基于半球凸模試驗(yàn)的高強(qiáng)鋼邊部成形性敏感度分析

王雪聽(tīng) ，牛 超

（1.寶山鋼鐵股份有限公司 中央研究院，上海 201900；2.汽車用鋼開(kāi)發(fā)與應(yīng)用技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（寶鋼），上海 201900）

0 引 言

為了實(shí)現(xiàn)車身輕量化和保證車身安全性，先進(jìn)高強(qiáng)鋼在白車身得到廣泛應(yīng)用。先進(jìn)高強(qiáng)鋼由于采用新的成分設(shè)計(jì)和精確過(guò)程控制技術(shù)，實(shí)現(xiàn)了鐵素體、貝氏體、奧氏體及馬氏體不同相組織的精確控制，從而得到了更高的強(qiáng)度[1]。由于組織及性能上的差異，高強(qiáng)鋼在實(shí)際沖壓過(guò)程中，尺寸精度與可成形性的問(wèn)題愈發(fā)突出，尤其是零件的邊部開(kāi)裂，成為高強(qiáng)鋼推廣使用中的難題之一。

車身縱梁類零件存在多處搭接邊，成形工序復(fù)雜，在生產(chǎn)過(guò)程中常出現(xiàn)邊部開(kāi)裂問(wèn)題[2-5]?，F(xiàn)有的有限元仿真模擬僅能通過(guò)成形極限曲線預(yù)測(cè)板面內(nèi)的開(kāi)裂傾向，而對(duì)邊部開(kāi)裂無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。對(duì)于縱梁類零件的邊部開(kāi)裂問(wèn)題，沖壓現(xiàn)場(chǎng)一般通過(guò)調(diào)整毛刺朝向、打磨毛刺、調(diào)整沖裁間隙等方法減輕邊部開(kāi)裂傾向。參考文獻(xiàn)[6]研究了切割工藝對(duì)超高強(qiáng)度鋼邊部質(zhì)量及成形性能的影響，表明改善邊部質(zhì)量有助于改善邊部開(kāi)裂傾向，提升邊部成形性。但對(duì)于實(shí)際沖壓，改善邊部質(zhì)量將導(dǎo)致效率降低、模具使用壽命縮短等問(wèn)題，且對(duì)不同材料的邊部開(kāi)裂問(wèn)題改善效果不一，對(duì)于部分材料，無(wú)法解決邊部開(kāi)裂問(wèn)題，有時(shí)甚至需要改變模具結(jié)構(gòu)或更換成形性更好的材料來(lái)滿足要求。因此，了解各種材料的邊部成形性及邊部質(zhì)量的敏感程度將有助于預(yù)防和解決邊部開(kāi)裂問(wèn)題。在此，將基于半球凸模對(duì)4種780 MPa級(jí)別的典型高強(qiáng)鋼開(kāi)展邊部成形性研究，分析比較不同鋼種對(duì)于邊部開(kāi)裂的敏感程度，為零件設(shè)計(jì)時(shí)材料的選用及沖壓成形提供參考。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)基于半球凸模脹形模具，在寶鋼MTS液壓伺服壓力機(jī)上開(kāi)展試驗(yàn)，設(shè)定凸模直徑φ100 mm，凸模速度為0.5 mm/s，壓邊力500 kN，確保成形過(guò)程中板料不發(fā)生竄動(dòng)。試樣尺寸為200 mm×100 mm，試驗(yàn)時(shí)將試樣放置于半球凸模一側(cè)，使半球凸模中心最高點(diǎn)與試樣長(zhǎng)邊中心對(duì)齊，隨后壓力機(jī)閉合將試樣壓緊，凸模上升至板料邊部開(kāi)裂后停止。試樣表面噴涂散斑，采用數(shù)字圖像相關(guān)方法（digital image correlation，DIC）全程記錄試樣表面的應(yīng)變狀態(tài)。試驗(yàn)材料選用DP780、DH780、CP780和TRIP780四個(gè)780 MPa級(jí)別的材料，厚度為1.4 mm，基礎(chǔ)力學(xué)性能如表1所示。試驗(yàn)試樣均為縱向試樣，即軋制方向平行于試樣長(zhǎng)邊，對(duì)多個(gè)測(cè)試數(shù)值取平均值。試驗(yàn)的試驗(yàn)裝置如圖1所示。

表1 試驗(yàn)材料基礎(chǔ)力學(xué)性能

圖1 試驗(yàn)裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 變形過(guò)程分析

以DP780的沖裁邊質(zhì)量為例，試樣開(kāi)裂后邊部中點(diǎn)的高度和側(cè)向位移變化過(guò)程如圖2所示。由圖2可見(jiàn)，隨著凸模的上升，放置于半球凸模一側(cè)的試樣邊部升高的同時(shí)向一側(cè)滑移，當(dāng)達(dá)到邊部的成形極限時(shí)發(fā)生開(kāi)裂，開(kāi)裂后試樣邊部中點(diǎn)的高度和側(cè)向位移因回彈而下降，最終趨于穩(wěn)定。

圖2 DP780材料試樣中心點(diǎn)的高度和側(cè)向位移變化曲線

圖3所示為凸模上升過(guò)程中沖裁邊質(zhì)量試樣邊部表面主應(yīng)變的動(dòng)態(tài)變化情況，板料與凸模接觸的頂部位置首先發(fā)生變形，隨著凸模上升，與球頭模接觸的中心位置不再是主應(yīng)變最大區(qū)域，最大主應(yīng)變區(qū)域逐步向試樣中心兩側(cè)轉(zhuǎn)移，并在凸模邊緣距離試樣中心約1/4處達(dá)到整個(gè)過(guò)程的最大主應(yīng)變而發(fā)生開(kāi)裂。圖4所示為選取試樣邊緣3個(gè)點(diǎn)及靠近中心處1點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)變路徑測(cè)量，試樣邊緣3個(gè)點(diǎn)的應(yīng)變值均在成形極限圖的左側(cè)，為拉伸應(yīng)變狀態(tài)，而靠近中心處開(kāi)始變形時(shí)為雙拉應(yīng)變狀態(tài)，但隨后逐步轉(zhuǎn)變成拉伸應(yīng)變狀態(tài)。

圖3 DP780材料沖裁邊質(zhì)量試樣表面主應(yīng)變的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程

圖4 DP780材料沖裁邊質(zhì)量試樣邊部應(yīng)變路徑變化

2.2 不同鋼種邊部成形性和敏感性對(duì)比

縱梁類零件翻邊過(guò)程由于受到周向力的限制，邊緣既存在拉伸也存在一定的滑移。試驗(yàn)基于半球凸模脹形模具，圖5所示為板料在變形過(guò)程中不同時(shí)刻的形態(tài)，壓邊圈限制了板料周向的運(yùn)動(dòng)，試樣受凸模拉伸時(shí)，試樣中心點(diǎn)升高并向一側(cè)偏移。設(shè)置凸模邊緣O點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，縱軸為高度方向，橫軸為凸模直徑方向，根據(jù)凸模直徑φ100 mm，可計(jì)算試樣頂點(diǎn)位置不同階段的偏移角度α，其式為：

圖5 板料在變形過(guò)程中不同時(shí)刻的形態(tài)

其中，α為開(kāi)裂時(shí)的極限開(kāi)裂角度，（°）；H為試樣頂點(diǎn)的高度偏移值，mm；L為試樣頂點(diǎn)和橫向偏移值，兩者均可通過(guò)DIC方法獲得。當(dāng)試樣發(fā)生開(kāi)裂時(shí)，試樣頂點(diǎn)處的偏移角度作為極限開(kāi)裂角度，以此判斷不同鋼種的邊部成形性。

為了研究不同邊部質(zhì)量對(duì)不同材料的邊部成形性影響并分析其敏感程度，表2列出了4種780 MPa級(jí)別典型高強(qiáng)鋼在沖裁及銑削邊質(zhì)量下試樣開(kāi)裂時(shí)頂點(diǎn)的高度偏移量、橫向偏移量，并計(jì)算其開(kāi)裂時(shí)的極限開(kāi)裂角度。由表2可見(jiàn)，當(dāng)邊部為沖裁邊時(shí)，CP780的極限開(kāi)裂角度最大，達(dá)到58.7°；DH780極限開(kāi)裂角度稍低于CP780，達(dá)到49.23°；DP780及TRIP780鋼相比其他2個(gè)鋼種，極限開(kāi)裂角度大幅下降，分別為32.68°和33.94°，僅為DH780的60%左右。因此，在同樣的試驗(yàn)條件下，沖裁邊質(zhì)量的CP780及DH780邊部成形性明顯優(yōu)于DP780和TRIP780材料。當(dāng)邊部質(zhì)量由沖裁改為銑削后，圖6所示為沖裁與銑削邊質(zhì)量對(duì)比，沖裁邊邊部撕裂導(dǎo)致的微裂紋、毛刺及小缺口被去除，銑削后由于邊部質(zhì)量提升，顯著提高了4種鋼的邊部成形性，4種鋼的極限開(kāi)裂角度均得到明顯提升，極限開(kāi)裂角度均達(dá)到55°以上，但其提升程度有所不同。

進(jìn)一步對(duì)比銑削和沖裁2種邊部質(zhì)量下不同鋼種的極限開(kāi)裂角度，如圖7所示。CP980銑削后比沖裁邊質(zhì)量的極限開(kāi)裂角度提升程度最小，僅為0.57%，受邊部質(zhì)量影響最??；DH780銑削后的邊部質(zhì)量提升了25%左右；DP780及TRIP780受邊部質(zhì)量影響最大，邊部質(zhì)量改善后極限開(kāi)裂角度提升最明顯，分別提升70.37%與80.98%。

圖7 沖裁邊與銑削邊質(zhì)量極限開(kāi)裂角度對(duì)比

測(cè)量4種高強(qiáng)鋼分別在沖裁邊質(zhì)量及銑削邊質(zhì)量下的試樣開(kāi)裂處的厚度，結(jié)果如表3所示，試樣的減薄程度如圖8所示。原始厚度均為1.4 mm的試樣，成形后在板材開(kāi)裂位置發(fā)生減薄，4種材料的減薄程度依次為 CP780、DH780、TRIP780和 DP780。當(dāng)邊部采用沖裁時(shí)，CP780在邊部減薄28.9%左右開(kāi)裂，DH780邊部減薄15.3%后開(kāi)裂，而DP780及TRIP780分別在邊部減薄8.2%和9.5%后開(kāi)裂，TRIP780鋼由于TRIP效應(yīng)的存在，減薄率略高于DP780；邊部經(jīng)過(guò)銑削時(shí)，CP780邊部減薄仍達(dá)到29.2%，同沖裁邊質(zhì)量下的邊部減薄程度一致，DH780減薄率由15.3%提升至22.5%，DP780及TRIP780邊部減薄率提升較多，分別由8.2%和9.5%提升至17.6%和18.3%。

表3 在沖裁及銑削邊質(zhì)量下試樣開(kāi)裂處厚度 mm

圖8 沖裁邊與銑削邊質(zhì)量邊部減薄率對(duì)比

3 金相組織對(duì)邊部成形性的影響

從以上分析可以看出，銑削工藝改善了邊部成形性，但對(duì)不同鋼種影響程度不同。因此，影響高強(qiáng)鋼邊部成形性的更重要原因是材料組織。

圖9所示為4種高強(qiáng)鋼的金相組織，由圖9可知，DP780雙相鋼主要為鐵素體與馬氏體的雙相組織，馬氏體組織呈島狀彌散分布在鐵素體基體上，馬氏體硬度遠(yuǎn)高于鐵素體，作為硬質(zhì)強(qiáng)化相提升鋼的強(qiáng)度，但馬氏體與鐵素體基體硬度差異大，容易在兩相交界處萌生裂紋并發(fā)生開(kāi)裂，限制了其邊部成形性。TRIP780組織為鐵素體、貝氏體及少量的殘余奧氏體，由于TRIP效應(yīng)，殘余奧氏體在變形過(guò)程中逐步轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，馬氏體與鐵素體相組織差異大。DP780與TRIP780由于其本身相組織的差異，邊部容易開(kāi)裂，在沖裁邊質(zhì)量下，邊部存在的微裂紋進(jìn)一步降低了其邊部成形性。

圖9 4種高強(qiáng)鋼的金相組織

DH780高成形性雙相鋼相比DP780雙相鋼多出部分殘余奧氏體和貝氏體，通過(guò)變形過(guò)程中的TRIP效應(yīng)獲得更好的成形性能，相組織更加均勻，因此其邊部減薄率和極限開(kāi)裂角度也更高，邊部成形性優(yōu)于DP780。CP780復(fù)相鋼除了少量的鐵素體及馬氏體以外，其主要組織為貝氏體[7]，貝氏體均勻細(xì)小并彌散分布于整個(gè)基體，占據(jù)相組織的60%以上，相組織之間硬度差異減小，同時(shí)由于碳化物在晶界處的聚集、球化導(dǎo)致貝氏體組織比馬氏體具有更好的抗裂紋擴(kuò)展能力[8,9]，材料對(duì)于邊部質(zhì)量不敏感。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)4種典型高強(qiáng)鋼沖裁及銑削2種邊部質(zhì)量狀態(tài)下的試樣頂點(diǎn)的極限開(kāi)裂角度和開(kāi)裂位置的邊部減薄率進(jìn)行了對(duì)比，得出以下結(jié)論。

（1）4種780 MPa級(jí)別的高強(qiáng)鋼中，沖裁邊質(zhì)量下CP780極限開(kāi)裂角度最大，DH780極限開(kāi)裂角度略低于CP780，DP780及TRIP780極限開(kāi)裂角度明顯降低，僅為DH780的60%左右；針對(duì)開(kāi)裂位置的邊部減薄率，CP780邊部減薄率最高達(dá)到28.9%，DH780達(dá)到15.3%，DP780及TRIP780僅為DH780的一半，分別為8.2%和9.5%。

（2）改善邊部質(zhì)量可有效提升材料的邊部成形性，但不同鋼種對(duì)其敏感程度不同。相比沖裁邊質(zhì)量，經(jīng)過(guò)邊部銑削的DP780及TRIP780邊部極限開(kāi)裂角度及邊部減薄率提升約1倍左右，對(duì)邊部質(zhì)量敏感程度最高；CP780僅提升1%左右，對(duì)邊部質(zhì)量的敏感程度最低；DH780介于CP780、DP780、TRIP780之間。

（3）4種高強(qiáng)鋼中，CP780具有最好的邊部成形性，高成形性雙相鋼DH780邊部成形性明顯優(yōu)于DP780，TRIP780與DP780相同，邊部成形性一般。