高強(qiáng)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(xué) 先進(jìn)鍛壓成型技術(shù)與科學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(wèn)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(shì)；在這種趨勢(shì)下，因?yàn)楦邚?qiáng)度鋼具有較高的強(qiáng)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(xiàng)目)的定義，通常把屈服強(qiáng)度在210～550 MPa的鋼板稱為高強(qiáng)度鋼板[4]。但因高強(qiáng)度鋼自身結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，其成形性能較差，在拉深成形過(guò)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(chǎn)品的質(zhì)量直接影響汽車整體結(jié)構(gòu)，在不同的壓邊工況下拉深制件的質(zhì)量又有不同的表現(xiàn)[8]；除了材料本身的性質(zhì)與模具自身結(jié)構(gòu)的影響，拉深工藝參數(shù)對(duì)拉深產(chǎn)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(duì)B210P1和B280VK鋼材進(jìn)行拉深數(shù)值模擬與物理實(shí)驗(yàn)，較好地預(yù)測(cè)了材料力學(xué)性能參數(shù)對(duì)板料拉深成形的影響，發(fā)現(xiàn)材料的屈服強(qiáng)度對(duì)最大拉深力影響較大，且材料的厚度變化是產(chǎn)品質(zhì)量的一個(gè)重要因素；文獻(xiàn)[14-16]采用恒壓邊力與不同壓邊力曲線方法對(duì)冷軋鋼板進(jìn)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(xiǎn)斷面的最小厚度，并對(duì)其起皺程度與破裂均產(chǎn)生一定的影響。因此，對(duì)于完善高強(qiáng)度鋼拉深工藝參數(shù)，提高產(chǎn)品質(zhì)量具有重要意義。

本文首先借助有限元模擬軟件對(duì)高強(qiáng)度鋼筒形件整個(gè)拉深過(guò)程進(jìn)行模擬，設(shè)計(jì)凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑三因素正交試驗(yàn)，并進(jìn)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(duì)象，通過(guò)臨界區(qū)淬火后，對(duì)其進(jìn)行拉深，并與模擬結(jié)果相對(duì)比，且對(duì)拉深后的工件進(jìn)行硬度分析，為筒形件高強(qiáng)度鋼拉深產(chǎn)品的制備提供理論與實(shí)驗(yàn)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(xué)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(qiáng)度為460 MPa，抗拉強(qiáng)度為649 MPa，延伸率為15.1%)導(dǎo)入模型的材料屬性。對(duì)模型參數(shù)進(jìn)行設(shè)定：原始坯料直徑為78 mm，厚度為1 mm，凹模直徑為40 mm，設(shè)定摩擦系數(shù)為0.1，設(shè)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(yàn)設(shè)計(jì)及分析

金屬板料在拉深成形過(guò)程中，起皺和開裂是比較常見的缺陷。為獲得更高質(zhì)量的工件，需要對(duì)拉深工藝參數(shù)進(jìn)行合理的設(shè)計(jì)。本文以凸凹模間隙、壓邊力、凸凹模圓角半徑為試驗(yàn)因素，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，綜合分析以上3個(gè)因素對(duì)筒形件成形質(zhì)量的影響。

本試驗(yàn)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(shè)計(jì)出一個(gè)三因素三水平的正交試驗(yàn)表如表1所示。

表1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)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(duì)筒形件拉深成形質(zhì)量的影響，考察指標(biāo)可由模擬結(jié)果成形極限圖得出，不過(guò)為了量化結(jié)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(jìn)而選取最佳參數(shù)。正交表與減薄率/增厚率的試驗(yàn)結(jié)果如表2。

表2 減薄率和增厚率試驗(yàn)結(jié)果分析Tab.2 Analysis of test results of thinning rate and thickening rate

在正交試驗(yàn)中一般用平均值來(lái)反映同一個(gè)因素的各個(gè)不同水平對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響的大小，并以此確定該因素應(yīng)取的最佳水平，將各列相同水平對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)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(yīng)取的最佳水平。各因素不同水平下的最大結(jié)果與最小結(jié)果之差為極差，極差的大小反映該列因素的影響程度。計(jì)算結(jié)果如表3所示。

通過(guò)表2的計(jì)算及表3的結(jié)果可以看出，凸凹模間隙取1.05 mm時(shí)最大減薄率最小，平均最小減薄率為16.7%，壓邊力取10 kN時(shí)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(shí)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(gè)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(jié)果分析Tab.3 Analysis of the range of thinning rate and thickening rate

通過(guò)極差值比較，可得到上述3個(gè)因素對(duì)筒形件最大減薄率的不同影響程度。極差數(shù)值越大，說(shuō)明該因素的影響程度越大，從表3可以看出，對(duì)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(gè)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(shí)，筒形件最大增厚率最小，3個(gè)因素對(duì)應(yīng)的平均最小增厚率分別為9.8%、9.6%、9.7%。且通過(guò)極差值比較，對(duì)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(jié)果優(yōu)化

綜合上述分析，從成形質(zhì)量及各參數(shù)影響程度考慮，選取試驗(yàn)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(jié)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(zhì)量良好。而法蘭處的起皺缺陷問(wèn)題，主要是因?yàn)閳A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(dāng)凸緣的外邊緣部分的切向壓應(yīng)力為最大時(shí)，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(yàn)中最小的結(jié)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(jié)果圖Fig.2 Optimal parameter simulation result graph

為進(jìn)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(cè)量厚度取點(diǎn)示意圖，如圖2(d)所示。

2 筒形件拉深試驗(yàn)分析

2.1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料選用了10鋼(AISI 1010)，其化學(xué)成分為(質(zhì)量分?jǐn)?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(jī)進(jìn)行拉深試驗(yàn)，使用線切割將拉深件沿對(duì)稱軸切開，測(cè)量筒形件各節(jié)點(diǎn)厚度分布，并使用FM-700FM-ARS顯微硬度儀測(cè)試各節(jié)點(diǎn)硬度值。

2.2 筒形件拉深試驗(yàn)厚度分析

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

圖3 高強(qiáng)度鋼力學(xué)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(jié)果，試驗(yàn)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(shè)置為10 kN，凸凹模圓角半徑為5 mm。研究認(rèn)為虛擬速度是實(shí)際速度的1 000倍左右時(shí)，模擬結(jié)果的相對(duì)誤差較小，較為合理[18]，因此設(shè)定實(shí)際拉深速度為3 mm/s。拉深深度與模擬一致，為13 mm。試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。從圖4中可以看出，工件表面質(zhì)量良好，與模擬結(jié)果相符。

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

為進(jìn)一步驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，現(xiàn)使用線切割沿工件中心軸切開，并使用游標(biāo)卡尺量取各節(jié)點(diǎn)厚度值，并與模擬值做對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，各節(jié)點(diǎn)模擬值與試驗(yàn)值減薄率(負(fù)值代表增厚)變化趨勢(shì)一致，且試驗(yàn)值均大于模擬值。經(jīng)計(jì)算，兩者最大誤差為1.7%，出現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)11處，即法蘭邊緣處，因?yàn)樵诎辶虾穸确较?，由于壓邊圈的壓邊力作用，其產(chǎn)生的軸向壓應(yīng)力要遠(yuǎn)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(dòng)，同時(shí)也會(huì)向著板料厚度方向流動(dòng)使得板料厚度增加，本試驗(yàn)表面質(zhì)量良好，法蘭外緣沒有明顯的起皺，而模擬中法蘭最外緣產(chǎn)生了一定的起皺，進(jìn)而對(duì)其硬度值產(chǎn)生一定的誤差影響。由此可見，DYNAFORM計(jì)算出的模擬值與試驗(yàn)值是比較接近的，成形結(jié)果合理的預(yù)測(cè)對(duì)減少生產(chǎn)成本和時(shí)間是非常重要的。

圖5 模擬值與試驗(yàn)值減薄率對(duì)比Fig.5 Comparison of thinning rate between simulated value and test value

2.3 硬度測(cè)試

拉深前材料原始硬度為238 HV。對(duì)拉深后筒形件截面各節(jié)點(diǎn)位置進(jìn)行硬度測(cè)試，結(jié)果如圖6所示。從圖6中可以看出，筒形件各節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(yán)重處(節(jié)點(diǎn)5)的硬度值為290 HV，增加了21.8%；增厚率最大處(節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)8和節(jié)點(diǎn)9)，該部分是法蘭部分與筒形件直壁部分的過(guò)渡部分，拉深過(guò)程中板料由于彎曲變形和凹模圓角的壓力作用產(chǎn)生塑性變形，這一部分主要受到徑向拉應(yīng)力，試驗(yàn)硬度提高沒有直壁區(qū)明顯，是因?yàn)樵搮^(qū)域相對(duì)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(guò)程，CGPed鋼首次通過(guò)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?yàn)榧庸び不瘜?dǎo)致位錯(cuò)的堆積；文獻(xiàn)[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(yuǎn)大于坯料原始硬度值。相比于文獻(xiàn)[20]，本試驗(yàn)更符合文獻(xiàn)[19]中的結(jié)論，因?yàn)楸驹囼?yàn)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(yàn)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(diǎn)的硬度值Fig.6 Hardness values of different nodes

3 結(jié)論

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