QP980钢拉伸过程的晶体塑性模拟

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.391

QP980钢拉伸过程的晶体塑性模拟

杨浩, 汪华苗, 李大永^,

上海交通大学机械与动力工程学院, 上海 200240

Crystal Plasticity Modeling of Tension Process of QP980 Steel

YANG Hao, WANG Huamiao, LI Dayong^,

School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China

通讯作者: 李大永,男,教授,博士生导师,电话(Tel.):021- 34206313;E-mail:dyli@sjtu.edu.cn.

责任编辑: 陈晓燕

收稿日期: 2020-11-20

基金资助:

国家自然科学基金项目(U1860110)
国家重点研发计划项目(2020YFB2010300)

Received: 2020-11-20

作者简介 About authors

杨浩(1992-),男,安徽省合肥市人,博士生,从事晶体塑性与马氏体相变研究.

摘要

淬火配分QP980钢变形过程中存在马氏体相变,对材料的力学性能产生明显影响.通过电子背散射衍射方法表征了QP980钢变形前后的微观组织,基于马氏体相变晶体学唯象理论建立了考虑相变的弹-黏塑性自洽多晶体塑性模型,模拟了QP980钢在单向拉伸过程中的宏观流动应力和织构演化.材料初始包含铁素体(F)、马氏体和残余奥氏体(RA),各相均为轧制织构,变形后残余奥氏体含量明显减少,残余奥氏体的<111>丝织构、铁素体和马氏体的<110>丝织构在拉伸方向有明显增强.相变提高了材料的强度和加工硬化率,但对各相的织构演化影响很小.根据计算变形过程中应变和应力的分配情况,铁素体和回火马氏体对变形起主要作用,变形过程中新生马氏体的应力最大,成为断裂的潜在萌生点.

关键词： 淬火配分钢; 晶体塑性; 马氏体相变; 弹-黏塑性自洽

Abstract

The mechanical behavior of the quenching and partitioning 980 (QP980) steel is affected by martensitic transformation during deformation. The microstructure of QP980 steel before and after deformation is characterized by using the electron backscattered diffraction (EBSD) method. An elastic visco-plastic self-consistent (EVPSC) polycrystalline model considering phase transformation is established based on the phenomenological theory of martensite crystallography (PTMC). The macroscopic flow stress as well as texture evolution of QP980 steel during uniaxial tension process is reproduced by the model. The material consists of ferrite (F), martensite, and retained austenite (RA) with rolling texture in the initial state. After deformation, the content of RA decreases and the <111> fiber of the RA, the <110> fiber of the ferrite and martensite along the tensile direction are enhanced. Phase transformation enhances the strength and work hardening rate but has little effect on the texture evolution. According to the distribution of stress and strain during the calculation of deformation, ferrite and tempered martensite (TM) contribute most to the deformation, and the new martensite (NM) is the most probable nucleation sites of fracture due to its highest average stress.

Keywords： quenching and partitioning (QP) steel; crystal plasticity; martensitic transformation; elastic visco-plastic self-consistent (EVPSC)

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本文引用格式

杨浩, 汪华苗, 李大永. QP980钢拉伸过程的晶体塑性模拟[J]. 上海交通大学学报（自然版）, 2021, 55(11): 1476-1482 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.391

YANG Hao, WANG Huamiao, LI Dayong. Crystal Plasticity Modeling of Tension Process of QP980 Steel[J]. Journal of shanghai Jiaotong University, 2021, 55(11): 1476-1482 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.391

第三代先进高强钢(3G-AHSS)具有良好的强度和塑性,在车身结构件制造方面有广阔的应用前景^[1].淬火配分(QP)钢^[2]是一种典型的第三代先进高强钢,QP钢的室温组织一般为马氏体相与弥散分布的奥氏体相,对于部分奥氏体化的情况,其室温组织还含有铁素体相^[3].QP钢的变形行为复杂,变形诱发的马氏体相变(DIMT)不仅使强度提高,而且能够增加相变诱导塑性(TRIP)^[4].为了探究QP钢的变形行为,需要对其内部各组成相的微观性能和演化规律进行深入的研究.

以往研究从实验和理论建模的角度对QP钢的变形行为进行了分析.实验上,通过纳米压痕^[5]、微柱压缩^[6]、高能X射线衍射(HEXRD)^[7]及中子衍射^[8]等方法研究了QP钢中各相的力学行为以及相变动力学,或是采用不同温度、不同应变率^[9]以及不同加载模式^[10]研究了加载条件对相变行为及力学行为的影响.在理论建模方面,一般分为现象学模型和微观晶体塑性模型.其中,现象学模型一般从实验现象出发,首先建立与温度、应变率、应力三轴度及罗德角的相变动力学方程^[11],描述残余奥氏体相体积分数的演化规律,然后在本构模型中引入残余奥氏体体积分数项,从而建立考虑相变的现象学本构关系.现象学本构模型能够很好地描述材料的宏观变形行为,且计算效率高,但无法描述材料变形过程中微观结构的演化规律.晶体塑性模型从晶粒层面出发,首先通过晶粒内部微观变形机制建立单晶体本构关系,然后将单晶体通过自洽(SC)方式或有限元法(FEM)结合起来,从而描述多晶体的变形行为.目前针对QP钢的晶体塑性模型研究还较少,有的只讨论了宏观力学性能及各相微观力学性能,而没有讨论各相织构的演化过程^[6],有的甚至忽略了相变的影响,仅仅建立了多相结构的晶体塑性模型^[12,13].

本文以QP980钢为研究对象,首先利用电子背散射衍射(EBSD)方法表征了材料的微观组织,包含铁素体、马氏体和残余奥氏体,并通过铁素体相和马氏体相灰度的差异将其分离,得到每一相的初始织构.然后基于马氏体相变晶体学唯象理论(PTMC)和弹-黏塑性自洽(EVPSC)多晶体塑性模型建立了考虑相变的多晶体塑性模型,模拟了QP980单向拉伸过程中的宏观流动应力和微观织构演化.在此基础上,定量分析了相变对QP980宏观流动应力和加工硬化率的影响.最后,通过计算材料变形过程中应变和应力的配分情况,分析了各相对宏观变形的贡献.

1 考虑相变的晶体塑性模型

1.1 单晶体本构模型

QP980初始存在铁素体、回火马氏体及残余奥氏体,相变后产生新生马氏体.其中,铁素体、回火马氏体及新生马氏体单晶的塑性应变率为所有滑移系塑性剪切率的总和^[14,15]:

(1)d^p=

{\overset{\cdot}{γ}}_{0} \sum_{α}

P^α

{|\frac{τ^{α}}{τ_{cr}^{α}}|}^{\frac{1}{m} - 1} \frac{τ^{α}}{τ_{cr}^{α}}

式中:d^p为铁素体/回火马氏体单晶塑性应变率; ${\overset{\cdot}{γ}}_{0}$ 为参考剪切率;α代表滑移系;P^α为施密德张量;τ^α为滑移系α的分切应力;m为应变率敏感系数; $τ_{cr}^{α}$ 为滑移系α的临界剪切应力. $τ_{cr}^{α}$ 的演化由Voce硬化方程^[16]给出:

(2)

τ_{cr}^{α}

τ_{0}^{α}

τ_{1}^{α}

θ_{1}^{α}

Γ)

[1 - \exp (- Γ |\frac{θ_{0}^{α}}{τ_{1}^{α}}|)]

式中: $τ_{0}^{α}$ 为初始临界剪切应力; $τ_{1}^{α}$ 为饱和剪切应力与初始临界剪切应力的差值; $θ_{1}^{α}$ 为达到饱和临界剪切应力时的外推硬化率;Γ为晶粒的累计塑性剪切量; $θ_{0}^{α}$ 为初始硬化率.

奥氏体单晶的塑性应变率还包括相变应变率,计算方法见下文.

1.2 相变模型

PTMC这一理论最早由Wechsler等^[17]和Bowles与Mackenzie^[18^-^19]分别提出,后经Wayman^[20]系统总结.基于PTMC建立的相变模型总结如下:

(1) 当奥氏体晶粒内部累计塑性剪切量达到临界值时,发生相变.

(2) 由于QP980钢中残余奥氏体含量(指体积分数,下同)较少,含量约10%,新生马氏体对整体马氏体的织构影响较小.因此,为了提高计算效率,对于一个奥氏体晶粒,只允许相变势最大^[21]的变体产生.

(3) 新生马氏体作为一个新的晶粒,其初始轴比为10:10:1的椭球,初始应力状态与母相奥氏体晶粒相同,初始为弹性状态,弹性应变可由应力状态和弹性刚度阵计算.

(4) 新生马氏体与母相奥氏体之间为Kurdjumov-Sachs取向关系,相变本征应变的计算方法参见文献[22].

(5) 新生马氏体的体积分数演化遵循O-C公式,具体为^[23]

(3)f=1-exp{-β₂[1-exp(β₁Γ)

]^{β_{3}}

}

式中:f为单个奥氏体晶粒发生相变后剩余的奥氏体的体积分数;β₁、β₂及β₃为相变参数.单晶奥氏体相变应变率的计算方法为 ${\overset{\cdot}{ε}}^{i}$ =εⁱΔf/Δt, ${\overset{\cdot}{ε}}^{i}$ 为单晶奥氏体中由于第i个变体产生的相变应变率,εⁱ为第i个变体的相变本征应变,Δf为马氏体体积分数变化,Δt为单个增量步的时间增量.

1.3 多晶体自洽模型

在自洽模型中,假设单个晶粒为椭球体,夹杂于一个均匀的等效介质体中,等效介质的力学性质是所有单晶的体积平均,通过Eshelby夹杂理论求解单晶体与等效介质间的相互作用,可以建立单晶与多晶体的相互作用方程:

(4)

\begin{array}{l} {\bar{M}}^{e} = < M^{e} B^{e} > \\ {\bar{M}}^{v} = < M^{v} B^{v} > \\ {\bar{D}}^{0} = < M^{v} B^{0} > + < D^{0} > \end{array}\}

式中: ${\bar{M}}^{e}$ 、 ${\bar{M}}^{v}$ 及 ${\bar{D}}^{0}$ 分别为等效均匀介质的弹性柔度、黏塑性柔度及黏塑性外推项;M^e、M^v及D⁰单晶的弹性柔度、黏塑性柔度及黏塑性外推项;B^e、B^v及B⁰可由单晶与多晶的应力关系方程求得^[15].

2 微观结构

QP980钢初始态EBSD分析结果如图1所示,图中ϕ及φ₁,φ₂为欧拉角的3个分量.微观组织包含铁素体、回火马氏体以及残余奥氏体.铁素体和回火马氏体为基体相,约占90%,采用灰度图表示,奥氏体约占10%,采用红色标识.铁素体相呈等轴状,晶粒尺寸(晶粒体积对应等效球的直径,下同)约为8.53 μm,回火马氏体多呈板条状,晶粒尺寸约为4.52 μm.奥氏体呈现线条状和颗粒状,分布于铁素体和回火马氏体之间,晶粒尺寸约为0.85 μm.铁素体灰度值高,回火马氏体灰度值低,这是由于铁素体的位错密度比回火马氏体低,所以在EBSD扫描结果下其成像质量更高,从而灰度值更高.铁素体和回火马氏体的灰度值分布图中,灰度分布呈现双峰结构,通过设置合理的阈值可以将两相分离^[24].初始态下φ₂=45° 取向分布函数(ODF)图表明,奥氏体相的择优取向为(112)< $\bar{1} \bar{1}$ 1>和(110)<1 $\bar{1}$ 2>,而铁素体和回火马氏体的择优取向主要集中在α线(<110>丝织构平行于轧向)和γ线(<111>丝织构平行于法向)上,但强度有所差异,三相均为典型的轧制织构.

图1

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图1 QP980钢初始态EBSD分析结果及各相织构

Fig.1 EBSD results of QP980 in the initial state and the textures of each phase

3 结果与讨论

3.1 宏观机械性能与微观结构演化

模型的硬化参数和相变参数见表1.QP980的宏观应力应变曲线和残余奥氏体的体积分数演化的模拟结果与实验对比见图2(a),图中:ε为真应变;σ和 ${φ^{γ}}_{f}$ 分别为真应力及残余奥氏体体积分数.晶格应变的计算结果与实验对比见图2(b),图中:ε^LS为晶格应变,实验结果来源于文献[9]和[12].QP980的屈服强度约为789 MPa,断裂延伸率可以达到25%,表现出良好的塑性,且变形过程中能够保持较高的硬化率 (大于0.15).残余奥氏体向马氏体转变的过程会带来两方面作用:①相变应变,相变应变延缓了材料进入集中性失稳的阶段,表现为塑性提高;②较软的残余奥氏体转变为较硬的马氏体,使得材料所需塑性变形抗力增加,表现为相变强化.

表1 各相硬化参数和残余奥氏体相变参数

Tab.1 Hardening parameters of constituent phases and transformation parameters of austenitic phase

相	滑移系	${τ^{α}}_{0}$ /MPa	${τ^{α}}_{1}$ /MPa	${θ^{α}}_{0}$ /MPa	${θ^{α}}_{1}$ /MPa	β₁	β₂	β₃
奥氏体	{111}<110>	240	1	800	20	6.26	0.57	2
铁素体	{110}<111>+{112}<111>	190	150	1200	150
回火马氏体	{110}<111>+{112}<111>	390	50	600	50
新生马氏体	{110}<111>+{112}<111>	450	40	2500	2200

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图2

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图2 模型计算结果与实验结果的对比

Fig.2 Comparison of model calculation results and experimental results

变形量为0.15时奥氏体、铁素体和马氏体的实验织构和计算织构对比见图3.奥氏体在变形后,(112)< $\bar{1} \bar{1}$ 1>织构有所增强,而(110)<1 $\bar{1}$ 2>织构向着α线移动,转变为(110)<1 $\bar{1}$ 1>织构;铁素体相在变形后织构仍分布在α线和γ线上,但强度有明显增强;马氏体相与铁素体相类似. 模型能够较好地预测各相织构的演变,但在强度上有所差异.

图3

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图3 应变量为0.15时的各相织构的计算结果与实验结果对比

Fig.3 Comparison of calculated results of each phase texture with experimental results at a strain of 0.15

3.2 相变对宏观机械性能与微观结构演化的影响

通过关闭模型中相变部分,可以得到材料不发生相变时的力学行为和微观结构演化.相变对流动应力的影响见图4(a).相变对加工硬化率的影响见图4(b),图中n为加工硬化率.可见,对于QP980冷轧钢板,相变能够明显增加材料的强度和加工硬化率.尽管随着应变的增加,硬化率逐渐降低,但相变能够延缓硬化率的降低速度.此外,计算结果表明相变对各相织构的演化几乎没有影响.

图4

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图4 相变对应力应变曲线和加工硬化率的影响

Fig.4 Effect of phase transformation on stress strain curve and work hardening rate

3.3 各相对塑性变形的贡献及微机械性能

各相对塑性变形的贡献如图5(a)所示,图中 $C_{ref}^{eq}$ 为各相等效塑性应变占总等效塑性应变的比例.铁素体和回火马氏体对宏观变形其主导作用,占总变形的90%左右,残余奥氏体和新生马氏体对宏观变形贡献较小,占10%左右.一方面是由于各相含量决定的,另一方面受各相变形难易程度影响.回火马氏体占总体积的50%以上,而当开始发生塑性变形时,铁素体对宏观变形的贡献最大,这是由于铁素体较软,更容易发生塑性变形.而在变形量达到9%以后,回火马氏体和铁素体对宏观变形的贡献基本持平,此后,随着变形量的增加,回火马氏体逐渐占据主导地位.这是由于随着变形量的增加,铁素体迅速硬化,所需变形抗力增大,而回火马氏体虽然初始塑性变形抗力大,但硬化缓慢,所需变形抗力增加缓慢.残余奥氏体在变形初期,对宏观变形的贡献约占10%,随着变形的增大,奥氏体向马氏体转变,由于体积分数减少,对宏观变形的贡献也逐渐减小.在接近材料断裂变形量时,残余奥氏体和新生马氏体的体积分数相近,但由于变形抗力相差很大,使得两者对宏观变形的贡献有很大差异.

图5

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图5 各相对变形的贡献作用和微机械性能

Fig.5 Contribution of each phase to deformation and micro-mechanical properties of each phase

各相的平均等效应力随宏观等效应变的变化如图5(b)所示,图中σ_eq为von Mises等效应力.残余奥氏体的屈服强度约为600 MPa,铁素体的屈服强度约为490 MPa,而回火马氏体的屈服强度约为 790 MPa,新生马氏体的屈服强度约为920 MPa.在变形初期(变形量小于5%),铁素体的等效应力最低,残余奥氏体的等效应力次之.随着变形量的增加,铁素体内的等效应力会逐渐超过残余奥氏体的等效应力,说明铁素体的硬化速度比奥氏体的硬化速度更快.回火马氏体在整个变形过程中几乎不发生硬化,接近理想弹塑性,而新生马氏体在整个变形过程中始终保持较高的应力和硬化速度,最有可能是断裂的萌生位置.

4 结论

基于PTMC和EVPSC框架,建立了考虑相变的微观本构模型,并以第三代先进高强钢QP980为研究对象,模拟了单向拉伸变形中宏观流动应力和织构演化过程,研究了相变对流动应力和织构演化的影响以及各相的微机械性能对塑性变形的贡献,结果如下:

(1) QP980冷轧钢板初始包含铁素体(37.5%),马氏体(52%)和残余奥氏体(10.5%),各相均为典型的轧制织构,在沿着轧制方向拉伸变形后,残余奥氏体<111>丝织构、铁素体和马氏体的<110>丝织构有明显的增强.

(2) 相变能够明显增加QP980钢的强度和加工硬化率,而对材料织构演化几乎没有影响.

(3) 铁素体和回火马氏体对QP980的塑性变形起主要作用,变形过程中新生马氏体的应力最大,可能成为断裂的萌生位置.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

MATLOCK D

, SPEER J

Third generation of AHSS: Microstructure design concepts, microstructure and texture in steels

[M]. London: Springer, 2009.

[本文引用: 1]

[2]

WANG

, SPEER J

Quenching and partitioning steel heat treatment

[J]. Metallography, Microstructure, and Analysis, 2013, 2(4):268-281.

DOI:10.1007/s13632-013-0082-8 URL [本文引用: 1]

[3]

INAM

, IMTIAZ

, HAFEEZ M

, et al.

Effect of tempering time on microstructure, mechanical, and electrochemical properties of quenched-partitioned-tempered advanced high strength steel (AHSS)

[J]. Materials Research Express, 2019, 6(12):126509.

DOI:10.1088/2053-1591/ab52b7 URL [本文引用: 1]

[4]

, KIRAN

, HU

, et al.

Analysis and design of a three-phase TRIP steel microstructure for enhanced fracture resistance

[J]. International Journal of Fracture, 2020, 221(1):53-85.

DOI:10.1007/s10704-019-00405-6 URL [本文引用: 1]

[5]

CHENG

, CHOI K

, HU

, et al.

Determining individual phase properties in a multi-phase Q&P steel using multi-scale indentation tests

[J]. Materials Science and Engineering: A, 2016, 652:384-395.

DOI:10.1016/j.msea.2015.11.072 URL [本文引用: 1]

[6]

SRIVASTAVA

, GHASSEMI-ARMAKI

, SUNG

, et al.

Micromechanics of plastic deformation and phase transformation in a three-phase TRIP-assisted advanced high strength steel: Experiments and modeling

[J]. Journal of the Mechanics and Phy-sics of Solids, 2015, 78:46-69.

[本文引用: 2]

[7]

HU X

, CHOI K

, SUN

, et al.

Determining individual phase flow properties in a quench and partitioning steel with in situ high-energy X-ray diffraction and multiphase elasto-plastic self-consistent method

[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2016, 47(12):5733-5749.

DOI:10.1007/s11661-016-3373-2 URL [本文引用: 1]

[8]

YANG

, WANG H

, YANG Z

, et al.

In situ neutron diffraction and crystal plasticity analysis on Q&P1180 steel during plastic deformation

[J]. Materials Science and Engineering: A, 2021, 802:140425.

DOI:10.1016/j.msea.2020.140425 URL [本文引用: 1]

[9]

ZOU D

, LI S

, HE

Temperature and strain rate dependent deformation induced martensitic transformation and flow behavior of quenching and partitioning steels

[J]. Materials Science and Engineering: A, 2017, 680:54-63.

DOI:10.1016/j.msea.2016.10.083 URL [本文引用: 2]

[10]

ZOU

, LI

, HE

, et al.

The deformation induced martensitic transformation and mechanical behavior of quenching and partitioning steels under complex loading process

[J]. Materials Science and Engineering: A, 2018, 715:243-256.

DOI:10.1016/j.msea.2018.01.011 URL [本文引用: 1]

[11]

, HAN G

, LI S

, et al.

To correlate the phase transformation and mechanical behavior of QP steel sheets

[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2019, 152:198-210.

DOI:10.1016/j.ijmecsci.2019.01.003 URL [本文引用: 1]

[12]

HU X

, SUN

, HECTOR L

, et al.

Individual phase constitutive properties of a TRIP-assisted QP980 steel from a combined synchrotron X-ray diffraction and crystal plasticity approach

[J]. Acta Materialia, 2017, 132:230-244.

DOI:10.1016/j.actamat.2017.04.028 URL [本文引用: 2]

[13]

MOHAMMED

, PARK

, POURBOGHRAT

, et al.

Multiscale crystal plasticity modeling of multiphase advanced high strength steel

[J]. International Journal of Solids and Structures, 2018, 151:57-75.

DOI:10.1016/j.ijsolstr.2017.05.007 URL [本文引用: 1]

[14]

LEBENSOHN R

, TOMÉ C

A self-consistent anisotropic approach for the simulation of plastic deformation and texture development of polycrystals: Application to zirconium alloys

[J]. Acta Metallurgica et Materialia, 1993, 41(9):2611-2624.

DOI:10.1016/0956-7151(93)90130-K URL [本文引用: 1]

[15]

WANG

, WU P

, TOMÉ C

, et al.

A finite strain elastic-viscoplastic self-consistent model for polycrystalline materials

[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2010, 58(4):594-612.

DOI:10.1016/j.jmps.2010.01.004 URL [本文引用: 2]

[16]

TOME

, CANOVA G

, KOCKS U

, et al.

The relation between macroscopic and microscopic strain hardening in F.C.C. polycrystals

[J]. Acta Metallurgica, 1984, 32(10):1637-1653.

DOI:10.1016/0001-6160(84)90222-0 URL [本文引用: 1]

[17]

WECHSLER M

, LIEBERMAN D

, READ T

On the theory of the formation of martensite

[J]. Trans AIME, 1953, 197:1503-1515.

[本文引用: 1]

[18]

BOWLES J

, MACKENZIE J

The crystallography of martensite transformations I

[J]. Acta Metallurgica, 1954, 2(1):129-137.

DOI:10.1016/0001-6160(54)90102-9 URL

[19]

MACKENZIE J

, BOWLES J

The crystallography of martensite transformations II

[J]. Acta Metallurgica, 1954, 2(1):138-147.

DOI:10.1016/0001-6160(54)90103-0 URL [本文引用: 1]

[20]

WAYMAN

Introduction to the crystallography of martensitic transformations

[M]. London: Macmillan, 1964.

[本文引用: 1]

[21]

WANG

, JEONG

, CLAUSEN

, et al.

Effect of martensitic phase transformation on the behavior of 304 austenitic stainless steel under tension

[J]. Materials Science and Engineering: A, 2016, 649:174-183.

DOI:10.1016/j.msea.2015.09.108 URL [本文引用: 1]

[22]

BHADESHIA

Geometry of crystals

[M]. London: University of Cambridge, 2001.

[本文引用: 1]

[23]

OLSON G

, COHEN

Kinetics of strain-induced martensitic nucleation

[J]. Metallurgical Transactions A, 1975, 6(4):791-795.

DOI:10.1007/BF02672301 URL [本文引用: 1]

[24]

WOO

, EM V

, KIM E

, et al.

Stress-strain relationship between ferrite and martensite in a dual-phase steel studied by in situ neutron diffraction and crystal plasticity theories

[J]. Acta Materialia, 2012, 60(20):6972-6981.

DOI:10.1016/j.actamat.2012.08.054 URL [本文引用: 1]

Third generation of AHSS: Microstructure design concepts, microstructure and texture in steels

2009

... 第三代先进高强钢(3G-AHSS)具有良好的强度和塑性,在车身结构件制造方面有广阔的应用前景^[1].淬火配分(QP)钢^[2]是一种典型的第三代先进高强钢,QP钢的室温组织一般为马氏体相与弥散分布的奥氏体相,对于部分奥氏体化的情况,其室温组织还含有铁素体相^[3].QP钢的变形行为复杂,变形诱发的马氏体相变(DIMT)不仅使强度提高,而且能够增加相变诱导塑性(TRIP)^[4].为了探究QP钢的变形行为,需要对其内部各组成相的微观性能和演化规律进行深入的研究. ...

Quenching and partitioning steel heat treatment

2013

Effect of tempering time on microstructure, mechanical, and electrochemical properties of quenched-partitioned-tempered advanced high strength steel (AHSS)

2019

Analysis and design of a three-phase TRIP steel microstructure for enhanced fracture resistance

2020

Determining individual phase properties in a multi-phase Q&P steel using multi-scale indentation tests

2016

... 以往研究从实验和理论建模的角度对QP钢的变形行为进行了分析.实验上,通过纳米压痕^[5]、微柱压缩^[6]、高能X射线衍射(HEXRD)^[7]及中子衍射^[8]等方法研究了QP钢中各相的力学行为以及相变动力学,或是采用不同温度、不同应变率^[9]以及不同加载模式^[10]研究了加载条件对相变行为及力学行为的影响.在理论建模方面,一般分为现象学模型和微观晶体塑性模型.其中,现象学模型一般从实验现象出发,首先建立与温度、应变率、应力三轴度及罗德角的相变动力学方程^[11],描述残余奥氏体相体积分数的演化规律,然后在本构模型中引入残余奥氏体体积分数项,从而建立考虑相变的现象学本构关系.现象学本构模型能够很好地描述材料的宏观变形行为,且计算效率高,但无法描述材料变形过程中微观结构的演化规律.晶体塑性模型从晶粒层面出发,首先通过晶粒内部微观变形机制建立单晶体本构关系,然后将单晶体通过自洽(SC)方式或有限元法(FEM)结合起来,从而描述多晶体的变形行为.目前针对QP钢的晶体塑性模型研究还较少,有的只讨论了宏观力学性能及各相微观力学性能,而没有讨论各相织构的演化过程^[6],有的甚至忽略了相变的影响,仅仅建立了多相结构的晶体塑性模型^[12,13]. ...

Micromechanics of plastic deformation and phase transformation in a three-phase TRIP-assisted advanced high strength steel: Experiments and modeling

2015

... [6],有的甚至忽略了相变的影响,仅仅建立了多相结构的晶体塑性模型^[12,13]. ...

Determining individual phase flow properties in a quench and partitioning steel with in situ high-energy X-ray diffraction and multiphase elasto-plastic self-consistent method

2016

In situ neutron diffraction and crystal plasticity analysis on Q&P1180 steel during plastic deformation

2021

Temperature and strain rate dependent deformation induced martensitic transformation and flow behavior of quenching and partitioning steels

2017

... 模型的硬化参数和相变参数见表1.QP980的宏观应力应变曲线和残余奥氏体的体积分数演化的模拟结果与实验对比见图2(a),图中:ε为真应变;σ和

{φ^{γ}}_{f}

分别为真应力及残余奥氏体体积分数.晶格应变的计算结果与实验对比见图2(b),图中:ε^LS为晶格应变,实验结果来源于文献[9]和[12].QP980的屈服强度约为789 MPa,断裂延伸率可以达到25%,表现出良好的塑性,且变形过程中能够保持较高的硬化率 (大于0.15).残余奥氏体向马氏体转变的过程会带来两方面作用:①相变应变,相变应变延缓了材料进入集中性失稳的阶段,表现为塑性提高;②较软的残余奥氏体转变为较硬的马氏体,使得材料所需塑性变形抗力增加,表现为相变强化. ...

The deformation induced martensitic transformation and mechanical behavior of quenching and partitioning steels under complex loading process

2018

To correlate the phase transformation and mechanical behavior of QP steel sheets

2019

Individual phase constitutive properties of a TRIP-assisted QP980 steel from a combined synchrotron X-ray diffraction and crystal plasticity approach

2017

... 模型的硬化参数和相变参数见表1.QP980的宏观应力应变曲线和残余奥氏体的体积分数演化的模拟结果与实验对比见图2(a),图中:ε为真应变;σ和

{φ^{γ}}_{f}

Multiscale crystal plasticity modeling of multiphase advanced high strength steel

2018

A self-consistent anisotropic approach for the simulation of plastic deformation and texture development of polycrystals: Application to zirconium alloys

1993

... QP980初始存在铁素体、回火马氏体及残余奥氏体,相变后产生新生马氏体.其中,铁素体、回火马氏体及新生马氏体单晶的塑性应变率为所有滑移系塑性剪切率的总和^[14,15]: ...

A finite strain elastic-viscoplastic self-consistent model for polycrystalline materials

2010

... 式中:

{\bar{M}}^{e}

、

{\bar{M}}^{v}

及

{\bar{D}}^{0}

分别为等效均匀介质的弹性柔度、黏塑性柔度及黏塑性外推项;M^e、M^v及D⁰单晶的弹性柔度、黏塑性柔度及黏塑性外推项;B^e、B^v及B⁰可由单晶与多晶的应力关系方程求得^[15]. ...

The relation between macroscopic and microscopic strain hardening in F.C.C. polycrystals

1984

... 式中:d^p为铁素体/回火马氏体单晶塑性应变率;

{\overset{\cdot}{γ}}_{0}

为参考剪切率;α代表滑移系;P^α为施密德张量;τ^α为滑移系α的分切应力;m为应变率敏感系数;

τ_{cr}^{α}

为滑移系α的临界剪切应力.

τ_{cr}^{α}

的演化由Voce硬化方程^[16]给出: ...

On the theory of the formation of martensite

1953

... PTMC这一理论最早由Wechsler等^[17]和Bowles与Mackenzie^[18^-^19]分别提出,后经Wayman^[20]系统总结.基于PTMC建立的相变模型总结如下: ...

The crystallography of martensite transformations I

1954

The crystallography of martensite transformations II

1954

... PTMC这一理论最早由Wechsler等^[17]和Bowles与Mackenzie^[18^-^19]分别提出,后经Wayman^[20]系统总结.基于PTMC建立的相变模型总结如下: ...

Introduction to the crystallography of martensitic transformations

1964

... PTMC这一理论最早由Wechsler等^[17]和Bowles与Mackenzie^[18^-^19]分别提出,后经Wayman^[20]系统总结.基于PTMC建立的相变模型总结如下: ...

Effect of martensitic phase transformation on the behavior of 304 austenitic stainless steel under tension

2016

... (2) 由于QP980钢中残余奥氏体含量(指体积分数,下同)较少,含量约10%,新生马氏体对整体马氏体的织构影响较小.因此,为了提高计算效率,对于一个奥氏体晶粒,只允许相变势最大^[21]的变体产生. ...

Geometry of crystals

2001

... (4) 新生马氏体与母相奥氏体之间为Kurdjumov-Sachs取向关系,相变本征应变的计算方法参见文献[22]. ...

Kinetics of strain-induced martensitic nucleation

1975

... (5) 新生马氏体的体积分数演化遵循O-C公式,具体为^[23] ...

Stress-strain relationship between ferrite and martensite in a dual-phase steel studied by in situ neutron diffraction and crystal plasticity theories

2012

... QP980钢初始态EBSD分析结果如图1所示,图中ϕ及φ₁,φ₂为欧拉角的3个分量.微观组织包含铁素体、回火马氏体以及残余奥氏体.铁素体和回火马氏体为基体相,约占90%,采用灰度图表示,奥氏体约占10%,采用红色标识.铁素体相呈等轴状,晶粒尺寸(晶粒体积对应等效球的直径,下同)约为8.53 μm,回火马氏体多呈板条状,晶粒尺寸约为4.52 μm.奥氏体呈现线条状和颗粒状,分布于铁素体和回火马氏体之间,晶粒尺寸约为0.85 μm.铁素体灰度值高,回火马氏体灰度值低,这是由于铁素体的位错密度比回火马氏体低,所以在EBSD扫描结果下其成像质量更高,从而灰度值更高.铁素体和回火马氏体的灰度值分布图中,灰度分布呈现双峰结构,通过设置合理的阈值可以将两相分离^[24].初始态下φ₂=45° 取向分布函数(ODF)图表明,奥氏体相的择优取向为(112)<

\bar{1} \bar{1}

1>和(110)<1

\bar{1}

2>,而铁素体和回火马氏体的择优取向主要集中在α线(<110>丝织构平行于轧向)和γ线(<111>丝织构平行于法向)上,但强度有所差异,三相均为典型的轧制织构. ...

〈

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