CR1500HF熱成形鋼U形件不同位置的高速拉伸性能及其有限元模擬

劉培星

(山東鋼鐵集團日照有限公司鋼鐵研究院，日照 276800)

0 引 言

汽車輕量化是降低能源消耗、減少溫室氣體排放的重要途徑。1.5 GPa熱成形鋼(超高強鋼)是汽車輕量化的重要材料，已廣泛應(yīng)用于如門內(nèi)防撞梁、保險杠、中通道以及A，B，C柱等車身安全結(jié)構(gòu)件[1-3]。熱成形零部件一般采用熱成形淬火工藝制造,加熱至奧氏體化的板料在高溫成形后的保壓過程中快速冷卻，顯微組織由奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，從而獲得極高強度。板料在高溫狀態(tài)下的成形性能較好，零部件回彈小[4]。

在整車開發(fā)設(shè)計過程中采用有限元方法(FEM)進行計算機輔助工程(CAE)碰撞仿真，可以降低汽車開發(fā)成本，縮短車型開發(fā)周期。CAE仿真所用材料卡片的準確性直接關(guān)系到有限元仿真結(jié)果的準確性。材料動態(tài)力學性能試驗可以為有限元碰撞仿真分析提供基礎(chǔ)材料參數(shù)；不同應(yīng)變速率下的屈服強度、流變應(yīng)力、抗拉強度和延伸率等是車身安全重點關(guān)注的性能[5]。國內(nèi)外車用材料高速拉伸性能的相關(guān)研究很多，內(nèi)容包括檢測試驗設(shè)備、檢測方法[6]、本構(gòu)方程[7-8]等；但目前大多是原材料的高速拉伸性能研究。服役過程是零部件的碰撞安全服役過程，需考慮從零部件取樣進行分析。

為此，作者在1.5 GPa級熱成形鋼U形件不同位置取樣進行高速拉伸試驗，對比分析了不同位置的拉伸性能以及應(yīng)變速率對拉伸性能的影響，采用combined S-H模型對真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線進行擬合延伸；構(gòu)建材料高速拉伸有限元模型，模擬了材料的高速拉伸行為及夾持端應(yīng)力分布，擬為熱成形鋼在車身中的碰撞安全設(shè)計與分析提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和技術(shù)支撐。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為山東鋼鐵集團有限公司生產(chǎn)的1.5 mm厚CR1500HF熱成形鋼，主要化學成分(質(zhì)量分數(shù)/%)為0.24C，0.26Si，1.25Mn，0.003 3B，0.19Cr，0.03Ti。采用200T熱成形系統(tǒng)制備熱壓淬火U形零部件(形狀和尺寸見圖1)，加熱溫度為930 ℃，保溫時間為5 min，壓力為20 MPa，保壓時間為10 s。為了進行對比，采用冷沖壓成形工藝制備相同尺寸U形零部件，壓力為20 MPa，保壓時間為10 s。

圖1 U形件的截面尺寸和整體形狀

在U形零部件的法蘭、側(cè)壁和底部3個位置取樣，制成如圖2所示的高速拉伸試樣。采用HTM5020型高速拉伸試驗機進行拉伸試驗，應(yīng)變速率分別為1，10，100，200，500 s-1，各做3次試驗取平均值。拉伸過程中當應(yīng)變速率大于100 s-1時，通過應(yīng)變片采集拉伸應(yīng)力；實際拉伸前先進行預拉伸試驗，在彈性段受力范圍內(nèi)標定應(yīng)變片。

圖2 高速拉伸試樣尺寸

2 U形件拉伸性能分析

2.1 熱壓成形與冷沖壓成形件拉伸性能對比

由圖3(a)可以看出，冷沖壓成形U形件不同位置的抗拉強度相差不大，但側(cè)壁位置的屈服強度相比于法蘭和底部位置提高約40 MPa。這是由于冷沖壓成形過程中零部件在側(cè)壁位置發(fā)生塑性變形導致的。因此，冷沖壓成形零部件在進行碰撞分析時需要考慮部分區(qū)域塑性變形導致的性能不均的影響。由圖3(b)可以看出，熱壓成形U形件法蘭和底部位置的拉伸性能比較均勻，但側(cè)壁位置的屈服強度和抗拉強度相比于法蘭和底部位置均降低約100 MPa。這是由于在熱壓成形過程中側(cè)壁位置發(fā)生減薄，模具與板料之間間隙增大，板料冷卻不足導致的[9]。因此，熱壓成形零部件在進行碰撞分析時需要考慮部分位置因冷卻不足導致強度降低的影響。

圖3 冷沖壓成形和熱壓成形U形件不同位置的拉伸性能(應(yīng)變速率1 s-1)

2.2 熱壓成形件的高速拉伸性能

由圖4(a)和圖4(b)可以看出，隨著應(yīng)變速率的增加，U形件法蘭位置的屈服強度和抗拉強度增大，而斷后伸長率先下降再增大后又降低，未表現(xiàn)出明顯的規(guī)律性。

圖4 熱壓成形U形件法蘭位置在不同應(yīng)變速率下的拉伸性能

不考慮頸縮和斷裂過程，對試驗獲取的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線進行數(shù)據(jù)處理，獲得真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線，見圖5(a)；采用combined S-H模型(Swift和Hockett-Sherby模型)擬合延伸圖5(a)中的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線(95%置信度條件)，延伸至應(yīng)變?yōu)?處，結(jié)果見圖5(b)。combined S-H模型表達式為

圖5 試驗得到不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線及經(jīng)combined S-H模型擬合延伸后的曲線

σ=(1-α)[C(εpl+ε0)m]+

(1)

式中：σ為真應(yīng)力；α為組合因子；εpl為真塑性應(yīng)變；σsat為擬合曲線的屈服極限；σi為擬合曲線初始流變應(yīng)力；C，ε0，m，p為常數(shù)。

3 拉伸有限元建模及結(jié)果

3.1 模型建立及條件設(shè)置

根據(jù)實際幾何尺寸建立高速拉伸有限元模型，選擇殼單元(*SECTION_SHELL)進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格和邊界條件設(shè)置見圖6，通過控制不同“位移VS時間”實現(xiàn)不同應(yīng)變速率拉伸仿真。采用“*MAT24”號材料卡片(Cowper-Symonds本構(gòu)模型)，將圖5(a)中不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變輸入卡片中進行模擬，試驗材料的彈性模量為2.07×1011MPa，密度為7 830 kg·m-3，泊松比為0.28，屈服強度為1 147.2 MPa。

圖6 高速拉伸試樣有限元網(wǎng)格劃分和邊界條件

為簡化計算，對物理模型作如下假設(shè)：1)拉伸過程中試樣變形速率恒定，忽略實際拉伸過程中速率降低對拉伸性能的影響；2)彈性段變形可完美恢復，忽略彈性段標定過程對后續(xù)拉伸性能的影響；3)彈性模量為恒定值，忽略應(yīng)變速率對彈性模量的影響。

3.2 有限元模擬結(jié)果及驗證

采用建立的有限元模型計算應(yīng)變速率分別為1，500 s-1下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線，并與經(jīng)combined S-H模型延伸的試驗結(jié)果進行對比。由圖7(a)可以看出，有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果具有較好的一致性，應(yīng)變速率為1，500 s-1下真應(yīng)力的均方根誤差分別為19.98,39.48 MPa。由圖7(b)可見，在高速拉伸過程中拉伸試樣夾持端雖然大部分都處于彈性段(如位置A～F)，但不同位置的受力狀態(tài)不同，位置D，E，F(xiàn)處的等效應(yīng)力變化曲線重合。由此判斷，該拉伸試樣上應(yīng)變片粘貼位置距離試樣圓弧的距離至少應(yīng)大于14 mm，建議大于19 mm。

圖7 高速拉伸過程中真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線和夾持端應(yīng)力有限元分析結(jié)果

4 結(jié) 論

(1)CR1500HF鋼冷沖壓成形U形件不同位置抗拉強度相差不大，但側(cè)壁位置的屈服強度略高于法蘭和底部位置，冷沖壓成形件在進行碰撞分析時需考慮部分區(qū)域塑性變形導致的性能不均的影響；熱成形U形件側(cè)壁的屈服強度和抗拉強度低于法蘭和底部位置，在進行碰撞分析時需要考慮部分位置因冷卻不足強度降低的影響。

(2)隨著應(yīng)變速率的增加，熱壓成形U形件不同位置的屈服強度和抗拉強度均增大，即CR1500HF鋼具有一定的應(yīng)變速率強化效應(yīng)。

(3)由高速拉伸有限元模型模擬得到的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線與combined S-H材料本構(gòu)模型擬合延伸得到的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線吻合較好，應(yīng)變速率1，500 s-1的均方根誤差分別為19.98，39.48 MPa；有限元模擬得到高速拉伸過程中拉伸試樣夾持端大部分處于彈性變形階段，應(yīng)變片粘貼位置距試樣圓弧處距離應(yīng)大于19 mm。