考虑成形历史的双相钢薄壁结构轴向冲击试验与仿真研究

牛建辉，朱 平

(上海交通大学 机械与动力工程学院上海市数字化汽车车身工程重点实验室，上海 200240)

车身典型承载部件主要为金属薄壁管梁结构，在其塑性成形过程中，出现局部壁厚减薄/增厚、材料应变硬化、卸载残余应力和延性初始损伤等现象，将在一定程度上影响整体的结构性能，传统试验与仿真分析中往往忽略了这种成形历史因素的影响，不可避免地引入了设计误差[1－2]。随着全球范围内节能、减排趋势的迫切需要，先进高强钢材料在车身上的使用量正在不断增加，因其独特的力学属性，成形过程导致的材料强化和刚度弱化作用无法相互抵消，从而使板料成形历史对薄壁结构冲击变形行为的影响越发显著，引起了业内学者的广泛关注[3]。Abedrabbo 等[4]比较了三种液压胀形条件对DDQ、HSLA350、DP600和DP780材料薄壁管件轴向冲击行为的影响。Durrenberger等[5]研究了预应变过程对DP600和TRIP780帽型结构轴向冲击变形行为的影响。陈贵江等[6]以DP800帽型结构为研究对象，通过仿真方法分析了成形历史因素及应变率效应对构件冲击变形行为的影响。

尽管如此，实际成形过程变差因素对结构冲击变形行为影响的相关研究仍然极为有限，同时对成形－碰撞仿真过程中残余成形历史信息准确传递的研究也较为罕见。为进一步深入了解成形历史在冲击变形过程中的作用及相关过程精细仿真方法的可行性，本文针对一先进高强钢材料——双相钢DP590，考察了两种冲压成形条件对最终点焊连接闭口帽形结构轴向冲击行为的影响，并在相应仿真分析过程中，根据冲压成形特点，重点关注单元类型对板料成形模拟的适用性，及其对最终冲击仿真结果的影响，为提高碰撞仿真精度和改进模拟方法提供了有益参考。

1 成形－冲击试验

1.1 帽型部件成形

点焊连接闭口帽型结构是车身主要承载薄壁结构的简化形式，对其冲击变形行为的研究有重要的实际指导意义。实验所用板料厚度为1.37 mm，帽型部件采用两种成形工艺制备，分别为折弯成形和冲压成形(图1)，其中折弯部件作为对比用理想成形部件。冲压成形半截面示意图如图2所示，凸、凹模圆角半径分别为5.5 mm和3 mm，凸凹模间隙1.75 mm，拉延筋压头半径6 mm。冲压成形部件及切边后的部件截面比较分别如图3(a)、图3(b)所示。

图1 帽型部件成形Fig.1 Forming of hat channel

图2 冲压成形示意图Fig.2 Schematic diagram of stamping setup

图3 部件截面比较Fig.3 Comparison of component profiles after stamping(a)and trimming(b)

帽型结构冲压过程中受拉弯载荷作用，板料局部发生大塑性变形，厚度减薄，材料应变硬化。压边力大小是影响板料冲压质量的主要因素之一，图3(a)为冲压过程中不同压边力条件下成形部件形状比较，低压边力条件下(9 t)，帽型结构法兰回弹和侧壁弯曲严重;随着压边力增加，法兰部位回弹量降低，侧壁弯曲现象也有所改善，当压边力达到13 t时，侧壁弯曲现象基本消失。帽型结构折弯成形过程中仅受纯弯载荷作用，板料塑性变形主要产生于圆角部位，该部位厚度略有变化，不存在回弹和侧壁弯曲现象，因此可视为理想成形方式。图3(b)为切边后两冲压部件与折弯成形部件的对比，其中LBHF(Low Blank Holder Force)为9 t压边力冲压部件，HBHF(High Blank Holder Force)为13 t冲压部件。为考察实际成形过程控制参数波动对冲击变形结果的影响，后续冲击试验中将以此三构件作为研究对象，进行比较。

1.2 闭口帽型结构冲击试验

帽型结构由帽型部件与矩形平板通过均布电阻点焊连接而成。因焊后热收缩及卸载应力释放等因素影响，构件端面均出现一定翘曲，为保证后续冲击实验不受该扰动因素影响，所有焊后构件上下端面均经线切割工艺处理，使其保持为平面且相互平行，并与薄壁梁轴线方向垂直。图4为焊后构件相关几何尺寸。

图4 帽型结构尺寸Fig.4 Dimensions of top-hat structure.

图5 落锤式冲击试验Fig.5 Drop-weight test for top-hat structure

图5 为DHR－9401落锤冲击试验设置，落锤质量203.7 kg，试验选择冲击能量为7 kJ。帽型结构置于工作台刚性平板上，底边无约束以降低边界条件影响，为使锤头作用于管梁结构端部的冲击力平均分布，顶面覆盖一20 mm厚钢板。重锤下端布置压电式加速度传感器，测量重锤压缩试件过程中的瞬态加速度，并换算为力数据。采用非接触式激光－光栅瞬态位移测量系统获取位移－时间信息。每种试样重复三组测试。

1.3 试验结果

三种试样的典型变形模式如图6所示。折弯构件冲击变形过程中表现为规则的准非外张型渐进屈曲变形模式。冲压成形过程造成的板料局部厚度变化和材料加工硬化现象以初始扰动形式出现在构件的冲击过程中，因而导致结构呈现混合渐进－欧拉屈曲变形，即仅在帽形结构上部形成准非外张型皱褶，中部为整体欧拉屈曲变形模式，随着压边力增大，构件几何、材料非均匀性程度增加，结构变形模式进一步恶化，完全压溃失稳。

图6 帽形件冲击变形模式Fig.6 Collapse mode of top-hat structures

图7 冲击力－变形及能量－变形曲线Fig.7 Curves of force vs.displacement(a)and energy vs.displacement(b)

图7 为三种结构冲击力－变形及能量－变形曲线，折弯、冲压LBHF、冲压HBHF三种构件的最大冲击力分别为 228.52 kN、241.07 kN、232.45 kN(每种试样三次试验的最大误差小于5.2%)，变形吸收能量为6 426.94、5 524.27、5 097.13 J(试验误差小于2.7%)。试验数据表明，尽管冲压构件的冲击峰值力略高于折弯构件，但由于变形模式趋向不稳定，变形过程中吸收的能量远低于折弯构件，且由于拉弯载荷增加，冲压成形构件的几何和材料非均匀性发生明显变化，高压边力冲压构件的冲击峰值力和塑性变形能均低于低压边力冲压构件。

试验工作复杂，耗时长，花费巨大，因此工业界越来越多地采用简单易行的仿真方法进行相关结构分析与设计。仿真方法替代传统试验手段的前提条件是必须保证足够高的仿真精度，为此需从多角度关注仿真方法的可行性和可靠性。上述试验表明，板料成形工艺及条件严重影响结构的冲击性能，为保证冲击仿真结果的可靠性，应引入板料成形过程中的残余历史信息作为冲击仿真的初始条件，在此过程中，需根据成形工艺，考虑实际参数条件，尽可能反映成形细节，以获取准确的成形仿真结果。

2 成形－冲击仿真

2.1 单元类型及本构模型

2.1.1 三维壳单元

板料冲压成形仿真分析广泛采用基于Reissner-Mindlin板壳理论的平面应力壳单元，通常可以获得满意的计算结果。但在塑性成形过程中，当板料弯曲半径很小(如图2所示板料流经拉延筋及凹模圆角)以及板料上、下表面同时都与模具发生接触的时候，该区域已经不满足平面应力假设条件，板料厚向应力对成形仿真结果的影响不容忽视，因此冲压成形仿真中应采用能够反应三维应力状态的实体单元或新型壳单元。实体单元计算效率低下且易产生严重自锁现象，因此EI-Abbasi和Meguid[7]在传统壳单元理论基础上引入了壳厚方向纤维变形，提出了能够正确反映平板结构变形过程中三维应力状态的七参数壳单元概念。

七参数壳单元几何关系如图8所示，参考构型向当前构型转化后，单元内任一点位移矢量可以表示为中面参考点位移矢量v和厚向偏差矢量w之和:

图8 七参数壳元几何关系Fig.8 Kinematics of 7 － parameter shell

2.1.2 各向异性粘塑性本构模型

冲压成形和结构冲击均为大位移、大变形问题，区别在于冲压成形变形速率较低，通常视为准静态过程，同时需关注材料各向异性行为对成形结果的影响;碰撞冲击过程速率较高，必须要考虑材料的动态应变率硬化特性。为准确描述材料的静动态力学特性并统一成形与冲击仿真过程中的材料模型，本文采用了基于YLD2003各向异性屈服准则的收敛型粘塑性自定义本构模型，该模型表达式、参数识别方法及DP590材料模型拟合参数见文献[8]。

图9 帽型件冲压成形有限元模型Fig.9 Initial setting of tools and blank for the numerical stamping analysis of the hat-channel

YLD2003为平面应力屈服准则，表达式中不包含厚向应力分量，采用七参数单元计算时需要采用全三维本构，为此，自定义本构模型在植入软件(LS-DYNA)时将其扩充至广义三维状态，使其同时适用于平面应力壳元和三维壳元。金属材料塑性变形可视为静水应力无关，因此实际采用的扩充方法是在其面内主应力项中增加一静水应力，大小为σz，因此，广义屈服准则变为:屈服面梯度表示为:

2.2 帽型部件冲压成形仿真

帽型部件冲压成形有限元模型如图9所示，板料网格初始尺寸2 mm，单元厚向7个积分点，成形过程中采用两级自适应网格划分，材料模型为前述自定义本构(忽略应变率效应)，凸、凹模及压边圈设置为刚性材料。为比较单元类型对成形模拟精度的差异，板料单元分别采用传统平面应力单元——缩减积分Belystchko-Tsay壳元(5－p BT)和新型三维应力壳元——七参数壳元(7－p BT)。

图10为帽型件半截面厚度仿真结果与实验测量值之间的对比图。低压边力条件下(图10(a))，两种单元均可准确模拟冲压成形过程中的板厚变化，七参数壳元的模拟结果较BT壳元更为平滑;而高压边力条件下(图10(b))，BT壳元预测的板厚结果在侧壁部分比实测值高出9.2%，由于引入了厚向应力贡献，七参数壳元的模拟结果更接近实测值。由此可知，七参数壳元在成形仿真中能够保持稳定的求解精度，具有广泛的适用性。

2.3 帽型结构落锤冲击仿真

闭口帽型结构轴向冲击有限元模型如图11所示，帽型部件与腹板之间的连接焊点采用八实体组模型，覆盖钢板、工作台支撑钢板与帽型结构接触边界上建立空梁单元(Null beam)，并设定Automatic_general接触类型，以避免计算过程中的搜索错误，其余设置与传统冲击设置类同。板壳结构的冲击仿真过程中不必考虑厚向应力影响，因此薄壁构件采用传统BT壳元，厚向7点积分，单元尺寸2.5 mm，材料模型采用前述全形式的自定义本构模型。

图10 帽型件半截面厚度分布Fig.10 Thickness distribution on half hat-channel profile

图11 轴向冲击有限元模型Fig.11 FE model of axial crashing for top － hat structure

为考虑成形历史对结构冲击变形行为的影响，需要将冲压成形仿真结果作为初始条件“映射”至冲击仿真模型中(折弯成形构件无需考虑成形历史影响)。成形历史信息中对冲击仿真影响最大的因素是板料厚度和等效塑性应变分布，残余应力的作用可以忽略[9]，因此在冲击仿真模型中仅引入了冲压后板厚和等效塑性应变信息。低压边力成形仿真中，两种单元计算结果基本一致，因此仅映射七参数壳元模拟结果;高压边力成形仿真中，分别映射两种单元的成形模拟结果，以比较其对冲击变形行为的影响。图12为帽型结构映射后的板厚和等效塑性应变分布结果。

图12 冲压成形历史信息映射Fig.12 Mapping of stamping history with the result of(a):LBHF by 7－p BT shell，(b):HBHF by 5－p BT shell and(c):HBHF by 7－p BT shell

2.4 成形－冲击仿真结果

图13 为帽型结构轴向冲击仿真变形图。与实验结果(图6)相比，采用BT壳元及自定义本构的冲击模型可准确模拟折弯构件的冲击变形模式(图13(a));映射冲压成形历史信息后，低压边力冲压构件的动态冲击变形模式与实验结果相近(图13(b))，而高压边力冲压构件两种模型变形模式差异较大，BT壳元成形仿真结果局部厚度高于实验测值，使得冲击模型刚性增加，冲击变形末期难于出现实验中的大欧拉屈曲模式，相对而言，七参数壳元的成形仿真结果接近实验测值，映射其结果后，冲击模型的变形模式更接近真实情况。

图14为试验与上述仿真所得构件冲击变形能曲线比较。高压边力冲压构件的两种仿真模型中，虽然引入七参数壳元冲压结果后预测的变形能曲线更接近实验曲线，但仍略高于实验测值，这种偏差主要来源于强成形载荷造成的过度的几何和材料非均匀性使易失稳薄壁结构的屈曲变形模式更加敏感，且由于边界约束及加载条件的复杂性，令冲击仿真难于完整复现结构的真实变形模式。

图13 轴向冲击仿真变形模式Fig.13 Collapse mode of(a):bent specimen，(b):stamped specimen by LBHF(7－p BT)，(c):stamped specimen by HBHF(5－p BT)and(d):stamped specimen by HBHF(7－p BT)during axial crash simulation

图14 试验与仿真能量－变形曲线比较Fig.14 Comparison of energy vs.deformation curves for tests and simulations

仿真分析结果表明，引入冲压成形历史信息可以使冲击仿真结果更接近真实变形模式，准确的冲压仿真结果对冲击仿真至关重要。

3 结论

通过实验与仿真分析研究了成形历史对DP590点焊连接闭口帽型结构冲击变形行为的影响，冲压成形过程造成的局部板料厚度、力学属性变化等以扰动形式存在，使得帽型结构偏离理想的准非外张型渐进屈曲变形模式，而呈现出混合渐进－欧拉屈曲模式。同时实验表明，成形工艺条件波动，将导致薄壁结构冲击失稳模式发生重大改变，降低了构件的变形吸能能力，因而实际车身结构设计过程中必须对典型部件的实际成形条件加以注意。相应仿真分析结果表明，结构冲击仿真中引入成形模拟结果可有效提高仿真精度，但应确保成形模拟结果的准确性，传统平面应力壳单元在三维应力载荷形式下存在较大误差，为此宜推广使用高效、稳健的新型七参数三维壳单元。

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