超高強(qiáng)鋼熱沖壓工藝數(shù)值模擬研究

文/孫大智，薛克敏，孫建輝，李萍·合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院

超高強(qiáng)鋼熱沖壓工藝數(shù)值模擬研究

文/孫大智，薛克敏，孫建輝，李萍·合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院

采用Abaqus軟件建立熱沖壓熱力耦合模型，分析V形件熱沖壓成形及冷卻淬火過(guò)程中板料的溫度與應(yīng)力應(yīng)變分布，并研究關(guān)鍵工藝參數(shù)對(duì)板料冷卻速度和回彈的影響。結(jié)果表明，熱沖壓板料溫度分布的不均勻性在淬火冷卻后顯著降低，應(yīng)力應(yīng)變分布的不均勻性與溫度分布及變形狀態(tài)有關(guān)。

隨著汽車領(lǐng)域正碰、側(cè)碰、排放等強(qiáng)制法律法規(guī)的推出，要求汽車在保證安全、舒適等性能的同時(shí)減輕車重，減少排放污染，因此采用薄板、高強(qiáng)度的車身零件日益成為汽車制造業(yè)的主流趨勢(shì)。研究表明，當(dāng)鋼板厚度分別減小0.05mm、0.10mm和0.15mm，車身分別減重6%、12%和18%，而車重減輕10%可節(jié)省燃油3%～7%。采用高強(qiáng)度鋼板，可延長(zhǎng)車廂使用壽命，降低整車自重并提高承載能力，降低車輛使用成本和維護(hù)成本，提高汽車性能和舒適性。利用傳統(tǒng)沖壓工藝來(lái)成形高強(qiáng)度/超高強(qiáng)度鋼板，容易出現(xiàn)開裂、起皺、回彈、尺寸不易控制、成形抗力大等問(wèn)題，影響車身后續(xù)的裝配精度。

熱沖壓成形技術(shù)是解決高強(qiáng)度鋼成形缺陷的最有效的新工藝，可以成形強(qiáng)度高達(dá)1500MPa的沖壓件，且高溫下成形幾乎沒(méi)有回彈，具有成形精度高、成形性能好等優(yōu)點(diǎn)，因此引起業(yè)界的普遍關(guān)注并迅速成為汽車制造領(lǐng)域的熱門技術(shù)。Naderi M等采用有限元法對(duì)22MnB5鋼板進(jìn)行熱沖壓模擬，研究不同工藝參數(shù)對(duì)成形的影響；A.Saeed Akbari等研究了熱沖壓板料初始溫度、應(yīng)變量和應(yīng)變速率對(duì)馬氏體轉(zhuǎn)變溫度以及馬氏體含量的影響；崔俊佳等建立了熱-流-力-相多物理耦合模型，采用Deform-3D/HT對(duì)超高強(qiáng)鋼進(jìn)行相變模擬，分析表明零件法蘭處的馬氏體含量最高，底部馬氏體含量較少。

數(shù)值模擬技術(shù)廣泛應(yīng)用于各種汽車零部件的生產(chǎn)過(guò)程中，大大提高了汽車業(yè)的制造水平。熱成形工藝參數(shù)對(duì)零件質(zhì)量的影響存在諸多非線性時(shí)變和不確定因素，是成形過(guò)程工藝優(yōu)化和質(zhì)量控制的一大難點(diǎn)。本文采用ABAQUS有限元軟件，對(duì)22MnB5超高強(qiáng)度鋼板V形件的熱沖壓成形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析主要工藝參數(shù)對(duì)熱沖壓板料冷卻速度及回彈的影響。

熱力耦合模型的建立

熱沖壓材料為低碳硼合金鋼22MnB5，材料厚度為2.0mm，材料定義采用彈塑性模型，且各向同性，其密度為7830kg/m3。由于熱沖壓的模擬過(guò)程是熱力耦合分析，溫度對(duì)材料的流動(dòng)應(yīng)力及變形抗力影響很大，22MnB5不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。從圖中可以看出，隨著溫度的增加，材料的屈服應(yīng)力逐漸降低，成形性能逐漸增強(qiáng)。

圖1 22MnB5不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

V形件熱沖壓熱力耦合有限元模型如圖2所示。模具及坯料網(wǎng)格選用4節(jié)點(diǎn)熱耦合平面應(yīng)變單元類型（CPE4RT），視模具為不發(fā)生塑性變形的剛性體。有限元分析步驟為：⑴熱成形過(guò)程，凹模保持不動(dòng)，凸模以一定的速度向下運(yùn)動(dòng)，壓料板對(duì)板料施加一定的壓邊力；⑵模內(nèi)冷卻淬火過(guò)程，模具冷卻系統(tǒng)開啟，凸模、凹模和壓料板維持保壓狀態(tài)，已成形的零件在模腔中迅速冷卻，完成淬火過(guò)程。設(shè)置模具和壓料板的初始溫度場(chǎng)為20℃，沖壓速度0.02m/s，保壓14s，板料與空氣間的熱交換系數(shù)為160W/ (m2·K）。

圖2 熱力耦合有限元模型

熱成形階段，板料與模具的熱交換系數(shù)為1200W/(m2·K）。冷卻淬火階段，以通冷卻水方式進(jìn)行冷卻，采用流體動(dòng)力學(xué)基本公式計(jì)算其熱交換系數(shù)，應(yīng)用第三類邊界條件，將不同水流速度下的冷卻水與模具的熱交換系數(shù)加載到冷卻水道內(nèi)壁等效為通水。采用Sleicher和Rouse模型可計(jì)算出不同水流速度下的熱交換系數(shù)。

熱沖壓模擬結(jié)果分析

溫度場(chǎng)分析

圖3 超強(qiáng)鋼熱沖壓過(guò)程溫度分布

圖3為板料初始溫度900℃、單位壓邊力2.0MPa，在冷卻水與模具的熱交換系數(shù)不變的條件下，熱沖壓過(guò)程中板料的溫度場(chǎng)分布。從圖3(a）、(b）可以看出，板料在成形階段溫度分布表現(xiàn)出不均勻性，側(cè)壁部位的溫度最高，法蘭部位的溫度最低，最大溫差達(dá)434℃。由于法蘭部位是最先產(chǎn)生直接接觸傳熱的區(qū)域，且為雙面金屬傳熱；而板料側(cè)壁部位與模具接觸時(shí)間最短，在成形初期，熱量只能通過(guò)輻射、對(duì)流和熱擴(kuò)散的方式散失，且隨著沖壓過(guò)程的進(jìn)行，板料受到拉伸作用，塑性變形產(chǎn)生的熱量也促使板料成形區(qū)的溫度高于法蘭區(qū)域。由圖3(c）、(d）可知，冷卻淬火后，板料的溫度分布不均勻性顯著降低，最高溫度約86℃，分布在法蘭區(qū)域；最低溫度為56℃，分布在板料的側(cè)壁部位，最大溫差降至30℃。由于側(cè)壁區(qū)域在冷卻過(guò)程中與模具接觸緊密，熱傳遞較充分；而法蘭區(qū)域受到壓料板壓邊力的作用，與模具和壓料板之間存在間隙，熱量傳遞不充分。因此，側(cè)壁區(qū)域的冷卻效果比法蘭區(qū)好，溫度更低。

等效應(yīng)力應(yīng)變分析

圖4所示為板料熱沖壓過(guò)程中的等效應(yīng)力應(yīng)變分布。由圖4(a）、(b）可知，凸、凹模圓角附近板料應(yīng)力值較大，淬火冷卻后最大等效應(yīng)力分布在板料底部圓角處，約為679.4MPa。側(cè)壁部位處于拉伸變形狀態(tài)，應(yīng)力相對(duì)較大，且應(yīng)力分布具有中間小、兩邊大的特點(diǎn)。板料應(yīng)力分布的不均勻性和冷卻淬火階段應(yīng)力的增大與溫度分布的不均勻性有關(guān)，冷卻速度的不一致也將產(chǎn)生收縮或者拉伸應(yīng)力。分析圖4(c）、(d）可知，應(yīng)變較大的區(qū)域主要分布在凸、凹模圓角區(qū)域，而板料側(cè)壁的法蘭部位變形較?。浑S著坯料進(jìn)一步成形，由于側(cè)壁所受拉應(yīng)力作用增強(qiáng)，側(cè)壁的應(yīng)變逐漸增大；淬火冷卻后板料等效應(yīng)變幾乎無(wú)變化，板料僅因冷卻速率不同而產(chǎn)生微小變形。分析結(jié)果顯示，熱成形時(shí)溫度、應(yīng)力和應(yīng)變分布規(guī)律表現(xiàn)出相似性。

回彈分析

圖4 熱沖壓過(guò)程應(yīng)力應(yīng)變分布

對(duì)于V形件的沖壓成形，回彈是較顯著的缺陷。雖然在熱成形工藝中材料的流變應(yīng)力較小，彈性變形范圍較窄，但成形和保壓淬火后工件內(nèi)部存在的殘余應(yīng)力會(huì)使工件在開模后發(fā)生自由回彈，從而對(duì)零件最終形狀產(chǎn)生一定影響?；貜椓康拇笮】捎没貜椙昂髲澢嵌鹊淖兓縼?lái)表征，如圖5(a）所示，即Δθ1=θ1－90°，Δθ2=θ2－135°。熱沖壓板料溫度分布的不均勻性引起應(yīng)力分布的不均勻性，這是殘余應(yīng)力的主要來(lái)源。殘余應(yīng)力會(huì)在熱沖壓成形之后釋放出來(lái)，從而引起零件發(fā)生回彈，影響零件最終的形狀，圖5(b）所示為板料成形后的回彈現(xiàn)象。冷卻結(jié)束時(shí)，由于殘余應(yīng)力的釋放，坯料產(chǎn)生了回彈，上圓角處產(chǎn)生負(fù)回彈，Δθ2為-1.5033°；底部圓角處產(chǎn)生正回彈，Δθ1為2.2544°。

工藝參數(shù)對(duì)熱沖壓成形的影響

板料初始溫度的影響

板料在淬火過(guò)程中的冷卻速率大小將決定板料能否發(fā)生馬氏體相變，這也直接決定了熱沖壓零件的質(zhì)量。超高強(qiáng)鋼22MnB5發(fā)生馬氏體相變需滿足：爐內(nèi)加熱后板料已充分奧氏體化；成形及冷卻淬火過(guò)程中板料處于馬氏體相變溫度區(qū)間，超高強(qiáng)鋼22MnB5的馬氏體相變溫度區(qū)間為280℃(Mf）～425℃(Ms）；在馬氏體相變區(qū)間的冷卻速率應(yīng)大于27℃/s。

圖5 板料熱沖壓回彈情況

圖6 熱沖壓過(guò)程中板料不同區(qū)域平均溫度變化曲線

圖6所示為單位壓邊力2.0MPa，熱交換系數(shù)3000W/(m2·K）及坯料初始溫度分別設(shè)置為600℃和900℃時(shí)，熱沖壓過(guò)程中板料平均溫度的變化曲線，其中S1為成形階段，S2為冷卻淬火階段。從圖6(a）中可看出，在成形階段，法蘭部位溫度已降至馬氏體相變溫度區(qū)間，且冷卻速率大于臨界冷卻速率。但能否發(fā)生馬氏體相變?nèi)孕杩紤]板料在600℃的初始溫度下能否發(fā)生奧氏體轉(zhuǎn)變。從圖6(b）中可以看出，在成形階段，板料各區(qū)域的平均溫度沒(méi)有下降到馬氏體相變溫度區(qū)間，板料未發(fā)生馬氏體相變；在冷卻淬火階段，板料法蘭、側(cè)壁與底部區(qū)域的溫度下降到馬氏體相變區(qū)間，且冷卻速率均大于臨界冷卻速率，因此滿足馬氏體轉(zhuǎn)變條件。分析可知，板料的初始溫度在600℃及900℃時(shí)，在馬氏體相變溫度區(qū)間內(nèi)，板料各區(qū)域的冷卻速率均大于臨界冷卻速率的條件，滿足馬氏體相變條件，發(fā)生馬氏體的先后順序?yàn)椋悍ㄌm、底部、側(cè)壁。

圖7 不同板料初始溫度下板料回彈量

圖7所示為板料初始溫度分別為600℃、700℃、800℃和900℃時(shí)，凸、凹模圓角處板料回彈情況。從圖示可知，回彈角Δθ1和Δθ2均隨坯料初始溫度的增大而減小，并且在相同條件下回彈角Δθ1明顯大于回彈角Δθ2。高溫時(shí)材料的流變阻力較小，變形抗力較小，塑性變形好，回彈較小。

熱交換系數(shù)的影響

圖8所示為板料初始溫度為900℃，單位壓邊力2.0MPa及熱交換系數(shù)分別為1000W/(m2·K）和5000W/(m2·K）時(shí)，板料法蘭、側(cè)壁及底部區(qū)域的溫度變化曲線。當(dāng)熱交換系數(shù)為1000W/(m2·K），板料側(cè)壁和底部區(qū)域的溫度下降基本一致，且側(cè)壁區(qū)域由于成形后的溫度最高，溫度下降趨勢(shì)更明顯。板料三個(gè)區(qū)域在馬氏體相變溫度區(qū)間的冷卻速率均大于臨界冷卻速率，因此板料均可發(fā)生完全馬氏體相變。當(dāng)熱交換系數(shù)較大時(shí)，板料各個(gè)區(qū)域的冷卻速率均滿足馬氏體相變要求，且冷卻速率比熱交換系數(shù)較小時(shí)要稍高。結(jié)果表明隨著水流速度的增大，板料冷卻速率增大不明顯。

圖8 熱沖壓過(guò)程中板料不同區(qū)域平均溫度變化曲線

圖9所示為熱交換系數(shù)分別為1000W /(m2·K）、2000W/(m2·K）、3000W/(m2·K）、4000W/(m2·K）和5000W/(m2·K）時(shí)，凸、凹模圓角處板料回彈情況。由圖可得，隨著熱交換系數(shù)的增大，板料淬火后回彈量增大，回彈角Δθ1和Δθ2均隨熱交換系數(shù)增大而增大。通過(guò)控制水流速度，可以減小熱交換系數(shù)，從而降低板料的回彈量，但當(dāng)熱交換系數(shù)過(guò)低時(shí)，冷卻速度較慢，不利于材料的馬氏體轉(zhuǎn)變。

圖9 不同熱交換系數(shù)下板料的回彈量

結(jié)論

⑴板料在成形結(jié)束時(shí)溫度分布不均勻，法蘭區(qū)域的溫度最低，底部區(qū)域的溫度最高。經(jīng)淬火冷卻后，板料的溫度分布不均勻性顯著降低。板料不同區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變分布與變形溫度及變形特點(diǎn)有關(guān)，溫度、應(yīng)力和應(yīng)變分布規(guī)律表現(xiàn)出相似性。

⑵板料在馬氏體相變溫度區(qū)間內(nèi)的冷卻速率均大于臨界冷卻速率，但在不同區(qū)域的冷卻速率存在差異，其中板料側(cè)壁的冷卻速率最大，冷卻效果最好。

⑶熱沖壓工藝參數(shù)對(duì)板料凸凹模圓角處的回彈具有重要影響，適當(dāng)提高板料初始溫度、降低熱交換系數(shù)能夠較好地控制零件的回彈。