. Fourlaris : Dual phase versus TRIP strip steels: Mic

25、rostructural changes as a consequence of quasi-static and dynamic tensile testing. Materials Characterization,Vol.58, Issue 4,2007, Pages 390-400 4 S. Oliver, G. Fourlaris and T.B. Jones： Dual Phase versus TRIP strip steels: a comparison of dynamic properties for automotive crash performance. Materials Science and Technology, 2