高強度鋼筒形件拉深工藝研究

范豇宇,劉 帥,占 樂,周 宇,秦泗吉,呂知清

(燕山大學 先進鍛壓成型技術與科學教育部重點實驗室，河北 秦皇島 066004)

0 引言

隨著工業(yè)的發(fā)展，環(huán)境污染與能源短缺問題日益加劇。在汽車行業(yè)中，為了減少燃油消耗，降低廢氣排放，汽車輕量化成為汽車發(fā)展的一種趨勢；在這種趨勢下，因為高強度鋼具有較高的強度，不僅能滿足汽車輕量化的需求，還能保證汽車的安全性能[1-3]。

根據(jù)ULSAB-AVC(超輕鋼制汽車車身概念項目)的定義，通常把屈服強度在210～550 MPa的鋼板稱為高強度鋼板[4]。但因高強度鋼自身結構的特點，其成形性能較差，在拉深成形過程中易出現(xiàn)起皺、破裂等缺陷[5-7]。而拉深是汽車大多覆蓋件的主要成形工序，拉深產品的質量直接影響汽車整體結構，在不同的壓邊工況下拉深制件的質量又有不同的表現(xiàn)[8]；除了材料本身的性質與模具自身結構的影響，拉深工藝參數(shù)對拉深產品的減薄與增厚同樣起到較大的影響，且不同參數(shù)之間交互作用[9-12]。溫彤等[13]對B210P1和B280VK鋼材進行拉深數(shù)值模擬與物理實驗，較好地預測了材料力學性能參數(shù)對板料拉深成形的影響，發(fā)現(xiàn)材料的屈服強度對最大拉深力影響較大，且材料的厚度變化是產品質量的一個重要因素；文獻[14-16]采用恒壓邊力與不同壓邊力曲線方法對冷軋鋼板進行拉深模擬，發(fā)現(xiàn)采用變壓邊力能有效提高材料在危險斷面的最小厚度，并對其起皺程度與破裂均產生一定的影響。因此，對于完善高強度鋼拉深工藝參數(shù)，提高產品質量具有重要意義。

本文首先借助有限元模擬軟件對高強度鋼筒形件整個拉深過程進行模擬，設計凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑三因素正交試驗，并進行參數(shù)優(yōu)化，得到一組滿足成形性能的參數(shù)，再選用低碳鋼(AISI 1010)為研究對象，通過臨界區(qū)淬火后，對其進行拉深，并與模擬結果相對比，且對拉深后的工件進行硬度分析，為筒形件高強度鋼拉深產品的制備提供理論與實驗支持。

1 有限元模擬與分析

1.1 有限元模型

用DYNAFORM有限元軟件建立拉深模型如圖1所示。將試樣經(jīng)臨界區(qū)淬火后的材料(AISI 1010)力學性能(密度為7.85×103kg/m3，楊氏模量為207 GPa，泊松比為0.28，屈服強度為460 MPa，抗拉強度為649 MPa，延伸率為15.1%)導入模型的材料屬性。對模型參數(shù)進行設定：原始坯料直徑為78 mm，厚度為1 mm，凹模直徑為40 mm，設定摩擦系數(shù)為0.1，設置虛擬拉深速度為3 m/s。坯料最大網(wǎng)格尺寸為3，最小網(wǎng)格尺寸為0.3。拉深深度為13 mm。

圖1 筒形件拉深模型Fig.1 Cylinder drawing model

1.2 有限元正交試驗設計及分析

金屬板料在拉深成形過程中，起皺和開裂是比較常見的缺陷。為獲得更高質量的工件，需要對拉深工藝參數(shù)進行合理的設計。本文以凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑為試驗因素，設計正交試驗，綜合分析以上3個因素對筒形件成形質量的影響。

本試驗凸凹模間隙的選取水平為1.05、1.1、1.15 mm，壓邊力的選取水平為10、20、30 kN，凸凹模圓角半徑的4、4.5、5 mm。由此設計出一個三因素三水平的正交試驗表如表1所示。

表1 正交試驗設計表Tab.1 Table of orthogonal test design

本文主要考察凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑對筒形件拉深成形質量的影響，考察指標可由模擬結果成形極限圖得出，不過為了量化結果，可比較筒形件成形后最大減薄率與最大增厚變化情況，進而選取最佳參數(shù)。正交表與減薄率/增厚率的試驗結果如表2。

表2 減薄率和增厚率試驗結果分析Tab.2 Analysis of test results of thinning rate and thickening rate

在正交試驗中一般用平均值來反映同一個因素的各個不同水平對試驗結果影響的大小，并以此確定該因素應取的最佳水平，將各列相同水平對應的試驗數(shù)據(jù)相加后除以3，得到平均值，以平均值確定該因素應取的最佳水平。各因素不同水平下的最大結果與最小結果之差為極差，極差的大小反映該列因素的影響程度。計算結果如表3所示。

通過表2的計算及表3的結果可以看出，凸凹模間隙取1.05 mm時最大減薄率最小，平均最小減薄率為16.7%，壓邊力取10 kN時最大減薄率最小，平均最小減薄率為16.7%，凸凹模圓角半徑取5 mm時最大減薄率最小，平均最小減薄率為14.1%。因此綜合考慮這3個因素，可得到使得最大減薄率最小的工藝組合，即凸凹模間隙1.05 mm，壓邊力10 kN，凸凹模圓角半徑5 mm。

表3 減薄率和增厚率極差結果分析Tab.3 Analysis of the range of thinning rate and thickening rate

通過極差值比較，可得到上述3個因素對筒形件最大減薄率的不同影響程度。極差數(shù)值越大，說明該因素的影響程度越大，從表3可以看出，對最大減薄的影響程度為：凸凹模圓角半徑(9.0)>凸凹模間隙(1.5)>壓邊力(1.3)。

同樣可得出在不同工藝參數(shù)下筒形件最大增厚率變化情況，從表3可以看出，上述3個因素分別取1.05 mm(凸凹模間隙)，10 kN(壓邊力)，4.0 mm和5.0 mm(凸凹模圓角半徑)時，筒形件最大增厚率最小，3個因素對應的平均最小增厚率分別為9.8%、9.6%、9.7%。且通過極差值比較，對最大增厚率影響程度為：壓邊力(0.7) >凸凹模圓角半徑(0.6) >凸凹模間隙(0.2)。

不難看出，使得筒形件最大減薄率最小與最大增厚率最小的工藝組合為：凸凹模間隙1.05 mm，壓邊力10 kN，凸凹模圓角半徑5 mm。

1.3 正交結果優(yōu)化

綜合上述分析，從成形質量及各參數(shù)影響程度考慮，選取試驗參數(shù)為：凸凹模間隙1.05 mm，壓邊力20 kN，凸凹模圓角半徑5 mm，模擬結果如圖2所示。

從圖2(a)中可以看出，筒形件只在法蘭邊緣有少量的起皺，且其余部分成形質量良好。而法蘭處的起皺缺陷問題，主要是因為圓筒形拉深件主要變形區(qū)在凸緣部分，而該變形區(qū)的切向壓縮是主要變形，當凸緣的外邊緣部分的切向壓應力為最大時，該部分的起皺首先發(fā)生[17]。圖2(b)為筒形件厚度分布圖，最大減薄率出現(xiàn)在凸模圓角處，為13.7%，最大增厚率出現(xiàn)在法蘭邊緣處，為7.5%。由此可見，所選參數(shù)得到的最大減薄率和最大增厚率均小于9組正交試驗中最小的結果，因此，此優(yōu)化參數(shù)是可取的。此外，在圓筒底部有少量減薄，減薄率為2.1%～2.9%，在凹模圓角處有3.6%的減薄，而在直壁部分也有不同程度的減薄，減薄率為3.0%～3.4%。

圖2 最優(yōu)參數(shù)模擬結果圖Fig.2 Optimal parameter simulation result graph

為進一步了解筒形件厚度分布情況，將厚度分布圖沿圓筒中軸線剖切，并讀取不同部位厚度大小，如圖2(c)所示。為方便理解，給出了測量厚度取點示意圖，如圖2(d)所示。

2 筒形件拉深試驗分析

2.1 試驗材料與方法

試驗材料選用了10鋼(AISI 1010)，其化學成分為(質量分數(shù)，%)：C 0.12，Si 0.31，Mn 0.52，P 0.035，S 0.035，Cr 0.15，Ni 0.25，Cu 0.25，其余為Fe。用線切割將鋼板切成φ78 mm×1 mm的試樣，試樣經(jīng)850 ℃臨界區(qū)淬火，保溫1 min后，快速水冷，得到鐵素體-馬氏體雙相組織。將臨界區(qū)淬火后的試樣在H1F 80-11伺服壓力機進行拉深試驗，使用線切割將拉深件沿對稱軸切開，測量筒形件各節(jié)點厚度分布，并使用FM-700FM-ARS顯微硬度儀測試各節(jié)點硬度值。

2.2 筒形件拉深試驗厚度分析

10鋼(AISI 1010)經(jīng)臨界區(qū)淬火后的力學性能與顯微組織如圖3所示。

圖3 高強度鋼力學性能與顯微組織Fig.3 Mechanical properties and microstructure of high strength steel

根據(jù)之前的模擬結果，試驗所采取的模具單邊間隙為1.05 mm，即凸模直徑為37.9 mm，壓邊力設置為10 kN，凸凹模圓角半徑為5 mm。研究認為虛擬速度是實際速度的1 000倍左右時，模擬結果的相對誤差較小，較為合理[18]，因此設定實際拉深速度為3 mm/s。拉深深度與模擬一致，為13 mm。試驗結果如圖4所示。從圖4中可以看出，工件表面質量良好，與模擬結果相符。

圖4 筒形件最優(yōu)參數(shù)實物圖Fig.4 Physical diagram of optimal parameters of cylindrical part

為進一步驗證模擬結果的準確性，現(xiàn)使用線切割沿工件中心軸切開，并使用游標卡尺量取各節(jié)點厚度值，并與模擬值做對比，對比結果如圖5所示。由圖5可知，各節(jié)點模擬值與試驗值減薄率(負值代表增厚)變化趨勢一致，且試驗值均大于模擬值。經(jīng)計算，兩者最大誤差為1.7%，出現(xiàn)在節(jié)點11處，即法蘭邊緣處，因為在板料厚度方向，由于壓邊圈的壓邊力作用，其產生的軸向壓應力要遠小于徑向壓力和切向壓力，因此板料主要發(fā)生徑向方向的流動，同時也會向著板料厚度方向流動使得板料厚度增加，本試驗表面質量良好，法蘭外緣沒有明顯的起皺，而模擬中法蘭最外緣產生了一定的起皺，進而對其硬度值產生一定的誤差影響。由此可見，DYNAFORM計算出的模擬值與試驗值是比較接近的，成形結果合理的預測對減少生產成本和時間是非常重要的。

圖5 模擬值與試驗值減薄率對比Fig.5 Comparison of thinning rate between simulated value and test value

2.3 硬度測試

拉深前材料原始硬度為238 HV。對拉深后筒形件截面各節(jié)點位置進行硬度測試，結果如圖6所示。從圖6中可以看出，筒形件各節(jié)點硬度值均大于拉深前試樣的硬度值；其中，筒形件底部(節(jié)點1～3)硬度值變化并不明顯，硬度增加率最大為4.6%；減薄最為嚴重處(節(jié)點5)的硬度值為290 HV，增加了21.8%；增厚率最大處(節(jié)點11)的硬度值為329 HV，增加了38.2%；硬度最大值出現(xiàn)在節(jié)點10處，即法蘭區(qū)，硬度值為336 HV，增加了41.2%。凹模圓角處(節(jié)點8和節(jié)點9)，該部分是法蘭部分與筒形件直壁部分的過渡部分，拉深過程中板料由于彎曲變形和凹模圓角的壓力作用產生塑性變形，這一部分主要受到徑向拉應力，試驗硬度提高沒有直壁區(qū)明顯，是因為該區(qū)域相對于直壁區(qū)變形量較小的緣故。

Anurag Vaidyanathan和Amit Kumar Gupta等[19]研究了CGPed鋼的超深拉深過程，CGPed鋼首次通過約束槽壓制拉深成形后，硬度略高于原始材料，該硬度的增加可能是因為加工硬化導致位錯的堆積；文獻[20]發(fā)現(xiàn)AZ31鎂合金拉深成形后，靠近法蘭區(qū)的硬度值最大，且越靠近工件底部，硬度值越小，但最小硬度值也遠大于坯料原始硬度值。相比于文獻[20]，本試驗更符合文獻[19]中的結論，因為本試驗鋼的冷作硬化現(xiàn)象相較于AZ31不是特別明顯，尤其是本試驗中工件底部硬度相比原始硬度增加較少，表明底部變形程度最小。由此可見，拉深成形后工件各部分變形程度不一致，各部分性能也存在較大差異。

圖6 不同節(jié)點的硬度值Fig.6 Hardness values of different nodes

3 結論

1) 凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑三個因素對筒形件最大減薄率和最大增厚率影響大小不相同，其中對最大減薄率為：凸凹模圓角半徑>凸凹模間隙>壓邊力，對最大增厚率為：壓邊力>凸凹模圓角半徑>凸凹模間隙。

2) 600 MPa級低碳鋼較好的拉深工藝參數(shù)組合為：凸凹模間隙1.05 mm，壓邊力10 kN，凸凹模圓角半徑5 mm。

3) 試驗鋼經(jīng)有限元模擬中最佳參數(shù)下拉深成形后，最大減薄率為13.9%，出現(xiàn)在凸模圓角處，最大增厚率為3%，出現(xiàn)在法蘭區(qū)；且拉深后硬度值均大于拉深前，其中筒形件底部變化最小，增加了2.5%，法蘭區(qū)變化最大，增加了41.2%。