車門防撞梁熱成形工藝優(yōu)化仿真與試驗

胡 健 陳澤中 劉 濤 楊金華

1.上海理工大學材料科學與工程學院，上海，2000932.東北大學軋制技術及連軋自動化國家重點實驗室，沈陽，1108193.南京星喬威泰克汽車零部件有限公司，南京，211100

0 引言

近年來，面對降低油耗、提高燃油經濟性、減少污染排放的難題，車企愈發(fā)重視車輛輕量化技術的研發(fā)。超高強度鋼熱沖壓成形結合了沖壓和熱處理兩種工藝方法，將高溫奧氏體化后的板料放進內置有冷卻系統的專用模具中一步成形并保壓淬火，最終得到強度達1500 MPa的全馬氏體組織制件，是當前最有效的輕量化路徑之一[1-2]。超高強鋼在汽車白車身結構件上的使用既能滿足日趨完善的正側碰撞法規(guī)的安全性要求，又能減輕整車負擔，提高燃油使用率，且符合我國第六階段(“國六”)輕型汽車污染物排放標準[3]。

超高強度鋼熱成形伴隨著復雜的傳熱、變形和相變多物理場耦合問題，自板料加熱至淬火結束的全工藝流程都引起了國內外學者的廣泛研究。對超高強鋼板材的高溫熱成形工藝參數、顯微組織轉變及高溫本構模型等[4-7]方向的研究，助力了熱沖壓成形工藝在數值模擬領域的發(fā)展。WANG等[8]基于BR1500HS鋼非等溫變形條件下的流變試驗，建立了簡單V形件熱-力-相耦合模型，研究了非等溫變形條件下材料初始變形溫度和應變速率對硼合金鋼流變行為及微觀組織的影響；薛克敏等[9]通過輸入22MnB5高溫力學性能參數至ABAQUS軟件中，建立了U形件熱沖壓熱-力耦合模型，分析了不同板料初始溫度對零件厚度分布、回彈及冷卻速率的影響，并由試驗驗證了模擬的可靠性；趙運運等[10]在分析某汽車B柱結構的基礎上，合理添加壓料板完成了B柱模具型面設計，通過仿真與試驗相結合的方法驗證了熱成形工藝設計的可靠性；呂萌萌等[11]通過PAM-STAMP軟件研究了簡化的22MnB5鋼車門防撞梁熱成形過程，發(fā)現不同成形階段板料厚度、溫度、顯微組織及性能的變化規(guī)律，得到了最優(yōu)工藝參數，并成功試制出與模擬結果一致的零件。

目前有關汽車車身結構件熱沖壓研究主要集中在U形截面構件中，少有涉及不同熱沖壓工藝方案在數值模擬及試驗研究領域對比的文獻報道，而熱成形工藝及模具設計是熱沖壓技術的重要發(fā)展方向。因此，本文基于DYNAFORM軟件，通過引入材料及模具熱物性參數，建立了準確的熱-力-相耦合模型，對B1500HS鋼車門防撞梁的熱沖壓過程進行數值模擬。根據其M形截面特征，建立兩種熱成形工藝方案。對比分析熱成形及淬火階段的應力場、溫度場和厚度分布結果，并對最優(yōu)方案進行了熱成形試制，驗證了模擬及工藝方案結果的可靠性。

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型與工藝分析

車門防撞梁作為安裝在汽車門板內旨在保護駕乘人員側面碰撞安全的重要結構部件，以管狀、矩形、單帽及雙帽形截面梁結構為主。其中，雙帽形截面梁結構抗碰吸能效果最優(yōu)，結合超高強度鋼板的使用，更容易達到其高強度要求來提高側面防撞抵抗力。圖1所示為某型轎車前左車門防撞梁，整體呈長條狀，中部為雙帽形(M形)截面沿復雜輪廓曲線延伸出的空間不規(guī)則曲面，兩端平面均有凹槽，凹槽最大深度達40.6 mm。零件整體尺寸為665.8 mm×125.7 mm×40.6 mm，料厚為1.2 mm。對防撞梁端面圓形及圓角矩形孔進行填補，外延其兩側起伏法蘭曲邊生成壓料面并進行工藝補充,得到的凸模工具體型面模型如圖2所示。

圖1 某轎車車門防撞梁幾何模型Fig.1 Geometry model of door anti-collision beam

圖2 車門防撞梁模具型面Fig.2 Mold surface of door anti-collision beam

從傳統的冷沖壓工藝角度考慮，上下模常按照圖2中分型線1所示模具型面上法蘭邊的輪廓線進行分型，得到圖3a所示帶壓邊圈式熱沖壓方案一。然而在熱沖壓時，高溫下板料流動性很好，工藝及模具設計集中關注的是成形過程中走料狀況，要求壓料曲面的平滑光順度良好[10]，因此結合防撞梁典型M形截面頂部平整特征，采用圖2中分型線2的形式，可建立圖3b所示的方案二模型，去掉壓邊圈改用壓料板工藝，避免板料與大面積壓邊圈先行接觸而冷卻硬化，確保板料與模具在理想接觸時序下有良好接觸。

1.2 材料模型建立

本研究中的車門防撞梁選用寶鋼生產的1.2 mm厚冷軋硼鋼板B1500HS，其主要化學成分如表1所示。由靜態(tài)拉伸試驗可得室溫下原始B1500HS鋼板的上屈服強度為375 MPa,抗拉強度為524 MPa。

(a)壓邊圈式方案一

(b)帶壓料板式方案二圖3 車門防撞梁熱沖壓有限元模型Fig.3 FE model of hot stamping for door anti-collision beam

表1 B1500HS硼鋼板的化學成分(質量分數)

DYNAFORM作為板材成形專用軟件，在進行熱成形分析時待分析材料需要有結構材料模型及熱材料模型的雙重定義。在熱沖壓成形模塊中開發(fā)了*MAT_106熱影響?zhàn)?彈塑性模型和*MAT_244超高強鋼模型來定義高強鋼板材結構模型。后者考慮了材料彈性模量和泊松比隨溫度的變化及相轉變過程中熱膨脹、潛熱、激活能等因素對相組織分布的影響，可輸出相變模擬結果，更加適用于熱成形工藝。為更加準確地描述材料在實際工況中的熱變形行為，提高仿真精度，本文選取*MAT_244模型，且材料試驗和成形試制選用同一批板材。采用Zwick100 kN萬能材料試驗機進行高溫拉伸試驗，以20 ℃/s的加熱速率將拉伸樣件加熱至920 ℃并保溫300 s，再以50 ℃/s速率分別快冷到900 ℃、800 ℃、700 ℃、600 ℃后保溫8 s，以0.1 s-1的應變速率進行恒溫拉伸，獲得材料在成形溫度區(qū)間內的真應力-真應變曲線，如圖4所示。圖5為B1500HS硼合金鋼板彈性模量與泊松比隨溫度變化曲線。

圖4 B1500HS真實應力應變曲線Fig.4 True stress-strain curves of B1500HS

圖5 B1500HS彈性模量與泊松比曲線Fig.5 Young’s modulus and Poisson’s ratio curves of B1500HS

DYNAFORM軟件中共有六種熱材料模型供選用，其中6*MAT_THERMAL_ISOTROPIC_TD_LC專為耦合結構中材料傳熱分析開發(fā)，可定義材料熱影響特性，要求同時定義工具材料熱物性。根據傅里葉熱傳導定律，一般合金材料熱導率λ可表示為

λ=αρcp

(1)

式中，λ為熱導率，W/(m·K) ;α為熱擴散系數，mm2/s;ρ為材料密度，g/mm3;cp為質量定壓熱容，J/(g·K)。

由于密度對溫度變化的依賴度較小，故忽略其對熱導率的影響，采用室溫下材料密度即可。本文選用了優(yōu)質H13模具鋼作為工具體材料，據學者研究[12-13]測定其與B1500HS硼合金鋼板隨溫度變化的質量定壓熱容及熱擴散系數,如圖6a、圖6b所示，最終由式(1)得到熱導率隨溫度變化關系如圖6c所示。

(a)熱擴散系數

(b)質量定壓熱容

(c)熱導率圖6 B1500HS與模具鋼H13熱物理性能曲線Fig.6 Thermal physical parameters curves of B1500HSand H13 die steel

1.3 相變模型與接觸模型

高強度鋼板熱成形是板材內部溫度場與應力應變場共存耦合的復雜過程,準確且有效的溫度場模擬對板料奧氏體均勻化、高溫成形性和相轉變及分布具有重要影響。板料與模具的接觸瞬態(tài)熱傳遞分析一般采用有限元法直接耦合計算，在此前假設熱傳導的高強度鋼板為各向同性材料，將鋼板和模具簡化為四節(jié)點溫度殼單元,基于三維溫度場的傅里葉微分方程如下：

(2)

(3)

式中，L為奧氏體轉變成馬氏體的潛熱；ξ為馬氏體轉變量。

采用等效質量熱容將相變潛熱產生的熱量代入到式(2)中，整理得

(4)

(5)

式中，ceff為等效比熱，J/(kg·K)。

熱成形淬火過程中，非擴散型馬氏體相變通常采用Koistinen-Marburger模型：

XM=1-exp (-β(Ms-θ))

(6)

式中，β為反映馬氏體轉變速率的材料常數。

等式兩邊分別對溫度求偏導得

(7)

式中，XM為馬氏體轉變量；Ms為馬氏體初始轉變溫度。

將式(7)代入到式(5)中便可獲得等效質量熱容。因此在仿真模擬時，添加材料相關常數L、β、Ms等，當溫度降至Ms后，通過式(5)用等效質量熱容ceff替換cp，即可考慮相變潛熱對溫度場的影響。

變溫物體中每個單元瞬態(tài)溫度場的有限元列式如下[14]：

(8)

瞬態(tài)溫度場變分方程只有轉化為有限元可求解的方程組形式才可應用到模擬中，對于式(8)含有一階時間導數的方程，常采用步進式差分算法對時間域離散，離散精度較高的多步-Houbolt法如下：

(9)

式中，θt、θt+Δt、θt-Δt、θt-2Δt分別為t、t+Δt、t-Δt、t-2Δt時刻對應的溫度。

將式(9)代入到式(8)中得到實際分析溫度場時采用的有限元方程如下[14]：

(10)

對于常見的三種熱邊界條件，DYNAFORM中預先定義的是接觸面上對流換熱的第三類邊界條件，主要考慮模具表面溫度和傳熱系數：

(11)

式中，nx、ny、nz分別為邊界外法線在x、y、z方向的方向余弦；θa為模具溫度，℃；K為各向同性熱導率；h為模具與板料間熱對流傳熱系數，W/(m2·K)。

熱成形全過程中，板料和模具分別設為變形體和剛體，初始溫度分別為820 ℃、20 ℃，模具間隙取值為0.95-1.1H(H為板料厚度，mm)。將實際生產工況中的熱相關參數輸入軟件中，其中板料與模具等效界面?zhèn)鳠嵯禂禐?500 W/(m2·K),接觸模型選用Coulomb摩擦模型，摩擦因數為0.35；將實際沖壓速率100 mm/s放大40倍后的4000 mm/s作為仿真速度，成形壓邊或壓料力與淬火保壓力分別為600 kN和6 kN, 保壓時間為8 s。

2 仿真結果分析

2.1 熱成形應力分析

對沖壓成形仿真的應力分析通常采用符合第四強度理論的Max_von Mises應力來表征，其值是符合Mises準則的最大等效應力，圖7為兩種方案熱成形終了時的等效應力分布云圖。從圖7可看出方案一在中間底部、上頂部兩側壁及曲平面拐角處應力集中較嚴重，最大峰值應力約為2600 MPa;而方案二從整體上看等效應力分布均勻，應力集中在上頂側凸模圓角處，但最大峰值應力約為2900 MPa。

(a)方案一

(b)方案二圖7 熱成形終了等效應力分布圖Fig.7 Equivalent stress distribution after hot forming

成形應力集中有拉裂危險，主要與產品截面形狀和模具加載方式有關。車門防撞梁三處典型截面A、B、C形狀特征如圖8所示，法蘭與外部側壁處及A-A、C-C截面曲平面拐角處形狀急劇變化，不利于應力擴展而聚集。此外，熱成形初始階段，方案一中與模具先接觸的凸模圓角區(qū)與中間凹槽處等效應力最大，熱量最先開始傳遞，隨形變增大、溫度降低，變形抗力增大，應力轉移至側壁困難而集中。方案二中壓料板先接觸板料，等效應力從中間凹槽處向側壁擴展，內外側壁不同步溫降使得外側壁變形抗力較小，應力得以擴展至外側壁及法蘭，應力分布均勻。

圖8 車門防撞梁典型截面圖Fig.8 Plot of typical sections of door anti-collision beam

2.2 熱成形及淬火溫度場分析

車門防撞梁熱成形仿真分為重力加載、熱成形、淬火三個步驟，其初始溫度下的狀態(tài)應與工程中板料從加熱爐轉移至模具時相同，考慮板料在轉移過程中的熱傳遞、熱輻射損失，在重力加載步中設置初始溫度為820 ℃。由圖9可看出兩種方案熱成形終了時溫度分布情況：板料經模具成形后溫度均降至600～720 ℃，法蘭邊及兩端平面為高溫區(qū)，中間凹槽為低溫區(qū)域，平均溫差約為60 ℃ 。由圖10的C-C截面上Ⅰ-Ⅸ不同位置的溫度分布情況可看出方案二溫度分布均勻，但方案二Ⅴ區(qū)域的溫度更低，兩種方案此區(qū)域溫差約30 ℃。這是由于方案二中壓料板首先與板料接觸，熱傳遞充分，且壓料力使得壓料板與凸模壓緊后加快了熱傳導，Ⅴ區(qū)域溫降更快。

(a)方案一

(b)方案二圖9 熱成形終了溫度場分布Fig.9 Temperature field distribution after hot forming

圖10 C-C截面溫度分布曲線Fig.10 Temperature distribution’s curves of section C-C

(a)方案一

(b)方案二圖11 淬火終了溫度場分布Fig.11 Temperature field distribution after quenching

圖11所示為兩種方案淬火結束時整體與局部C-C截面溫度分布情況。淬火結束后，板料溫度均降至35～110 ℃之間，溫度分布均勻，但在外側壁Ⅱ、Ⅷ附近都存在明顯溫度梯度。這是由于：一方面，淬火階段，由板料與模具接觸熱傳導的熱量不斷通過冷卻水輸出至外界，板料受模具保壓力作用與模具接觸緊密，散熱較快，溫度梯度較??；另一方面，由車門防撞梁三種典型截面特征容易看出，側壁斜度較小幾乎垂直于法蘭邊，不利于凸凹模合模后的良好接觸，熱傳導不充分從而導致側壁在淬火后溫度較高。

2.3 板料厚度分布結果分析

車門防撞梁初始坯料厚度為1.2 mm,受熱成形過程中拉、壓、彎曲應力及摩擦力綜合作用使其發(fā)生厚度變化。圖12為兩種方案在淬火終了時C-C截面局部厚度分布云圖?？煽闯觯孩僭谥虚g側壁Ⅳ、Ⅵ處都有不同程度減薄現象，而法蘭與兩端平面處厚度分布均勻；②沿C-C截面的9個厚度測點結果表明，方案一板料淬火后總體厚度較小，其Ⅳ、Ⅵ處減薄情況更為嚴重。這是由于方案一凹模下行過程中，凸模頂部Ⅲ、Ⅶ處先與板料接觸，等效應力最大，隨形變增大應力向中間側壁擴展時一方面受頂部溫降快、變形抗力大從而板料流向側壁較困難影響，另一方面底部Ⅴ處受凸模與板料摩擦力影響同樣限制板料流動，側壁承受兩端拉力最大而減薄明顯；同理，方案二壓料板先與板料接觸，側壁受凸模拉應力及凹模彎曲力矩作用產生料流，但由于頂部Ⅲ、Ⅶ處溫降較慢，變形抗力小，料流容易，且頂部及側壁應力分布較均勻，所以厚度收縮較小。

(a)方案一

(b)方案二圖12 C-C截面局部厚度分布Fig.12 Thickness variation curves of section C-C

圖13為截面厚度分布曲線圖，可看出兩種方案下車門防撞梁厚度變化趨勢一致，法蘭邊厚度值最大，沿法蘭邊向內的凸凹模圓角處厚度值均出現一定程度減小，中間側壁Ⅳ、Ⅵ區(qū)域厚度最小，其中最大減薄率分別約為20.17%和14.67%。不難看出，方案二的厚度分布較均勻且最大減薄率較低，更適合熱沖壓成形。

圖13 C-C截面厚度分布曲線圖Fig.13 Thickness variation of C-C section

3 車門防撞梁熱成形試驗

3.1 車門防撞梁熱沖壓試制

工業(yè)生產中，采用CAE仿真結果指導模具及工藝設計，同時利用試制方式驗證模擬的準確性。本文根據模擬結果對比分析后，選擇成形過程中應力分布較均勻且數值較小、各區(qū)域溫度變化較小、關鍵部位厚度分布均勻且減薄程度較小的帶壓料板式方案二進行試驗。

依據DYNAFORM軟件中坯料輪廓設計及優(yōu)化方法,得到板料輪廓形狀如圖14所示，然后據此裁剪出實際料片。將裁剪好的B1500HS板料放入箱式加熱爐中加熱至920 ℃，在爐保溫300 s。機械臂驅動端拾器夾持出爐中板料轉移至自主研發(fā)的帶壓料板的熱成形模具模膛中，轉移時間約4 s, 模具初始溫度為20 ℃。熱成形開始時，分別由壓力機和氮氣彈簧驅動的凹模與壓料板一同下行接觸板料，與板料接觸后預成形中間凹槽區(qū)域，其型腔結構設計與模具分別見圖15a和圖15b。4個氮氣彈簧均勻排布在壓料板上方，每個氮氣彈簧初始壓力為150 MPa，沖壓速度為100 mm/s。

圖14 車門防撞梁料片Fig.14 The sheets of door anti-collision beam

為吻合模擬時摩擦因數，工具體間通過自潤滑導板進行導向與接觸，確保接觸良好；當壓料板與凸模閉合時，氮氣彈簧共施以600 kN壓料力壓緊料片，凹模繼續(xù)下行直至與凸模完全閉合，成形動作結束,凸凹模合模狀態(tài)如圖15c所示；由凸凹模型腔及壓料板內置水道入水口通入21～25 ℃冷卻水，冷卻水流速為100～125 mm/s,開始模內淬火，模冷過程凹模與壓料板保壓力分別為600 kN及6750 kN，保壓時間為8 s；開模置于空氣中冷卻至室溫后所得制件如圖16所示。

3.2 熱沖壓防撞梁性能分析

(a)凹模與壓料板型腔結構設計圖

(b)凹模與壓料板型腔模具圖

(c)合模示意圖圖15 模具結構示意圖Fig.15 Schematic diagram of die structure

(a)室溫下制件

(b)C-C截面局部照片圖16 熱沖壓試制車門防撞梁Fig.16 Trial-producted door anti-collision beam by hot stamping

(a)區(qū)域Ⅱ (b)區(qū)域Ⅳ

(c)區(qū)域Ⅴ (d)區(qū)域Ⅶ圖17 車門防撞梁不同部位微觀組織Fig.17 Microstructures of different parts of door anti-collision beam

高強鋼熱成形淬火后板料馬氏體組織分布及馬氏體形貌對產品最終抗拉強度及硬度有很大的影響，因此有必要分析關鍵區(qū)域的顯微組織狀況。在Ⅱ、Ⅳ、Ⅴ、Ⅶ區(qū)域通過線切割取10 mm×10 mm金相試樣，經打磨、拋光、吹干、腐蝕、干燥等一系列步驟后，將所得金相樣品放至JEOL JXA-8503F場發(fā)射電子探針顯微分析儀上，采用二次電子圖像分析得到組織如圖17所示。從圖17中可以看出，試驗后得到的車門防撞梁顯微組織全都是馬氏體組織，其中，底部Ⅴ區(qū)域和頂部Ⅶ區(qū)域由于與模具接觸緊密，冷卻效果更好，溫降速率較高，得到的板條狀馬氏體組織更加細密勻稱。

圖18 車門防撞梁維氏硬度試驗和仿真值Fig.18 Experimental and simulated Veckers hardness

為測量比較模擬與試驗所得制件硬度分布情況，在圖16b所示車門防撞梁C-C截面標注a～i共9個測點，分別對應模擬中Ⅰ～Ⅸ9個區(qū)域。取試驗中5個車門防撞梁制件，分別在對應測點使用MHV-1000Z數顯顯微維氏硬度計測量硬度值，去掉最大最小值后取其平均值作為試制硬度值與模擬值對比，如圖18所示。由圖18可見：車門防撞梁維氏硬度超過450 HV，試驗值與模擬數據吻合良好，側壁及法蘭硬度值比底部及頂部硬度值小，這與顯微組織和溫度場分析一致；仿真降溫速率較高且試制過程有高溫氧化皮產生，這導致仿真值普遍高于試驗值20～35 HV。對照GB/T 34566—2017[15]中熱成形后零件力學性能參考值可知，該硬度值符合要求。

4 結論

(1)兩種方案熱成形后的等效應力及厚度分布結果表明：方案二中壓料板先與板料接觸，傳熱充分，合模后溫降更快，等效應力得以從中間Ⅴ區(qū)域向外擴展而分布均勻；此外，中間側壁由于受兩端拉力及底部摩擦力作用而出現最大減薄，分別為20.17%、14.67%，但方案二頂部Ⅲ、Ⅶ處降溫較慢，變形抗力小，料流容易，且頂部及側壁應力分布較均勻，厚度收縮較小，更適合熱沖壓成形。

(2)熱成形后板料溫度均降至600～720 ℃之間，法蘭邊及兩端平面為高溫區(qū)，中間凹槽處為低溫區(qū)，溫差約為60 ℃；對比M形截面溫度分布可知，方案二溫度分布較均勻，但Ⅴ區(qū)域溫差約30 ℃；淬火后板料溫度均降至35～110 ℃之間，溫度分布均勻，外側壁Ⅷ區(qū)域由于斜度較小與模具接觸不緊密而存在明顯的溫度梯度。

(3)依據壓料板式方案參數成功試制出的車門防撞梁顯微組織均為板條狀馬氏體，且頂部及底部組織更為細密。由于仿真溫降較快、忽略了高溫氧化皮，仿真硬度值普遍比試驗硬度值大20～35 HV，但整體數據吻合良好，且維氏硬度試驗值均達450 HV，符合熱沖壓零件性能標準。