汽車零部件熱成形極限裕度云圖的構(gòu)建與應(yīng)用

崔俊佳 胡 明 李光耀

1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)沙，4100822.智能型新能源汽車協(xié)同創(chuàng)新中心,上海，201804

汽車零部件熱成形極限裕度云圖的構(gòu)建與應(yīng)用

崔俊佳1,2胡 明1李光耀1,2

1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)沙，4100822.智能型新能源汽車協(xié)同創(chuàng)新中心,上海，201804

在熱沖壓工藝中，熱沖壓鋼板處于高溫狀態(tài)，不同位置溫度分布有明顯差異，傳統(tǒng)方法難以評(píng)價(jià)沖壓件的成形性，考慮溫度的三維成形極限圖能有效評(píng)價(jià)熱沖壓件的成形性能，但無法判斷熱沖壓件的安全裕度。針對(duì)上述問題，在考慮溫度的三維成形極限圖的基礎(chǔ)上，首先提出了成形裕度的計(jì)算方法；然后結(jié)合數(shù)值模擬和理論分析手段，構(gòu)建了適用于評(píng)價(jià)高強(qiáng)鋼板熱沖壓的安全裕度云圖；最后對(duì)某汽車B柱熱沖壓不同工藝過程進(jìn)行了仿真分析，并與試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明，在不同工藝參數(shù)和板料尺寸下，構(gòu)建的裕度云圖均能有效預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼板熱沖壓件的開裂部位和程度。

高強(qiáng)鋼板；熱沖壓；成形極限圖；成形裕度云圖

0 引言

隨著汽車輕量化的發(fā)展，汽車車身中高強(qiáng)度鋼板的應(yīng)用越來越廣泛。高強(qiáng)度鋼板不僅能夠減輕車重，而且可以提高汽車的燃油經(jīng)濟(jì)性，減少尾氣排放。然而，高強(qiáng)度鋼板在室溫下的成形性較差，易產(chǎn)生較大的回彈，所需成形力也較大[1-2]。熱沖壓技術(shù)能夠有效解決上述問題，獲得幾何形狀復(fù)雜、尺寸精度高的高強(qiáng)鋼零件，且經(jīng)過熱沖壓技術(shù)后，零件抗拉強(qiáng)度可達(dá)1500 MPa[3]，因而受到汽車行業(yè)的廣泛關(guān)注。

熱沖壓件開裂缺陷的預(yù)測(cè)是其得以推廣和發(fā)展的必要基礎(chǔ)。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)熱成形件的斷裂和成形性進(jìn)行了大量研究。LI等[4]建立了基于位錯(cuò)密度統(tǒng)一形式的超塑性斷裂本構(gòu)方程，并通過有限元模擬預(yù)測(cè)了熱成形過程中的缺陷。盈亮等[5]基于連續(xù)介質(zhì)損傷力學(xué)建立了耦合損傷的熱成形本構(gòu)方程，并利用有限元預(yù)測(cè)了某B柱熱成形中的破裂現(xiàn)象。借鑒室溫下成形極限圖(forming limit diagram，F(xiàn)LD)的建立和使用方法，SHI等[6]提出了熱成形極限圖(thermal forming limit diagraph，TFLD)，將600 ℃、700 ℃、800 ℃下的成形極限曲線擬合成曲面，將位于曲面以下的應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)判斷為安全，落在曲面上判斷為頸縮，落在曲面以上判斷為破裂。在文獻(xiàn)[6]方法的基礎(chǔ)上，CUI等[7]提出了一種溫度范圍更廣且考慮了成形過程中相變影響的三維成形極限圖，通過有限元數(shù)值模擬，成功預(yù)測(cè)了某B柱的熱成形破裂缺陷。上述研究只能定性判定熱沖壓件是否破裂，并不能評(píng)價(jià)破裂的程度，或者未破裂區(qū)域的安全程度。NACEUR等[8]將成形極限曲線(forming limit curve,FLC)作為板料破裂的判斷標(biāo)準(zhǔn)，用單元成形后的主應(yīng)變與FLC處對(duì)應(yīng)的主應(yīng)變之差來判定板料破裂的程度。WEI等[9]針對(duì)冷沖壓成形的優(yōu)化設(shè)計(jì)，將應(yīng)變狀態(tài)點(diǎn)到FLC的距離定義為約束條件，用于評(píng)價(jià)試件數(shù)值模擬的沖壓性能。上述方法定量地評(píng)價(jià)了板材冷沖壓性能，但均沒有涉及熱沖壓件成形性的評(píng)價(jià)。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于使用FLC定量評(píng)價(jià)高強(qiáng)度鋼板熱沖壓性能的研究較少，對(duì)使用三維成形極限圖評(píng)價(jià)高強(qiáng)度鋼板熱沖壓成形缺陷也不夠系統(tǒng)?；诖?，本文首先提出了一種預(yù)測(cè)熱沖壓缺陷的方法；然后，在溫度相關(guān)的FLC基礎(chǔ)上，利用數(shù)值模擬通過彩色云圖表示成形裕度，結(jié)合裕度云圖和成形極限圖評(píng)價(jià)熱沖壓件的成形性；最后，將該方法用于某汽車B柱的熱沖壓數(shù)值模擬中，對(duì)比各種工藝參數(shù)下零件的沖壓性能，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 成形裕度云圖的建立方法

FLC被廣泛用于預(yù)測(cè)金屬板材成形的破裂失效預(yù)測(cè)[10]。FLC是指沖壓件在不同應(yīng)變路徑下發(fā)生頸縮或破裂之前可以達(dá)到的極限應(yīng)變線，可以作為分析沖壓成形過程中材料是否失效的判據(jù)[11]。

成形裕度是指材料在變形一定程度之后還具備的變形能力。在熱沖壓中，熱沖壓鋼板在不同溫度下的材料性能不同，導(dǎo)致其在不同溫度下成形極限曲線也有所不同。因此，判斷熱沖壓中某點(diǎn)的成形性能時(shí)，要考慮該點(diǎn)的溫度狀態(tài)，使用這一溫度下的成形極限對(duì)其進(jìn)行評(píng)價(jià)。

熱成形極限圖是由不同溫度、等溫條件下的成形極限曲線組成的。若將這些曲線擬合成一空間曲面，即形成熱沖壓的成形極限面[7]。

在空間曲面擬合時(shí)，要明確因變量與自變量之間的關(guān)系，本文中極限主應(yīng)變是因變量，溫度和次應(yīng)變是自變量，自變量x、y與因變量z之間的函數(shù)關(guān)系可以寫成

(1)

(2)

(3)

式中，pij為多項(xiàng)式系數(shù)。

圖1 熱成形極限曲面的擬合結(jié)果Fig.1 Result of fitting hot forming limit surface

借鑒文獻(xiàn)[9]中冷沖壓成形性能的表示方法，將應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)至該單元溫度下成形極限曲線的最小距離表示為板料的成形裕度。設(shè)曲線外一點(diǎn)p0(x0, y0, z0)，將溫度坐標(biāo)y0代入擬合曲面，得y0溫度下的FLC：z=z(x, y0)，但y0溫度下的成形極限曲線次應(yīng)變的取值范圍無法直接確定，故采用Lagrange多項(xiàng)式插值法確定在此溫度下的次應(yīng)變的取值范圍，Lagrange插值多項(xiàng)式可以表示為[11]

(4)

其中，li(x)是Lagrange基函數(shù)，其表達(dá)式為

li(x)=

(5)

li(x)具有以下性質(zhì)：

(6)

i,j=0,1,…,n

應(yīng)用上述Lagrange多項(xiàng)式插值方法，由已知溫度下次應(yīng)變的范圍，求得對(duì)應(yīng)溫度下FLC的次應(yīng)變范圍[xd,xu]。在xz平面坐標(biāo)系下，設(shè)曲線上一點(diǎn)為p(x,z)，對(duì)應(yīng)溫度p0(x0,z0)下成形極限曲線的斜率kp和直線pp0的斜率kpp0的乘積kpkpp0=-1，得

(7)

聯(lián)立下式

z(x,y0)=z

(8)

可解得p(x, z)。將成形裕度M定義如下：

(9)

其中，d為p到p0點(diǎn)的距離。F(x0,y0,z0)=z(x0,y0)-z0>0表示應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)在FLC的下方，如圖2中p01點(diǎn)的位置所示，p1為FLC：z=z(x,y01)上離其最近的點(diǎn)，直線距離p1p01即定義為該溫度下的成形裕度。F(x0,y0,z0)=z(x0,y0)-z0<0表示應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)在FLC

圖2 單元成形裕度的計(jì)算方法Fig.2 Computing method of forming margin for single element

的上方，如圖2中p02點(diǎn)的位置所示，p2為FLC：z=z(x, y02)上離其最近的點(diǎn)，此時(shí)判定板料發(fā)生破裂。F(x0,y0,z0)=z(x0,y0)-z0=0表示應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)在FLC上，為臨界破裂。將上述方法編寫成MATLAB程序，讀取數(shù)值模型上所有單元的主次應(yīng)變和溫度信息計(jì)算成形裕度值，由PAM-STAMP2G后處理最終形成裕度云圖，成形裕度的生成程序流程圖見圖3。

圖3 所有單元成形裕度計(jì)算程序流程圖Fig.3 Flow chart of forming margin computing program for all elements

2 有限元模擬

2.1 有限元模型的建立

選用厚度為1.5 mm的熱沖壓硼鋼板BR1500HS作為研究對(duì)象，其主要元素含量見表1。

表1 硼鋼板BR1500HS的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

采用PAM-STAMP 2G進(jìn)行熱沖壓建模，板料使用殼單元進(jìn)行離散，網(wǎng)格的大小為13 mm，單元個(gè)數(shù)為4209，在數(shù)值模擬過程中對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行自動(dòng)細(xì)化，凸凹模間隙設(shè)置為1.65 mm，沖壓工具設(shè)置為剛體。模具、板料之間傳熱系數(shù)與接觸壓力有關(guān)[12]，其關(guān)系如圖4所示。可以看出，隨著板料與模具間壓力的增大，傳熱系數(shù)先增大后趨于穩(wěn)定。

圖4 板料-工具間傳熱系數(shù)隨壓力的變化Fig.4 Pressure dependent heat transfer coefficient between blank and tools

試驗(yàn)中使用石墨對(duì)模具表面進(jìn)行潤(rùn)滑，以減小板料和工具之間的摩擦，數(shù)值模擬中將摩擦因數(shù)設(shè)置為0.1。板材在應(yīng)變速率為0.1 s-1、不同溫度θ下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示?？梢钥闯觯瑴囟葘?duì)熱沖壓鋼板的力學(xué)性能有很大的影響，溫度越高，板料流動(dòng)性能越好。建立的有限元模型及各部件擺放的位置如圖6所示。

圖5 應(yīng)變速率為0.1 s-1時(shí)的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.5 True strain-stress curves at strain rate 0.1 s-1

圖6 沖壓成形的有限元模型Fig.6 Finite element model of the stamping process

熱沖壓工藝參數(shù)(如壓邊力、沖壓速度、板料初始溫度)對(duì)沖壓性能有較大的影響[13]，因此，為了評(píng)價(jià)各工藝參數(shù)對(duì)熱沖壓性能的影響，對(duì)各沖壓參數(shù)下的數(shù)值模擬進(jìn)行研究，分析各工況下板材的成形裕度，工藝參數(shù)見表2。

表2 沖壓成形工藝參數(shù)Tab.2 Process parameter of stamping

2.2 有限元模擬結(jié)果

2.2.1 板料形狀對(duì)熱沖壓性能的影響

為了驗(yàn)證成形裕度云圖的準(zhǔn)確性，選取兩種板料形狀進(jìn)行數(shù)值模擬。板料初始溫度為900 ℃、沖壓速度為350 mm/s、壓邊力為2000 kN。板料調(diào)整前后的尺寸及形狀如圖7所示。

(a)板料調(diào)整前

(b)板料調(diào)整后圖7 板料調(diào)整前后的形狀Fig.7 Blank shape before and after adjusting

圖8a和圖8b分別為板料形狀調(diào)整前后的數(shù)值模擬結(jié)果。圖8a的結(jié)果表明，B柱的側(cè)壁出現(xiàn)了嚴(yán)重的破裂現(xiàn)象，過多的壓料面限制了板料在B柱側(cè)壁和拐角處的流動(dòng)。減小B柱零件修邊線以外的坯料后(圖8b)，由成形裕度云圖可以看出，應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)顯著下移，板料形狀調(diào)整前后成形裕度最小值分別為-1.73和-0.34，成形裕度為負(fù)，說明板料依然存在破裂現(xiàn)象，經(jīng)過分析發(fā)現(xiàn)破裂部分在修邊線以外(圖9)。修邊線以外成形裕度均為正，說明在板料尺寸調(diào)整后，B柱側(cè)壁處破裂現(xiàn)象消失，板料的熱沖壓性能有所改善。

(a)板料形狀調(diào)整前

(b)板料形狀調(diào)整后圖8 板料形狀調(diào)整前后數(shù)值模擬結(jié)果Fig.8 Results of numerical modeling before and after blank adjusting

圖9 B柱零件修邊線以外破裂情況Fig.9 Cracking Out of B-pillar Trimming Line

綜上分析可以看出，使用成形極限圖僅能判斷成形件是否破裂，而成形裕度云圖不僅可以在數(shù)值模型上顯示破裂的區(qū)域，而且可以通過不同的顏色表示破裂的程度。另外，對(duì)于未破裂的區(qū)域，也可以根據(jù)顏色的分布來預(yù)測(cè)材料還可變形的程度。

2.2.2 壓邊力對(duì)熱沖壓性能的影響

選取板料的初始溫度為900 ℃，沖壓速度為250 mm/s，壓邊力為1500～3000 kN進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同壓邊力下B柱的沖壓性能。圖10～圖13所示為不同的壓邊力下的數(shù)值模擬結(jié)果。當(dāng)壓邊力在1500～2500 kN之間時(shí)，B柱修邊線以內(nèi)部分單元對(duì)應(yīng)的應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)在成形極限曲面之下，說明未發(fā)生開裂(圖10～圖12)。當(dāng)壓邊力增大到3000 kN時(shí)，B柱直壁發(fā)生了較嚴(yán)重的破裂，最小成形裕度達(dá)到-2.38，成形極限曲面之上的應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)明顯增多(圖13)。壓邊力越大，對(duì)板料的約束增加，板料的成形性能越差。

圖10 壓邊力1500 kN下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.10 Numerical modeling results at 1500 kN pressure force conditions

圖11 壓邊力2000 kN下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.11 Numerical modeling results at 2000 kN pressure force conditions

圖12 壓邊力2500 kN下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.12 Numerical modeling results at 2500 kN pressure force conditions

圖13 壓邊力3000 kN下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.13 Numerical modeling results at 3000 kN pressure force conditions

2.2.3 沖壓速度對(duì)熱沖壓性能的影響

選取板料初始溫度為900 ℃，壓邊力為2000 kN進(jìn)行數(shù)值模擬，分析沖壓速度對(duì)成形性能的影響。圖14～圖17所示為不同沖壓速度下的數(shù)值模擬結(jié)果。當(dāng)沖壓速度在250～400 mm/s之間變化時(shí)，最小成形裕度隨沖壓速度的增大略有減小(表3)，在400 mm/s沖壓速度時(shí)達(dá)到最小值，此時(shí)B柱成形性能較好。其原因是沖壓速度增大，導(dǎo)致成形時(shí)間變短，板料溫度高，材料流動(dòng)性好，但沖壓速度繼續(xù)增大會(huì)導(dǎo)致材料來不及流動(dòng)，對(duì)變形較大區(qū)域難以補(bǔ)料。綜合上述原因，沖壓速度應(yīng)在低速范圍內(nèi)盡量大。

圖14 沖壓速度250 mm/s下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.14 Numerical modeling results at 250 mm/s die velocity

圖15 沖壓速度300 mm/s下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.15 Numerical modeling results at 300 mm/s die velocity

圖16 沖壓速度350 mm/s下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.16 Numerical modeling results at 350 mm/s die velocity

圖17 沖壓速度400 mm/s下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.17 Numerical modeling results at 400 mm/s die velocity

沖壓速度(mm/s)250300350400成形裕度-0．40～0．39-0．38～0．40-0．34～0．40-0．30～0．40

2.2.4 板料初始溫度對(duì)熱沖壓性能的影響

選取修改后的板料，將沖壓速度和壓邊力分別設(shè)置為350 mm/s和2000 kN進(jìn)行數(shù)值模擬。圖18～圖21所示為不同初始溫度下的數(shù)值模擬結(jié)果?？梢钥闯?，溫度從750 ℃升高到900 ℃時(shí)，沖壓件的最小裕度由-1.92增大到-0.34(表4)。板料初始溫度為750 ℃時(shí)，B柱拐角附近出現(xiàn)嚴(yán)重的開裂現(xiàn)象(圖18)；當(dāng)初始溫度升高到800 ℃時(shí)，開裂現(xiàn)象明顯改善(圖19)；當(dāng)板料初始溫度繼續(xù)升高到850 ℃以上時(shí)，B柱的成形性能有較大的改善，最小成形裕度分別提高到-0.36，成形極限曲面之上的應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)均靠近成形極限曲面(圖20)。與板料初始溫度850 ℃時(shí)相比，900 ℃時(shí)的成形裕度略有提高(圖21)。原因是溫度越高，材料流動(dòng)性越強(qiáng)，成形極限也相應(yīng)提高。

圖18 板料初始溫度750 ℃下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.18 Numerical modeling results at 750 ℃ blank initial temperature

圖19 板料初始溫度800 ℃下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.19 Numerical modeling results at 800 ℃ blank initial temperature

圖20 板料初始溫度850 ℃下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.20 Numerical modeling results at 850 ℃ blank initial temperature

圖21 板料初始溫度900 ℃下的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.21 Numerical modeling results at 900 ℃ blank initial temperature

初始溫度(℃)750800850900最小成形裕度-1．92-1．39-0．36-0．34

3 熱成形裕度云圖的應(yīng)用與評(píng)價(jià)

為了對(duì)熱成形裕度云圖進(jìn)行應(yīng)用和評(píng)價(jià)，同時(shí)驗(yàn)證數(shù)值模擬的正確性，進(jìn)行B柱熱沖壓試驗(yàn)。板料的初始溫度均為900 ℃，試驗(yàn)中板料的形狀及工藝參數(shù)見表5。

表5 B柱熱沖壓工藝參數(shù)Tab.5 B-pillar hot stamping process parameter

首先研究板料尺寸對(duì)熱沖壓成形性的影響。當(dāng)板料尺寸為初始尺寸，沖壓速度為350 mm/s、壓邊力為2000 kN時(shí)，進(jìn)行數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比(圖22)。將B柱側(cè)壁分為A1、A2、A3三個(gè)區(qū)域，從試驗(yàn)結(jié)果來看，A1、A2和A3段均發(fā)生破裂，A3段破裂程度段小于A1和A2段破裂程度段。在圖8a中，側(cè)壁處區(qū)域裕度均為負(fù)值，數(shù)值見表6，A1段由右向左成形裕度有減小的趨勢(shì)，A1至A3段成形裕度范圍的變化與試驗(yàn)中破裂程度基本吻合。

(a)仿真結(jié)果

(b)試驗(yàn)結(jié)果圖22 B柱側(cè)壁處有破裂情況對(duì)比Fig.22 Contrast of B-pillar side wall when cracking

區(qū)域A1區(qū)域A2區(qū)域A3成形裕度-1．13～-0．52-0．82～-0．22-0．52～0．22

圖23所示為工藝參數(shù)不變，板料修改后B柱側(cè)壁部分尺寸(修改尺寸1)的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。圖23a中B柱側(cè)壁處裕度在0.08～0.29之間，即仿真中沒有出現(xiàn)破裂，圖23b中對(duì)應(yīng)區(qū)域也沒有出現(xiàn)破裂，試驗(yàn)和仿真結(jié)果一致。

(a)仿真結(jié)果

(b)試驗(yàn)結(jié)果圖23 B柱側(cè)壁處無破裂情況對(duì)比Fig.23 Contrast of B-pillar side wall when no cracking

圖24所示為沖壓速度為350 mm/s、壓邊力為2000 kN時(shí)，B柱拐角處數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。圖24a中拐角處區(qū)域的裕度值為-0.02～0.29，即仿真中沒有破裂的區(qū)域，圖24b試驗(yàn)中拐角處對(duì)應(yīng)區(qū)域亦沒有出現(xiàn)破裂，仿真和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(a)仿真結(jié)果

(b)試驗(yàn)結(jié)果圖24 B柱拐角處未裂的預(yù)測(cè)Fig.24 Forecast of no Cracking at B-pillar Corner

圖25所示為板料修改尺寸(修改尺寸2)后，沖壓速度降低至250 mm/s、壓邊力增大至3000 kN時(shí)，B柱拐角處數(shù)值模擬與試驗(yàn)的對(duì)比。圖25a成形裕度云圖中，B柱左右拐角處區(qū)域的成形裕度在-0.4～0之間，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變-溫度狀態(tài)點(diǎn)位于成形極限曲面之上(圖13)，判定為破裂。圖25b試驗(yàn)中對(duì)應(yīng)的這兩個(gè)位置也出現(xiàn)破裂的現(xiàn)象。

(a)仿真結(jié)果

(b)試驗(yàn)結(jié)果圖25 B柱拐角處破裂的預(yù)測(cè)Fig.25 Forecast of crack at B-pillar corner

綜上所述，選用不同規(guī)格尺寸和工藝參數(shù)，所建立的成形裕度云圖均能有效地預(yù)測(cè)開裂位置和程度。

4 結(jié)論

(1)本文基于三維成形極限圖，提出了高強(qiáng)度鋼板熱沖壓成形裕度的計(jì)算方法，并將該方法編寫成程序；結(jié)合PAM-TAMP 2G的后處理程序，構(gòu)建了熱成形裕度云圖。

(2)板料的初始溫度、壓邊力和板料的幾何形狀對(duì)沖壓性能均有較大的影響。隨著溫度的升高，材料流動(dòng)性變好，板料成形極限提升；隨著壓邊力的增大，B柱熱沖壓性能變差。

(3)改變板料尺寸、沖壓速度和壓邊力等參數(shù)對(duì)建立的裕度云圖進(jìn)行驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)B柱側(cè)壁、兩拐角處的仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，板料破裂程度變化趨勢(shì)基本一致。

[1] NADERI M, UTHAISANGSUK V, PRAHL U, et al.A Numerical and Experimental Investigation into Hot Stamping of Boron Alloyed Heat Treated Steels[J].Steel Research International，2008, 79(2): 77-84.

[2] 王敏，張春，張宇，等.汽車高強(qiáng)鋼縱梁熱沖壓試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程，2016，27(3)：391-397. WANG Min, ZHANG Chun, ZHANG Yu, et al. Experiments on Hot Stamping of Car Caring of High Strength Steel [J]. China Mechanical Engineering, 2016，27(3)：391-397.

[3] 莊百亮，單忠德，姜 超，等.汽車防撞梁超高強(qiáng)鋼熱成形工藝研究[J].中國(guó)機(jī)械工程，2012，23(2)：225-228. ZHUANG Bailiang, SHAN Zhongde, JIANG Chao, et al.Research on Ultra-high-strength Hot Stamping Process of Automobive Anti-collision Beam[J]. China Mechanical Engineering, 2012, 23(2)：225-228.

[4] LI Nan, SUN Chaoyang, GUO Ning, et al. Damage Investigation of Boron Steel at Hot Stamping Conditions[C]//11th International Conference on Technology of Plasticity.Nagoya, 2014: 19-24.

[5] 盈亮，史棟勇，胡平，等.基于連續(xù)介質(zhì)損傷力學(xué)的高強(qiáng)度鋼板熱成形性數(shù)值預(yù)測(cè)[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2016,52(4):36-44. YING Liang, SHI Dongyong, HU Ping, et al. Numerical Prediction of the Formability during Hot Forming of High Strength Steel Based on Continuum Damage Mechanics[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2016,52(4):36-44.

[6] SHI D Y, YING L, HU P, et al. Experimental and Numerical Determination of Thermal Forming Limit Diagrams (TFLD) of High Strength Steel 22MnB5[C]// 11th International Conference on Numerical Methods in Industrial Forming Processes：Shenyang, 2013: 406-413.

[7] CUI Junjia, SUN Guangyong, XU Junrui, et al. A Method to Evaluate the Formability of High-strength Steel in Hot Stamping[J]. Materials and Design, 2015, 77: 95-109.

[8] NACEUR H, DELAMéZIERE A, BATOZ J L, et al. Some Improvements on the Optimum Process Design in Deep Drawing Using the Inverse Approach[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 146(2): 250-262.

[9] WEI Donglai, CUI Zhenshan, CHEN Jun. Optimization and Tolerance Prediction of Sheet Metal Forming Process Using Response Surface Model[J].Computational Materials Science, 2008, 42(2): 228-233.

[10] ZHUANG Weimin, ZHANG Mengxi, CHEN Yanhong. Error Analysis of FLC Experimental Data at Warm/Hot Stamping Conditions[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 27(4): 730-737.

[11] ZHANG Huawei, LIU Xianghua, LIU Lizhong, et al. Study on Nonuniform Deformation of Tailor Rolled Blank during Uniaxial Tension[J]. Acta Metall. Sin. (Engl. Lett.), 2015, 28(9): 1198-1204.

[12] CHANG Ying, TANG Xinghui, ZHAO Kunmin, et al. Investigation of the Factors Influencing the Interfacial Heat Transfer Coefficient in Hot Stamping [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2016, 228: 25-33.

[13] 高云凱，鄧有志，曹 偉.超高強(qiáng)度鋼車身B柱加強(qiáng)板熱成形工藝參數(shù)多目標(biāo)優(yōu)化[J].中國(guó)機(jī)械工程，2011，22(5)：621-629. GAO Yunkai, DENG Youzhi, CAO Wei. Multi-objective Optimization for Ultra High Strength Steel B-pillar of Car Body Hot Forming Process Parameters[J]. China Mechanical Engineering, 2011，22(5)：621-629.

(編輯 陳 勇)

作者簡(jiǎn)介：崔俊佳,男,1983年生。湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室副教授。主要研究方向?yàn)橄冗M(jìn)成形技術(shù)、異種金屬連接。E-mail: cuijunjia@hnu.edu.cn。胡 明,男,1991年生。湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士研究生。李光耀(通信作者),男,1963年生。湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室教授、博士研究生導(dǎo)師。E-mail:gyli@hnu.edu.cn。

Establishment and Applications of Thermal Forming Limit Margin Field Graph for Automobile Components

CUI Junjia1,2HU Ming1LI Guangyao1,2

1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body of Hunan University, Changsha，410082 2.Collaborative Innovation Center of Intelligent New Energy Vehicle, Shanghai，201804

In hot stamping processes, the sheet maintained in a high temperature state and the temperature varied at different positions, for which traditional method was difficult to evaluate the sheet formability. Temperature dependent 3D forming limit graph was a new method to evaluate formability of hot stamping components, however, the prediction of forming margin remained a blank. To solve the problems discussed above, a way to calculate the forming margin was proposed herein based on the temperature dependent 3D forming limit graph. Then, combining numerical simulations and theoretical analyses, a safe margin field graph for evaluating high strength steel sheet in hot stamping was established. Using the safe margin field graph, different hot stamping processes of an automobile B pillar were analyzed by numerical simulation and were compared to experiments. Results show that the proposed forming margin field graph may effectively predict the fracture positions and cracked degrees of HSS components in hot stamping at different process parameters and blank shapes.

high strength steel(HSS) sheet; hot stamping; forming limit diagram; forming margin field graph

2016-03-31

國(guó)家自然科學(xué)基金資助重點(diǎn)項(xiàng)目(61232014)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51405149)

TG306DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2017.03.018

陳清根，男，1990年生。南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)樾澢霃綇濐^的冷推彎成形。徐雪峰，男，1983年生。南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院講師。E-mail:xfwinzy@163.com。馬媛媛，女，1988年生。中航工業(yè)洪都航空工業(yè)集團(tuán)鈑金廠工程師。李玲玲，女，1974年生。中航工業(yè)洪都航空工業(yè)集團(tuán)制造工程部高級(jí)工程師。趙 爽，男，1982年生。中航工業(yè)洪都航空工業(yè)集團(tuán)部裝一廠高級(jí)工程師。徐 龍，男，1963年生。中航工業(yè)洪都航空工業(yè)集團(tuán)制造工程部研究員。