惠亚军1,2，吴科敏，肖宝亮1，刘 锟1，徐永先4，许克好

(1.首钢集团有限公司技术研究院，薄板研究所，北京 100043；2.首钢集团有限公司，绿色可循环钢铁流程北京市重点实验室，北京 100043；3.北京首钢股份有限公司制造部，唐山 064404；4.首钢京唐钢铁联合有限责任公司制造部，唐山 063200)

0 引 言

2010年至今，我国客车年销量均在45万辆以上，连续居于世界首位。其中，中大型客车整车质量可达812 t，其油耗和尾气排放量远高于普通乘用车的，这给环境带来巨大的压力。节能与环保是目前我国汽车工业发展面临的巨大挑战，汽车整车轻量化对于实现节能减排、保护环境具有十分重要的社会与经济意义[1-5]。中大型客车车身主要采用桁架式结构，车身骨架质量占客车总质量的20%～40%[6-8]。目前客车骨架绝大部分使用方矩形焊管(简称方管)制造，材料为Q235B钢、Q345C钢等，少量高端客车使用高强度钢或铝合金。在保证安全性能的前提下，采用薄规格高强度方管替代低强度方管，可显著降低客车整车质量，这是未来发展方向之一[9-13]。方管一般采用冷弯成形机组生产，制管过程中材料经过复杂的塑性变形，成品方管的力学性能与母材的差异较大，一般向着恶化的方向变化，尤其是内外圆角处性能恶化最为严重。方管在制造车身骨架前围、后围、顶层结构时，需要进行辊弧处理，容易出现外弧撕裂与内弧褶皱缺陷。因此，制管厂为了检验方管质量，往往通过对角线1/2压扁试验来观察方管内外圆角、焊缝是否存在开裂问题。此外，由于塑性变形，母材表面氧化铁皮易脱落到制管机组中，由于连续式生产无法及时清除，将对轧辊造成损伤；黏附在轧辊上的铁皮形成的铁瘤子极易引起方管表面划伤，影响产品质量。因此，在设计方矩形管用钢产品时，必须考虑提升其加工性能。为了减轻车身骨架质量，克服制管时存在的问题，进一步提高方管性能，作者单位研发了一种550 MPa级高强度高延性汽车方管用钢，并研究了其组织与力学性能。

1 试样制备与试验方法

1.1 试样制备

550 MPa级高强度高延性汽车方管用钢的化学成分如表1所示。金属材料塑性的影响因素一般为夹杂物、带状组织、大尺寸第二相析出物、表面缺陷、组织类型等。为了保证钢的高延性，采用低碳低锰的成分设计，以减少大尺寸碳化物的析出，控制冶炼时钢的纯净度，减少偏析。在热轧过程中，通过调整控轧控冷工艺，获得均匀细小的铁素体组织，尽量避免珠光体的产生；通过控制第二相析出物的尺寸以提高析出强化效果。

表1 550 MPa级高强度高延性汽车方管用钢的化学成分(质量分数)

采用230 t转炉冶炼钢锭，使用钢包精炼炉和真空循环脱气精炼炉(LF+RH)冶炼得到厚度为230 mm的铸坯。采用步进式加热炉在1 230～1 250 ℃下对铸坯加热180～200 min，然后经过5道次粗轧得到厚度为32～34 mm的中间坯，再经过7道次精轧得到厚度为2.0～4.0 mm的板坯，终轧温度为850～880 ℃。通过层流冷却将板坯降温至600～630 ℃，卷取获得带钢。通过冷弯辊压成形将带钢制成截面尺寸为40 mm×40 mm的方管，具体工艺为分条→辊压成圆管→高频感应焊接→圆管辊压成方管→定尺→质量检查→打包入库。

1.2 试验方法

在热轧钢板，方管平面、圆角与焊缝处切取金相试样，经研磨和抛光后，用体积分数4%的硝酸酒精溶液腐蚀15～20 s。采用徕卡MEF4A型光学显微镜(OM)和日立S3400N型扫描电子显微镜(SEM)观察显微组织，利用图像分析软件统计铁素体晶粒的平均等效直径。将热轧钢板、方管平面及圆角试样制备成碳萃取复型试样与薄膜试样，用JEM-2000FX型透射电镜(TEM)对第二相析出物形貌与位错组态进行观察与分析。

根据GB/T 228.1-2010，在热轧钢板，方管平面、圆角(夹持端压平，标距段保留角部弧面)与焊缝处切取比例标距拉伸试样，采用MTS810型拉伸试验机进行室温拉伸试验，拉伸速度为2 mm·min-1。

2 试验结果与讨论

2.1 显微组织

2.1.1 热轧带钢的显微组织

由图1可以看出：热轧带钢的显微组织由铁素体和少量珠光体组成，其中铁素体呈等轴状，晶粒平均等效直径约为2.6 μm，晶粒度等级为14.0级；珠光体分布在铁素体晶界处，呈不规则球团状，体积分数约为5.52%，球团平均等效直径约为1.30 μm；同时，在试验钢晶界处与铁素体内部可以观察到较多碳化物析出相。

由图2可以看出：热轧带钢中存在较多形貌为立方形、球形或椭球形的第二相，EDS分析表明其主要为(Nb,Ti)C复合相；该第二相等效直径在1～110 nm，均值约为44 nm,尺寸在20～90 nm之间的第二相析出物约占析出相总量的90.6%，20 nm以下的约占8.2%，90 nm以上的约占1.2%。

图1 热轧带钢的显微组织Fig.1 Microstructure of hot rolled steel strip: (a) OM morphology and (b) SEM morphology

图2 热轧带钢第二相的TEM形貌、EDS谱及尺寸分布Fig.2 TEM morphology (a), EDS pattern (b) and size distribution (c) of precipitates in hot rolled steel strip

图3 试验钢制方管接头不同位置的显微组织Fig.3 Microstructures of different positions of test steel square tube joint: (a) weld, at low magnification; (b) weld,at high magnification and (c) heat affected zone

2.1.2 方管接头显微组织

由图3可以看出，方管焊缝中心存在一条白亮色熔合线，组织沿熔合线呈具有一定方向的流线状，这是由于高频感应焊时，焊缝中心处先被加热至熔融状态，在压力作用下两侧金属相互熔合后，部分熔融金属被挤出焊缝所致。焊缝中心处温度很高，且位于表面，这会引起一定程度的氧化脱碳，同时高温使得难熔质点也进入奥氏体基体中，造成奥氏体晶粒异常粗大。在焊接快速冷却条件下，焊缝处形成了碳含量很低的粗大板条贝氏体、针状铁素体、魏氏组织以及少量粒状贝氏体，塑韧性会有所下降。高频感应焊接时，热影响区被加热至Ac31 200 ℃(Ac3为完全奥氏体化温度)之间，原始铁素体与珠光体组织全部奥氏体化，由于焊接加热速度快、高温停留时间短，奥氏体晶粒细小，因此该区域室温组织为均匀细小的铁素体和少量珠光体，塑性和韧性较好。随着距焊缝距离的增加，热影响区由完全重结晶区过渡至不完全再结晶区，铁素体呈逐渐粗化的趋势。

2.1.3 方管平面及圆角部位显微组织

由图4可以看出：方管平面部位的组织为铁素体与珠光体混合组织，与热轧态显微组织基本相同，未发生明显变形。方管圆角部位的显微组织类型与平面处的相同，但内弧处的铁素体与珠光体明显呈压扁状态，外弧处的则呈拉长状态。在方管辊压成形过程中，圆角部位发生了显著的加工硬化，因制管工艺属于冷变形，其组织类型未发生改变，但组织形貌发生明显变形。

图4 试验钢制方管平面及圆角部位的显微组织Fig.4 Microstructures in the plane (a) and fillet (b-c) of test steel square tube: (b) inner arc and (c) external arc

2.2 位错形貌

由图5可以看出：热轧带钢中位错密度较低，位错相互交割、缠绕，呈网状分布，位错线上存在较多第二相析出物；制管后组织中的位错密度明显增加，并且在晶界、第二相析出物处发生塞积，方管圆角处由于变形较大，还形成了位错墙与位错胞。方管辊压成形时，变形主要通过位错滑移与攀移进行，位错萌生并增殖，因此位错密度显著增加。随着不同滑移系位错的启动，位错交截情况增加，同时第二相或晶界产生的钉扎作用对位错运动产生阻碍，由此导致组织中出现位错塞积，甚至形成大量位错胞与位错墙结构。

图5 试验钢制管前后的位错TEM形貌Fig.5 TEM morphology of dislocation in test steel before and after tube forming: (a) hot rolled steel strip;(b) square tube plane and (c) tube fillet

2.3 力学性能

由表2可以看出：热轧带钢具有高强度、高塑性、低屈强比的特点，易于制管加工并保持较好的尺寸精度；制管后方管平面部位的屈服强度与抗拉强度较热轧态的分别增加了28，3 MPa，断后伸长率则下降了33.2%，屈服强度的显著增加导致屈强比增至0.90，说明方管平面部位发生了明显的加工硬化；方管圆角部位的屈服强度与抗拉强度较方管平面的分别增加了21，9 MPa，断后伸长率进一步下降，屈强比达0.92，可见弯角部位的加工硬化程度高于平面部位的；方管焊缝处屈服强度与抗拉强度较热轧态的分别增加了114，57 MPa，但断后伸长率下降了48.5%，屈强比高达0.96，塑韧性相对较差，这与显微组织分析结果一致。虽然制管后试验钢发生了一定程度的加工硬化，断后伸长率下降幅度较大，但各部位仍具有较好的塑性，可满足方管进一步辊弧弯曲的性能要求。

表2 试验钢制管前后的力学性能

综上所述，制管后方管平面部位的拉伸性能维持在较优水平，但圆角部位加工硬化较为显著。弯曲半径越大，变形程度则越小，因此可以适当增加圆角弯曲半径，来降低其加工硬化程度。制管后焊缝塑韧性下降程度相对较大，不利于其后续加工的进行，可通过调整焊接热输入、焊接速度及焊后冷却工艺等对高频感应焊接工艺进行优化，避免焊缝中心出现马氏体与板条贝氏体，获得强度更低、塑性更好的粒状贝氏体组织，从而降低开裂风险。

3 结 论

(1) 该550 MPa级高强度高延性热轧带钢组织由均匀细小的铁素体与少量珠光体组成，珠光体体积分数约为5.52%，同时基体中存在大量等效直径在1～110 nm的(Nb,Ti)C第二相析出物；方管焊缝组织由粗大板条贝氏体、针状铁素体、魏氏组织及少量粒状贝氏体组成；方管平面与圆角部位显微组织与热轧态的基本相同，前者未发生明显变形，而圆角内弧处组织明显呈压扁状态，外弧处的则呈拉长状态。

(2) 热轧带钢制管后位错密度明显增加，并且在晶界、第二相析出物处发生位错塞积，圆角部位因变形较大形成了位错墙与位错胞。

(3) 该热轧带钢制管后发生了一定程度的加工硬化，方管平面、圆角、焊缝处的屈服强度、抗拉强度与屈强比依次增加，断后伸长率则依次下降；焊缝屈强比达0.96，断后伸长率为17.5%，塑韧性相对较差。