超高强度钢（精选7篇）
超高强度钢 篇1
淬火+低温回火超高强度钢由于其热处理工艺简单[1,2,3], 力学性能优良而广泛应用于飞机起落架等动态冲击载荷作用下的零部件中。由于其特殊应用, 微观组织中细小未溶相的变化对力学性能有很大影响, 20世纪70年代, J.L.Youngblood[4]研究了300 M钢中淬火态未溶相对组织性能的影响, 发现合适的淬火温度可以减少甚至消除未溶相, 但是没有对未溶相与组织性能的关系进行系统的分析。淬火处理时使组织中未溶相尽量少, 同时又不使原奥氏体晶粒过于粗大, 可以在回火后得到良好的强韧性配比, 因此本文研究了添加了W元素的一种超高强度钢的组织性能, 特别针对钢中淬火态未溶相与温度、组织性能的关系进行探讨, 得出了钢获得良好强韧性配比的淬火温度范围。
1试验材料及方法
1.1材料
试验钢采用真空感应炉冶炼, 钢锭质量25 kg, 经开坯锻造, 锻成15×15 mm2棒材 (始锻温度1 150℃, 终锻温度850℃) , 经680℃×2 h去应力退火处理。钢的化学成分为 (%) :0.32 C、1.90 Mn、1.94 Si、2.68 Cr、1.00 Ni、0.64 Mo、0.86 W、0.029 Nb、0.058 V。
1.2试验方法
采用拉伸、冲击试验测试不同淬火温度下钢的力学性能。根据GB/T 228—2002、GB/T 229—2007在棒材上分别切取拉伸、U型缺口冲击试样, 所有试样表面均涂高温防氧化涂料, 经过980℃×1 h正火处理后, 分别采用860、890、920、950、980、1 010、1 040℃淬火处理, 保温时间60 min, 油淬, 260℃× 2 h回火处理, 空冷。对应各淬火温度取10×20 mm2淬火态金相试样, 采用日立S—4 300冷场发射扫描电子显微镜进行微观结构观察, 试样采用10%AA中性溶液 (即1%四甲基氯化铵+10%乙酰丙酮甲醇溶液) 电解腐蚀, 电流i=0.05 A/cm2, 时间 (15—25) s。
拉伸试验在WE—300型试验机上进行, 冲击试验在JBN—300B冲击试验机上进行。
2结果与分析
2.1冲击断口形貌观察
观察冲击断口宏观形貌特征类似于韧性断裂断口, 表层呈纤维状, 颜色灰暗, 无金属光泽。图1为不同淬火温度后回火态冲击试样断口的微观形貌。SEM观察断口微观形貌, 低温 (860℃) 淬火, 断口表层呈准解理形貌, 准解理面面积较小。随着温度的升高, 断裂类型转为复杂准解理断裂, 准解理加韧窝形貌, 准解理面变大, 韧性相对有所改善;950℃淬火, 韧窝尺寸增大, 分布更均匀;另一方面, 夹杂物形成的韧窝孔洞长大不充分, 未溶碳化物形成还较多, 大量以未溶碳化物为核心形成的二次孔洞使夹杂物形核的孔洞过早聚合, 因此韧性虽有所提高, 但仍不足;高温 (1 010℃) 淬火, 夹杂物形成的韧窝孔洞长大更充分, 未溶碳化物也大大减少, 断裂抗力相对较大, 导致韧性改善显著;继续升高温度 (1 040℃) , 夹杂物形成的韧窝孔洞大而深, 大韧窝由许多小韧窝组成, 这种撕裂情况必将消耗更多的能量[5,6], 表现出更好的韧性, 但是过高的淬火温度, 未溶碳化物几乎完全溶解, 马氏体板条束变宽, 原奥氏体晶粒长大, 势必造成强度的大幅度降低。
2.2微观结构观察
奥氏体化过程中, 有奥氏体形成、未溶碳化物溶解及原奥氏体晶粒长大等几个过程。这是一系列相辅相成的过程, 未溶碳化物的溶解决定了奥氏体中碳及合金元素的含量, 影响了钢的晶粒度, 进而影响钢的性能。图2为断口裂纹起源区处未溶碳化物相形貌, 较低温度 (860℃) 时, 图示断口表层布满了许多密集微小的孔洞, 这些微孔与其中存在的大量未溶碳化物有关, 是材料断裂前塑性变形到一定程度形成的, 这种微孔聚集式的断裂一定程度上会加剧微区解理的进行, 降低断裂抗力, 所以此时韧性较低;高温 (1 010℃) 时 , 孔洞变的深而大, 未溶碳化物基本上完全溶解, 这种形貌意味着断裂过程的裂纹扩展阻力较大, 宏观表现为韧性的提高。
图3为钢在不同淬火温度后的微观组织。从图3中可以看出, 860℃淬火态组织上有大量的白灰色颗粒, 大部分分布在晶内, 小部分沿晶界成串状分布, 随着温度的升高, 白灰色颗粒逐渐减少, 颗粒细化, 相应的马氏体板条束逐渐变宽。1 010℃淬火态组织为板条马氏体, 细小的白灰色颗粒几乎完全消失, 马氏体板条束更加宽大。经物理化学相分析, 这些颗粒主要为M6C, 并有痕量的MC。
2.3力学性能研究
图4为钢经不同温度淬火及随后260℃, 2 h空冷回火的室温力学性能。从图4可以看出, 随淬火温度的提高, 抗拉、屈服强度逐渐下降, 这必然与未溶碳化物的溶解, 马氏体板条束尺寸的增大有关;整个研究范围内, 断后伸长率A几乎无变化, 表明淬火温度对其的影响不大;断面收缩率Z在950℃时达到了极小值46%, 随后随着温度的升高, Z值缓慢提高。然而980℃以上温度, 尽管马氏体板条束尺寸增大, 钢的冲击韧性显著提高, 这与前面的断口形貌变化及未溶碳化物的溶解规律相符合。
3结论
(1) (860—950) ℃淬火, 实验钢断口形貌为复杂准解理断裂 (准解理+韧窝) , 未溶碳化物大量存在, 直到1 010℃淬火, 断口形貌呈韧性断裂, 未溶碳化物基本溶解。
(2) 试验条件下, 淬火温度升高, 强度下降, 韧性上升, 塑性变化不显著。温度高于1 010℃, 冲击韧性显著提高, 强度却大大降低, 因此合适的淬火温度为1 010℃。
摘要：通过力学性能测试、金相、扫描电镜观察等方法研究了不同淬火温度下一种淬火+低温回火超高强度钢的组织性能。系统地探讨了未溶相与淬火温度的关系。结果表明:此钢采用低于950℃的淬火温度, 组织中存在大量未溶碳化物;当温度高于1010℃时, 未溶碳化物基本溶解, 马氏体板条束明显粗化, 对钢的力学性能有害, 适宜的淬火温度为1010℃。
关键词：淬火+低温回火超高强度钢,未溶碳化物,微观结构,力学性能
参考文献
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[6]郑长卿, 周利, 张克实.金属韧性破坏的微观力学及其应用研究.北京:国防工业出版社, 1995
超高强度钢在汽车车身上的应用 篇2
目前，国内外很多新上市的车广泛应用了先进高强度钢，如双相钢、相变诱导塑性钢、复相钢及马氏体钢。有些采用了热冲压成形技术，抗拉强度大于1300 MPa，大大提高了汽车车身的结构强度及能量吸收能力。
国内现在能够方便地获得冷冲压超高强度板材并开发关联模具。宝钢已经开发出成熟的热冲压B1500HS系列板材，初步具备热冲压模具设计和制造能力。
到目前为止，对于高强度钢板还没有一个统一的定义。最常见的定义就是基于Volvo汽车公司和SSAB联合发布的标准。根据这个标准，高强度钢板的屈服强度应为340～600 MPa，超高强度钢饭的屈服强度应为600～800 MPa，特高强度钢板的屈服强度至少应为800 MPa。
本文重点介绍应用屈服强度大于600 MPa的超高强度钢的车身制造经验。
2 典型应用
由于超高强度板具有高的加工硬化能力，其与成形性相同的普通钢相比，具有很强的吸收能量能力，广泛应用于结构梁类零件。这些梁类件除具有吸收能量的作用，还与其他零件进行搭接，形状比较复杂。而单件的基准往往就是关联的分总成的定位基准，对形位公差要求较高。
为了保证碰撞后的车内空间，要求结构梁类零件没有变形或变形量很小，超高强度板恰好具有这样的优点。典型的应用零件有前、后门左/右防撞杆(梁)，前、后保险杠，A柱加强板，B柱加强板，C柱加强板，下边板，地板中通道，车顶加强梁等。
3 成形技术
要获得超高强度的车身钣金件有两种方法：一种是采用冷冲压;另一种是采用热冲压专用钢板通过热冲压制成。
超高强度板的冷冲压与普通冷冲压的工序差别不大，一般都有落料、拉深成形、冲孔切边、折边、整形等工序。模具有特殊的要求，主要体现在工作型面的材质、硬度和表面处理上。材质使用DC53、D2、SKDII等，采用PVD表面处理，硬度达到3 300 HV左右。同时，模具调试复杂、困难，周期长。一般采用油压机生产，需要较长的保压时间，产品的反弹、扭曲、起翘都比较严重。
开发冷冲压超高强度板的几点建议。
a.确定战略合作伙伴，尽早让钢厂介入，如SSAB公司。
b.开发初期，同步工程一要确定好超高强度板特殊公差管理表，从设计上考虑超高强度零件的反弹;二要减少型面的复杂程度，结构上要考虑吸皱和防止开裂。
c.采用CAE仿真软件(如Autoform)预测零件反弹、扭曲、开裂、起皱趋势，模具设计时采用工艺补偿来解决。
d.对深拉延的反弹，尽可能在拉延工序解决，后期整形工序调试时间长，效果也不是很好。
e.拉延工序尽可能采用镶块结构，先用替代材料调试，达到预期效果后再换正式生产镶块来精调。
f.采用具有下压垫的后工序拉伸成形模增强侧壁拉伸。
g.采用活动拉延筋或锁止筋对消除起皱很有效。
热冲压与普通冷冲压有较大的区别。热冲压是一种将含硼元素坯料加热并转移到成形工具中的工艺，成形和硬化一步完成，回火可以通过在压力机中零件冲压过程中自身的热量完成，零件可以获得超过1 300 MPa的抗拉强度和8%的伸长率。由于硬化过程中部件仍被固定在模具内，变形被控制在最小。热冲压一般有6道工序：剪板落料、热冲压、激光剪切和冲孔、喷丸除锈和涂防锈油，其中只有第二道工序热冲压使用模具。热冲模与普通模具的区别也较大，内部要钻空以布置复杂的冷却水管，无拉延筋，工作型面的设计要考虑热胀冷缩的影响，使用耐高温的特殊模具钢，作业中要求快速合模，上下模的闭合高度较低，模具强度、寿命普遍低于冷冲压，生命周期一般在15万～30万件;另外，还需要加热装置、快速输送装置和冷却水循环系统。
国内只有宝钢在对热冲压成形工艺进行研究和开发。国内长丰、海马、华晨等汽车厂的热冲压零件都在宝钢生产。目前，宝钢建成了一条试验线，可试制和小批量生产实体零件，但废品率较高;一条新建的产品线设计生产能力为100万件/年，废品率将降为10%。由于模具设计难度大、技术含量高、模具材料昂贵、加工工时长、调试较难等，热冲模模具开发费用比较高，开发周期约10个月。
开发热冲压超高强度零件的几点建议。
a.优先确定战略合作伙伴，开发初期就开展同步工程，先期确定好公差分配，从设计上处理好热冲压工艺带来的差异。
b.采用超高强度零件来减轻质量，可以从设计上减少零部件的厚度或减少关联零部件。
c.为了保证开发周期，先开发样模，再开发正式模具，减少采用热冲压新工艺带来的风险。
4 焊接连接技术
4.1 电阻点焊
每一车身有4 000～5 000个焊点，电阻点焊是车身构造中最重要的，也是重复性较好的连接方法之一。
超高强度板焊接时，需要较高的焊接力、较低的焊接电流、较长的熔核时间。在设计焊枪的几何尺寸时，必须使焊接力有30%的富余量。尽可能选择中频变压器，有利于焊珠形成，提高焊接质量。选择硬度较高、导热较好的Cr-Cu电极头。合理设置焊接规范，一般一把焊枪需要焊几个板组的多个焊点，需要通过多次试片焊接试验，找到合适的交集，范例如图1(板厚1.8+1.45 mm;电极直径Φ6 mm;电极材料Cr-Cu;冷却水流量2 L/min.;电极压力5 kN;主脉冲时间11 cyc;冷却时间3 cyc;次脉冲时间4 cyc;保压时间1 cyc;次脉冲电流=主脉冲电流/2;电极硬度应不低于75 HRB)。
国外如宝马公司，应用智能性在线电阻焊控制系统有效工艺调节(IQR)以保持工艺稳定，如图2。
4.2 电弧焊
电弧焊在汽车制造业的连接技术中仍是代表性的重要工艺，常用的是金属惰性气体焊(MIG)。在汽车制造中，焊缝破坏性检验是控制焊接质量的关键方法，需要通过控制焊接参数(包括金属堆积、焊接电流、电流持续时间)来保证焊接有效。必须限制电流脉冲后的持续时间，保证焊缝中热量足够，并有自回火的时间。
5 结束语
超高强度钢 篇3
发动机零部件在工作过程中大多承受高频、低幅、超高周循环载荷作用,因而会引起不可预测的疲劳破坏[1,2,3]。近年来,随着超声疲劳试验技术的应用,越来越多相关材料的超高周疲劳性能研究得以开展。超声疲劳试验技术已成为研究材料超高周疲劳性能的有效手段[1,4,5]。然而,由于高频加载条件的影响,超声疲劳试验常伴随着材料的热耗散以及材料内摩擦引起的试样温度升高,许多试验研究结果显示[6,7,8],即使在完全弹性加载范围、高频循环加载下,温度的升高也不可忽略。疲劳试样温度的升高不仅会影响材料的疲劳性能,更重要的是,温度的变化是高频共振条件下材料剧烈的内摩擦和一些微小局部塑性变形的反映[9],进而反映出材料内部疲劳损伤过程。
本研究利用超声疲劳试验装置确定了一种超高强度钢的疲劳寿命曲线,并获得该材料在105～109次循环范围内不同载荷量级与疲劳寿命的关系。此外,获得材料在20kHz下的热耗散特性对进一步理解材料的超高周疲劳损伤机理是非常重要的。采用超声疲劳实验法获得在105次循环以内的低周疲劳范围内的有效破坏数据比较困难,原因是超声试验频率为15～30kHz,105次循环的疲劳破坏发生在6s以内,测试和记录数据不足,同时其中部分试件的安装孔(与位移放大器连接用)加工的深浅会影响试验结果。
1 实验
1.1 材料
1.1.1 化学成分
实验用材料为一种低合金的超高强度钢,其微观结构为一种残留奥氏体的马氏体钢,内部夹杂物的X射线(见图1)分析表明,材料有非常小的MnS内部夹杂,并混杂着一些大尺寸的内部夹杂(Al、Si、Mg、S、Mn)。
1.1.2 力学参数
实验用材料的力学参数为:UTS=2000MPa,ρ=7850kg/m3,E=200GPa,Sa=975MPa,均为初始数据。超声疲劳试验后试件的洛氏硬度测试显示此种材料的HRC=46,即抗拉强度较低(1527MPa)。
1.2 试件
超声疲劳试件为轴对称试样(见图2),试件的谐振方程[1]为:
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取坐标原点为试样的轴向中心,R1、R2分别为试样在x=0和x=L2处的截面半径,L1为已知变截面长度,当试样满足谐振条件时圆柱段长度L2即为试样的谐振长度:
undefined
式中:undefined,根据谐振方程的边界条件得到试样的共振长度:
undefined
式中:undefined为动态弹性模量,ρ为质量密度。
1.3 方法
1.3.1 力学试验
超声疲劳试验系统主要由功率发生器、超声振动系统及计算机控制系统组成[2]。
(1)超声功率发生器提供激振电源和高频率交频可调振动电信号,控制和跟踪系统谐振频率,激振频率控制在(20±0.5)kHz。
(2)超声疲劳振动系统(见图3)主要由超声换能器、位移放大器、疲劳试样组成。超声换能器将交频电信号转换为同样频率的机械振动;位移放大器根据需要的疲劳加载水平,放大超声换能器输出的机械振动位移幅值,位移放大器和试样必须具有满足20kHz共振响应频率的长度;组成超声疲劳振动系统的超声换能器、位移放大器、疲劳试样之间的组合匹配影响着超声疲劳振动系统的输出特性,进而影响疲劳试验结果的准确性。功率发生器控制和跟踪系统谐振频率,当系统频率超出(20±0.5)kHz范围时,系统自动停止。
(3)计算机控制系统由数据采集装置、D/A、A/D组成,它控制疲劳振动幅值,实时采集输出系统振动频率、输出电压、疲劳循环周次。
这种高强度钢超高周疲劳试验是在应力循环比R=0.01和R=0.1下完成的,压缩空气被用于试样的冷却以避免试样内部温度升高而导致的破坏(见图4),2个位移放大器被用于这次试验,使试样得到3～20μm 的位移放大。
试样的设计可以根据第一阶纵向固有振动模态(20kHz)以及弹性理论进行解析(有限元)计算,得到试样的设计参数,采用这种方法和这种钢的密度与弹性模量可得到试样的尺寸(图2)以及试样的应力-位移比。本试验试样的应力-位移比为25.8164MPa/μm。
1.3.2 热测试验
为了确定试样表面的温度场,采用一种具有先进高速、高温特性的摄像仪的无损检测技术。所应用的摄像仪谱范围为3.7～4.8μm,采样频率为10～50Hz,50mm焦距长度内的目标可有每像素0.12μm的空间分辨率。
利用超声疲劳试验系统在室温(20℃)环境下进行试验,试样的应力循环比R=-1,激振频率为20kHz。
2 结果与讨论
2.1 力学试验结果
所有超声疲劳试验结果见图5。
在超声疲劳试验中,试验载荷能够迅速引起试样温度升高,试样温度的升高与循环载荷幅值和载荷速率相关。温度反映了合金局部的塑性变形,能够影响试样的疲劳寿命。因此,试验中采用强冷压缩空气冷却试样以减弱试样的温度升高,同时采用渐进的方法施加载荷以防止高应力幅值状态下温度的过快升高。
2.2 热测结果
应用红外影像系统测量超声疲劳试验过程中试样自身发热的温度变化[10,11],试验在试样应力循环比R=-1、σmax=335MPa下进行,试样在经过8.37×107次循环后发生断裂,试验停止。图6显示在疲劳破坏过程中试样表面的温度升高,同时在断裂瞬间温度剧烈升高。图7的热相图显示了试样表面不同典型时刻(图6)在断裂前的温度场(σmax=335MPa,N=8.37×107次循环)。由图7可以发现温度分布的奇异化和温度升高的区域化。
图6中的点(1)为断裂开始时循环数Ni=8.3589×107次,而断裂时循环数为Nf=8.37×107次。Ni与Nf的比值为0.9987,表明总寿命的99.87%(循环数N>107)贡献于断裂裂纹的形成。
2.3 断口分析
通过光学和扫描电子显微镜观察试样断口表面的疲劳损伤情况,发现其表现为一种典型的裂纹形成机理[12,13,14]。在循环次数低于5×106次时,疲劳裂纹始于试样表面,当循环数超过5×106次时疲劳裂纹始于试样内部(见图8)。此情况下,疲劳源与材料内部的杂质有关,图中箭头表示材料内部的疲劳裂纹源。用于热测试验研究的试样A30的疲劳源是一个位于试样亚表面的杂质(见图9(a)),X射线分析表明(见图9(b)),该杂质是一个具有代表性的裂纹源,而且是混合的内部夹杂(比较大的杂质)。从图8的鱼眼中可以看到条纹和环绕着鱼眼的裂纹。
3 结论
(1)S-N曲线在106次循环到109次循环的区间内是比较平缓的,但这种钢到109次循环时仍能发生疲劳破坏,不能将107周时的疲劳强度作为该高强度钢的疲劳极限。
(2)在试验中一直利用强冷压缩空气对试件表面实施降温,使超过106次循环后的材料疲劳热耗散可以忽略。
(3)高应力区,这种高强度钢的疲劳破坏从表面起裂,随着加载应力幅的下降,疲劳裂纹萌生从表面向内部转移,当超过5×106 次循环时疲劳裂纹起始于试件的亚表面上较大的杂质;在低应力、高周疲劳循环区,这种高强度钢疲劳破坏由内部非金属夹杂引起。
(4)疲劳损伤过程可以通过热成像仪来检测,局部温度的升高与材料的塑性变形或微结构的损伤有关,温度的变化反映出材料的疲劳损伤过程。试件全寿命的99.87%(N>107和R=-1) 都贡献于疲劳裂纹的形成。
超高强度钢 篇4
关键词：超高强度钢,车身B柱加强板热成形,工艺参数优化,多目标,正交试验设计
0 引言
车身轻量化已经成为汽车(特别是轿车)工业的发展趋势之一。使用高强钢后,可以通过减小壁厚来减轻零件重量,实现车身轻量化,同时其超高的强度又能提高车辆碰撞安全性,满足轻量化和提高安全性的要求,因此高强钢在汽车领域的应用越来越广泛。但是高强度钢板随着强度的提高,其冲压成形性能降低,强度越高,成形难度越大,尤其是当强度超过1000MPa时,车身B柱等一些形状复杂的零件用常规的冷冲压工艺几乎无法成形。热成形技术是一项专门用于成形高强度钢板冲压件的新技术,可以成形强度高达1500MPa的冲压件,而且高温下成形几乎没有回弹,具有成形精度高、成形性能好等优点,因此引起业界的普遍关注并迅速成为汽车制造领域的热门技术[1]。
热成形过程中工艺条件对制品质量的影响存在诸多非线性时变和不确定因素,是成形过程工艺优化和质量控制的一大难点。传统的试模方法不仅费时、成本高,而且过于依赖经验和以往案例,精确度不高,难以满足新产品投放周期短的要求。数值仿真虽然可以降低试模的成本,也可以对工艺调整作出定性指导,但这种指导缺乏定量的精度,要想获得好的结果,经验和反复试验调整仍是必需的。试验设计方法在一定程度上可以减少反复试验的盲目性,能以较少的试验次数得到试验范围内较优的工艺组合。
现选取某车型典型冲压件车身B柱加强板,对其热成形工艺进行研究,并利用正交试验理论找出其中的主次影响因素,得出一组最优的工艺参数组合以指导该车身B柱加强板的实际生产。
1 模型的建立
1.1 有限元模型
在前处理软件HYPERMESH的LS-模板下建立有限元模型见图工具和板料都使用四节点Hughes-Liu壳单元,沿厚度方向上有5个积分点,同时在关键字*CON-TROL SHELL设置TSHELL=1,使得热计算中壳单元被当成十二节点Brick单元[2],以考虑单元厚度方向上的热传递。板料和工具的初始温度假设为各向同性;板料和工具接触面间的传热系数取3000W/(m2·K),同时考虑工具和板料与周围环境的辐射换热及对流换热,环境温度假设为20℃,工具和板料的表面发射率考虑为0.6[3]。工具和板料间仅考虑静摩擦而不考虑动摩擦。为了缩短仿真计算时间,把仿真过程中的冲压速度放大为实际冲压速度的50~100倍,同时相应地放大热导率、传热系数和热辐射因子以补偿由于速度提高带来的误差。
由于车身B柱加强板形状较为复杂,为保证其成形性能,布置了8条等效拉深筋(图2),阻力系数根据成形的难易程度设为0.03~0.40不等板料的初始厚度为1.5mm,尺寸为1680mm×540mm。
1.2 材料模型
材料基本参数参考NUMISHEET2008标准考题BM03[4],见表1和表2。LS-DYNA中使用材料号*MAT 106[2]可方便输入这些材料参数。
1.3 成形模拟结果及分析
为了使后续的优化设计更有针对性,先对B柱加强板进行成形仿真试验,以获得一组能够满足各项成形指标的工艺参数,这些参数将作为确定正交试验各因素水平的基准。参考生产实际经验,并多次试算后,获得了以下一组工艺参数:冲压速度取2m/s;压边力取100kN,静态摩擦因数取0.125,板料初始温度取810℃,工具初始温度取75℃。在上述热成形工艺参数下,B柱加强板的各项成形性能指标结果见图3~图7。
成形极限图(FLD)是评价材料成形性的一个有效工具,如图3所示,本文研究对象车身B柱加强板的成形性较好,没有裂纹和过分变薄现象,有少量起皱和变形不充分的地方。
成形后板料最大厚度1.596mm,最小厚度1.130mm(图4),相应的最大减薄率是24.667%。最小厚度出现在图4圆圈处,该处位于凹模底部过渡圆角区域,且此处的拉深深度达81.4mm最大厚度出现在图4矩形处,该处局部形状较为复杂,材料容易在较小的凹槽处堆积。
塑性应变(图5)最大为0.4997,最大塑性应变没有超过材料的极限应变。
拉深终止时刻板料或工具的温度分布如图6图7所示。板料在模腔部分的温度较高,模腔外部分的温度较低,最高温度为637.2℃。该现象可解释为:板料的热成形是内部温度场与应力场同时共存,相互作用、耦合的变化过程。模腔部分的板料发生了相对较大的塑性变形,而模腔外的板料基本上无塑性变形或变形较小。变形能转化为内能,因此温度较高。塑性变形越大,由变形能转化而来的内能越大,温度就越高。压边圈温度分布则受热接触影响较大,与板料先接触的部分温度较高。由于图7圆圈处的压边圈部分最早与板料接触,所以获得最多的接触传热,温度最高。
虽然在上述工艺参数下,车身B柱加强板的各项成形性能指标均已合格,但这种凭借经验和多次试算所得到的工艺参数并不是最优的组合,有进一步优化的必要。
2 热成形工艺参数优化设计方法
正交试验设计是利用规格化的正交表,恰当地设计出试验方案和有效地分析试验结果,提出最优配方和工艺条件,进而设计出可能更优秀的试验方案的一种科学方法[5]。热成形工艺是一个复杂的过程,影响制件成形性能的工艺参数很多,为了减少试验次数,同时获得足够多的参数,模拟试验采用正交试验法,通过分析试验结果,提出最优的热成形工艺条件。
2.1 优化目标设计
对某些热冲压产品,起皱和减薄等缺陷是一些无法彻底消除的问题,只能通过工艺参数的优化,减轻制件的这些缺陷,从而满足制件的设计要求。常用的评价板料成形性能的指标有最大减薄率T1、危险点的主应变ε1和成形极限图。FLD虽然直观,但不便于数值化以用做正交试验指标;最大减薄率T1和危险点主应变ε1的数值越小,表示成形质量越好[6]。因此,本文针对最大减薄率、最危险的5个点主应变均值εe两个指标的综合值,讨论得到使综合指标达到最优的工艺参数组合这里取每次试验中最危险的5个点主应变均值εe作为评价指标的原因是为了避免取单个点造成的片面性,使评价指标更合理、更有效。
2.2 正交试验的设计
分析的目标是确定最大减薄率T1和每次试验中最危险的5个点主应变均值εe两个指标的综合值。为保证制件的成形质量和使用要求,必须满足以下条件:T1≤30%,εe≤0.7。
影响B柱加强板热成形质量的因素很多,选取对热成形过程影响较大的4个因素,每个因素设置3个水平。因素分别设置为冲压速度A、压边力Fbinder和静态摩擦因数fs组合B、板料的初始温度C和工具的初始温度D。由于板料和压边圈之间的摩擦力是由压边力和摩擦因数共同决定的,因此将压边力和摩擦因数视为一个组合因素因素水平表见表3。
根据4因素3水平,选取正交表L9(34)。按照正交表所规定的试验方案,经过LS-DY-AN971分析,提取成形后车身B柱加强板的最大减薄率和危险点的主应变数据。
2.3 正交试验结果数据处理
模拟试验所选取的目标指标对车身B柱加强板成形质量的影响程度各有侧重,同时各指标的量纲并不一致,为兼顾各个指标,有必要建立一个使各个指标都尽可能好的综合评判方法,从而将多目标问题转化为单目标,实现多目标问题的综合优化。因此,采用模糊数学中的映射函数[7]进行处理,将各个指标值统一映射到[0,1]的数值区间中,结合加权评分法,在模糊处理的基础上再对权值进行分配。权值分配根据正交试验分析结果和指标对制品综合质量的影响程度,按百分制加权,最大减薄率和危险的主应变的权值分别为:k1=70,k2=30。加权综合评分值Ln的计算公式如下:
根据各目标的约束条件,采用L-R型模糊函数[8]来实现对各目标的映射,函数式如下:
式中,p>0,通常取1、2、3等,本文取p=1;n为试验号,n=1,2,3,…,9;i为目标指标,最大减薄率和危险点主应变均值的i分别为1、2;Ln为第n次试验的综合评分;Lni为第n次试验的第i项指标的映射值;xni为第n次试验的第i项指标的实验值;x0、x1分别为各个目标指标映射函数的边界点取值。
各参数取值见表4。综合评分结果见表5。
将上述仿真试验的指标值,利用极差分析法(也简称为R法)来进行处理[8,9]。这种极差分析法的计算内容和主要步骤如图8所示。其中,ljk为第j因素k水平所对应的试验指标,为ljk的平均值。由大小可以判断j因素的优水平,各因素优水平的组合即为最优设计组合。另外,Rj为第j因素的极差,其计算式为
Rj反映了第j因素水平变动时试验指标的变动幅度。Rj越大,说明该因素对指标的影响越大,也就越重要。依据极差Rj的大小就可以判断因素间的主次。这种极差分析法充分体现了正交设计的灵活性和直观性,因此该处理方法也叫直观分析法,极差分析结果见表6。
2.4 结果分析
由表6中结果可以判断:影响综合评分的主次因素依次是板料初始温度C、冲压速度A、摩擦力和压边力组合B、模具初始温度D,同时还可以直观地看出各因素的优水平。最后可以挑选出其中最优的一组因素水平组合方案,如表6最后一行所示,即C1、A1、B2、D1。表5中没有相应的组合方案,因此需要经过试验验证。经LS-DYNA分析得该方案的最大减薄率为23.31%,危险点应变均值为0.417,综合评分值为17.830。与表5比较可知,该方案的综合评分最高,表明该方案为较优方案。
3 结论
(1)热成形可显著提高超高强度钢板的成形性能。
(2)试验证明,采用分析软件LS-DYNA结合正交试验及运用综合评判法,可以对超高强度钢车身B柱加强板热成形工艺参数进行优化,能够通过较少的试验就得到一组综合评分较高的工艺参数组合,证明这种方法是可行的。
(3)该车身B柱热成形最优工艺参数组合,即板料初始温度取760℃;冲压速度取1m/s,;压边力取100kN,静态摩擦因数取0.125;工具初始温度取75℃。由于热成形数值分析对材料的物性参数以及热边界条件依赖较大,因此还需要进一步试验验证。文中的方法可为相关研究提供参考。
参考文献
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[8]任露泉.试验优化设计与分析[M].长春:吉林科学技术出版社,2001.
超高强度钢 篇5
目前国内多采用API推荐的方法, 即用修正古德曼来进行抽油杆强度校核和杆柱设计, 如图1。抽油杆柱的许用应力的计算公式:
式中σall——抽油杆柱的许用最大应力;T——抽油杆最小抗拉强度;σmin——抽油杆最小应力;SF——使用系数, 考虑到流体腐蚀性等因素而附加的系数 (小于或等于1.0) 。
一、超高强度抽油杆强度校核模型的建立
在修正古德曼图基础上, 我们综合考虑了不同材质抽油杆自身的物理化学特性 (不同钢材自身的安全系数K、最小抗拉强度和屈服强度比值a) , 进一步对其修正古德曼图和抽油杆柱最大许用应力计算公式进行了如下修正。
如图2, 设安全系数为K, 抗拉强度与屈服强度比值为a;则, D2E2最大疲劳极限线;D`K`最大许用疲劳极限应力线;
古德曼曾假设, 拉伸脉动循环时的安全疲劳极限为材料抗拉强度的一半, 考虑安全系数K, 故D`点坐标为: (0, T/ (2K) ) , K`点坐标为: (T/a, T/a) 。则D`K`线段方程为:
并考虑油井流体腐蚀性, 则有:
式中参数a、K可以通过抽油杆实验得到。
对比式1.2、式1.1, 不难求得:修正古德曼图中K=2, a=1.75。
二、关键参数求取及最大许用应力计算
(1) a、T参数的求取
如图3所示, 抽油杆抗拉强度σb, 最小抗拉强度T, 屈服强度σs。
其T为多组实验中σb最小值
(2) K参数的求取
如图4所示, 可按照《SYT 6272-1997超高强度抽油杆》附录A中安全系数K求得, 即:
式中S50%为置信度50%的疲劳极限, S99.9%为置信度99.9%的疲劳极限。
为了保证安全系数的可靠性, 通常至少取三个应力比做试验, 这样就会算得三个安全系数, 取这三个中的最大值作为抽油杆的最终安全系数。
最后, 将所得的a、T、K参数返代入 (1.2) 式, 即可得到这种高强度抽油杆柱强度校核公式。要保证抽油杆柱不发生疲劳破坏, 抽油杆的最大应力不应超过式 (1.2) 计算出的许用最大应力σall, 即
将最大、最小载荷公式代入式 (1.2) 和 (1.3) , 就可得出计算抽油杆强度所允许的悬点最大载荷的公式, 进而可确定在一定抽汲参数和设备下抽油杆的允许下入深度, 或者在一定下泵深度下使抽油杆不超载的fp、s、n组合。
结论与认识
本文提到的超高强度抽油杆强度校核方法, 综合考虑了不同材质抽油杆自身的物理化学特性, 挖掘了超高强度抽油杆利用潜能, 使抽油杆柱优化设计更加具有合理性, 有一定节能、降耗、提效特点, 具有很好的推广价值。
参考文献
超高强度钢丝拉拔硬化行为的研究 篇6
国务院《十二五国家战略性新兴产业发展规划》的七大产业中, 高端装备制造、新材料和新能源汽车都直接或间接对钢丝的强度提出了更高的要求[1]。同时随着金属制品领域工业技术的发展, 对碳素钢丝的强度提出越来越高的要求, 如桥梁缆索用钢丝强度从1 670 M P a向1 860 M P a及2 000 M P a方向发展[2], 而抗拉强度为4 000 M P a级的钢帘线单丝已成为目前应用强度级别最高的钢铁结构材料[31。高强度钢丝的生产主要是通过大变形量冷拉拔强塑性变形来实现。大量研究证明, 冷拔珠光体钢丝的性能与珠光体钢在塑性变形过程中的组织形貌以及结构变化有着至关重要的关联在钢丝拉拔过程中, 随着拉拔变形量的增大, 高强度珠光体钢丝的显微组织明显改变, 组织结构细化, 位错密度不断增加[!0。随着钢丝制品向超高强度应用方向的不断发展, 对超高强度珠光体钢丝加工硬化行为的研究有重要的意义。
1 试验方案
1.1 试验材料
本试验选用日本KSC72A作为研究材料, 其化学成分如表1所示。
1.2拉拔工艺
1.3 性能以及微观组织检测
采用静态拉伸试验测试热处理态钢丝以及各个压缩率钢丝的抗拉强度, 并制备横截面金相样品, 利用S E M扫描电镜对拉拔前后的微观组织进行观察分析。
2 结果与讨论
2.1 强度与压缩率的关系
对屠林科夫公式计算值进行指数拟合发现, 计算值完全满足指数关系, 如下式所示
从图3可以看出, 拉拔真应变在3.5以下时, 屠林科夫公式计算值低于理论值, 而进一步拉拔后, 实测值高于计算值, 并非能较好的匹配, 说明在拉拔真应变较大时钢丝强化现象较变形量小时更为明显。以拉拔真应变3.5为分界线, 分别对两段数据进行指数回归拟合得出两条指数曲线, 如下式所示:
2.2 微观组织的变化
利用S E M对拉拔前后的组织进行观察, 如图4所示, 可以明显发现珠光体片层间距减小, 钢丝横截面上部分珠光体球团在外力作用下, 片层组织由原来的随机排列转变为扭转和弯曲。在拉拔变形量增加的同时, 珠光体片层的扭转角度以及弯曲程度越来越明显, 甚至可能出现片层碎化、断裂现象。
3 结束语
通过以上研究发现, 该钢丝在应变量为3.5之前时, 加工硬化行为相对较弱, 当应变量进一步增大后, 加工硬化能力增大。从微观组织可以发现其拉拔后索氏体片层明显减小, 片层出现弯曲现象。
通过本次研究拉拔过程中钢丝组织和性能的变化规律, 为超高强度钢丝的工业化生产提供了基础理论知识支撑与技术支持。
参考文献
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超高强度钢 篇7
某钢厂2×230 m2烧结向高炉区供料通廊总长度为500 m,总重量972 t,通廊架设于25号转运站到26号转运站之间;通廊分为上下两层,上层通廊编号为HJ-1～HJ-17,其中HJ-2～HJ-5段为斜通廊,HJ-6～HJ-17为水平通廊,底标高29.8 m,通廊宽7 m,架设双排皮带,最大通廊顶标高35 m,跨度52.5 m,重量78.98 t;下层通廊编号为HJ2-1～HJ2-17,其中HJ2-1～HJ2-4为斜通廊,并且用吊杆悬挂在上层通廊下方,通廊HJ2-5～HJ2-17为水平通廊,底标高19.5 m,下层通廊宽度3.6 m,架设单排皮带,最大通廊顶标高23.1 m,跨度50 m,重量43.24 t;通廊上下层各分为17段安装,通廊下弦平面铺设6 mm花纹钢板。通廊支架共16个,其中井字形支架4个,门字形支架12个,支架总高度均为29.5 m。供料通廊上层通廊编号为HJ-x,下层通廊编号为HJ2-x,按顺序依次为25号转运站到26号转运站。本通廊安装过程中技术难题比较多,本文重点从现场施工角度进行阐述,具体到制作、安装的每个环节的技术标准参照相关施工规范。
2 现场施工条件
本供料通廊架设于钢厂已生产区域,通廊北侧紧邻生产车间、办公大楼等设施,无施工空间,通廊南侧为一生产道路(水泥硬化地面),道路宽8 m;安装现场不具备制作条件,必须在加工场地制作后运输到生产道路上进行拼装,道路中有3处路段为生产车间出口,在不影响生产的情况下,施工最大占用时间为8 h,需在别处拼装完毕后运到指定位置安装;通廊为东西向,需要跨越一处生产用铁路,两段通廊中部有两处生产管道需要跨越,施工现场条件使得现场拼装、吊装难度增大,需要加大施工协调和安全管理。
3 施工主要难题
本通廊安装过程中技术难题比较多,主要有以下几点:1)通廊单个支架安装完毕后,由于高度近30 m,自身不稳定,需支护,同时高支架的调整也是难题之一;2)在施工中先安装下层通廊,调整到位后还需确保上层通廊的安装尺寸,如何同时保证上下两层通廊的准确定位是一个施工难点;3)通廊的跨度、重量、安装位置均不同,需要大型吊车的吨位也不同,合理安排吊车吊装及节省吊车台班费用也是施工过程中需要解决的问题;4)因施工场地所限、生产影响,部分通廊不能就近拼装,需要在较远的地方拼装完毕后运到安装位置进行吊装,如何将整体通廊运送到安装位置也是难题之一。
4 难题解决方案
1) 通廊支架拼装完毕后,为便于调整必须在支架上下层通廊牛腿标高位置四周打上中心线,在支架下部打上+1.0 m标高线;通廊支架吊装完毕后,先从东西两侧用钢丝绳拉住,确保支架的自身稳固;调整支架时,将支架标高、支架柱底板中心线调整到位,支架的垂直度调整到近似垂直即可。另外安装部分支架后可先安装此部分下层通廊,下层通廊安装到位后可撤去风绳,以便风绳的循环利用。2)下层通廊吊装到位后,先不要与支架焊牢,在通廊两端的支腿底板四周焊上挡板,此时的调整工作对于保证上下层通廊准确定位非常关键,将支架调整到垂直位置,再调整下层通廊的纵横轴线,最后再复测支架顶部(上层通廊安装位置)的垂直度,如有偏差要调整到位,确保上层通廊安装符合几何尺寸。通廊支架垂直度测量可在地面进行,用经纬仪观测支架上部打上的中心线来进行测量、调整。3)因各段通廊情况各异,使用的吊车吨位也各异,为便于吊车的合理安排,首先参照各段通廊的吊装重量、高度等参数,结合安装位置每段通廊实际情况,确定每个通廊支架、每段通廊的吊车吨位,按吊车的起重能力分组安排吊车。4)因安装现场能拼装的场地受诸多因素限制,很多通廊安装位置不能进行拼装,所以必然存在拼装完毕后的通廊倒运问题。结合现场道路平坦的实际情况,商定不能就近拼装的通廊在稍远处拼装,拼装焊接完毕后运输到安装位置;运输用专用小轮车,用低板车前桥一组、后桥两组,车轴上焊型钢支架,分别垫到通廊的前部、中部、后部各一组,用装载机将拼好的通廊拖到吊装位置,结合通廊的重量分布,小轮车运输能力设计为运输50 t,这样绝大多数需要运输的通廊都可以运输。
5 整体方案实施
5.1 通廊制作及安装前的准备
由于我单位结构一场制作加工场地距离安装现场较近,运输道路平坦,因此通廊制作任务交给结构一场;通廊在加工场两侧面分片制作,上下弦构件单独制作,为便于运输通廊单片长度不超过15 m,宽度不超过5 m,而且每次运输为防止变形,最多不得超过3片;通廊制作按照安装顺序制作,即先支架,再下层通廊,最后上层通廊;因通廊分段较多,各段通廊的构件应编号后分开堆放,以便安装时构件查找方便;安装现场土建基础交付后,要仔细测量基础的轴线、标高、基础间的距离等,因通廊较长,必须将偏差控制在规范允许范围以内,基础复查合格后,将每个基础的纵横轴线、标高等用红油漆标注到各基础侧面。
5.2 支架及通廊的吊装安排
因单片门形支架高度接近30 m,宽7 m,重20 t左右,如运输过于单薄、容易变形,所以支架都在基础附近进行拼装,单片门形支架采用地面拼装完毕,整体吊装的方式进行安装;井字形支架分成两个单片,先将两个单片门形支架就位后再安装中间拉撑。拼装支架时将支架东西向放在支架基础上方进行拼装,不但不影响旁边道路的通行,而且支架都可以在各自的基础附近拼装,避免了支架的运输问题;支架拼装好一组后(够吊车一天台班的吊装量),安排吊车进行支架吊装,支架吊装完成后用风绳东西两面拉住;支架调整完毕后就可以进行下层通廊的吊装,支架的吊装可与下层通廊穿插进行,依次进行支架和下层通廊的安装。下层通廊与支架吊装、调整完毕后,进行上层通廊的吊装,最后进行HJ2-1～HJ2-4吊通廊的安装。各段通廊在吊装前最好完成油漆的涂刷工作。
5.3 通廊吊装的吊车安排
通廊及支架的吊车分配及安排。结合各构件重量、高度及现场具体条件,通廊支架用1台130 t吊车主吊,1台50 t吊车配合的方式进行吊装,下层通廊安装用两台100 t两端抬吊的方式进行吊装,上部通廊50 t以下的用两台200 t吊装,最重的两段通廊HJ-6,HJ-13及有管道阻碍的HJ-10通廊用300 t和250 t汽车吊吊装。吊装时每次最少要凑够各组吊车一天的吊装量。
对最后进行的需要250 t,300 t大型吊车吊装的3段通廊进行最后吊装;拼装前要认真测量支架上部的实际距离,对距离偏差过大的支架必须进行调整,通廊两端要留出必要的间隙,以便能吊装到位。根据现场实际情况来看,HJ-6,HJ-10可以在安装位置附近进行拼装,HJ-13由于在车间门口附近,为不影响生产,在安装位置100 m左右的地方进行了拼装。通廊拼装应尽量靠近安装位置,本工程中HJ-13通廊由于拼装位置较远,拼装完300 t,250 t吊车倒运就花掉了10 h台班,增大了吊装成本。
6 结语
对于本工程中的大跨度、超长、超高双层皮带通廊安装目前为数不多,本工程采用了小轮车整体运输通廊的办法,克服了现场不能长时间占用的困难,结合各段通廊的各自情况合理安排吊车,安装顺序较科学严谨,安装质量达到设计、规范要求,同时也缩短了施工周期、节省了大型吊车台班,为今后我们及业内同行提供了借鉴的经验。
摘要：针对施工过程面临的四大难题,围绕四大难题介绍了双层皮带钢通廊的施工安装技术,并总结了如何通过合理安排施工顺序、大型吊车及其他措施克服了施工中的难题,以达到节省施工成本的目的。
关键词：大跨度,双层皮带通廊,安装技术
参考文献
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