B550CL高强钢轮辐反拉深-翻边复合成形损伤开裂研究

姜志远，刘郁丽，杨 合，龙婵娟，万兰凤，薛 峰

(1.西北工业大学材料学院，西安 710072;2.上海梅山钢铁有限公司 技术中心，南京 210000;3.上海宝钢车轮有限公司，上海 200941)

轮辐作为车轮的重要组成部件，其结构、材料和制造质量不仅直接关系到汽车的制动性和平稳性等安全性能，而且对汽车减轻自重、降低油耗以实现节约能源有重要影响.高强钢用于汽车轮辐的生产，可有效降低汽车的整体质量，提高汽车的操控性能，在降低成本、减少油耗和提高安全性方面有明显优势［1］.轮辐的冲压成形由多步工序组成，主要包括:落料、拉深、冲孔、反拉深、翻边、切边、整形等［2］.实际生产过程中，常采用反拉深-翻边复合工序以提高生产效率和简化模具.由于高强钢强度高、反拉深模具形状复杂以及翻边变形量较大，使得翻边过程中中心孔附近材料容易出现开裂.因此，研究反拉深-翻边复合工序中的高强钢轮辐损伤开裂具有重要意义.

针对轮辐冲压成形及相关领域，国内外学者进行了大量研究，并取得了一定的研究成果.ABE等［3］利用刚塑性有限元模型，对低碳钢轮辐冲压过程进行模拟，并对成形后的壁厚分布进行了优化.TAN等［4］提出了两工步冲压的方法来优化壁厚分布，并研究了模具工艺参数对局部增厚量的影响规律.高蔚然等［5］采用Auto-Form软件平台，建立了DP600高强钢轮辐拉深、反拉深等成形工序的有限元模型，获得了不同工序的壁厚变化情况和回弹分布规律.MORI等［6］采用试验结合模拟的方法研究低碳钢轮辐成形过程，分析了不同成形条件对成形过程中挤痕的影响并提出了防止挤痕出现的措施.纪莲清等［7］采用 ADINA 软件对4J×12型12A1钢制轮辐中心孔翻边过程进行仿真研究，获得了其等效应力应变分布规律;邱晓刚等［8-9］采用DYNAFORM软件研究了微型车轮SAPH440钢制轮辐翻边成形件的应力应变状态，并研究了材料参数对翻边成形的影响.FRACZ等［10］采用数值模拟结合试验，对比研究了不同冲头形状薄钢板翻边成形的壁厚分布情况.张立玲等［11］采用全量理论，对平面板料圆孔翻边过程进行了理论研究，并推导了应力应变解析式.

上述文献从不同方面进行了轮辐成形的试验、理论及模拟研究，但针对高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序的损伤开裂问题研究较少.为了解决新材料B550CL用于反拉深-翻边时的损伤开裂问题，本文根据实际生产情况，采用ABAQUS/Explicit软件平台，建立了轮辐反拉深-翻边复合工序成形过程三维弹塑性有限元模型，并将耦合了韧性断裂准则的子程序通过vumat接口嵌入有限元软件，应用所建立的模型，研究获得了轮辐成形过程的应力应变、壁厚与损伤分布规律.

1 B550CL高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序有限元模型的建立

1.1 高强钢B550CL材料模型

本文所使用的高强钢材料为梅钢新研发的材料B550CL，其力学性能尚不明确，因此，首先对该材料进行单向拉伸试验，获得了其基本力学性能参数，如表1所示.

表1 高强钢B550CL力学性能参数

根据单向拉伸试验结果，得到高强钢B550CL的弹性段和塑性段的本构方程为

为了更好地描述高强钢轮辐翻边开裂这一缺陷，需要选择合适的韧性断裂准则，文献［12-15］介绍了不同类型断裂准则在金属成形领域的应用.本文采用C-L韧性断裂准则，并将耦合了韧性断裂准则的子程序通过 Vumat接口嵌入Abaqus有限元软件，在后处理模块中便可以得到材料的损伤值、应力三轴度等相关结果.式(2)为C-L准则的表达式.

1.2 轮辐反拉深-翻边复合工序有限元模型建立

以宝钢车轮有限公司某型号轮辐成形过程为例，其反拉深-翻边前的截面形状尺寸如图1(a)所示，板料厚度为4.6 mm;最终成形件截面形状尺寸如图1(b)所示.根据图1(a)建立反拉深-翻边前轮辐的几何模型，采用实体单元建模并用C3D8R单元进行网格划分.根据实际生产中的模具形状尺寸，将其适当简化，建立高强钢B550CL用于某型号轮辐反拉深-翻边复合工序的模具几何模型，采用壳单元建模并用R3D4单元划分网格.为了避免翻边孔开裂，实际生产中将中心孔翻边冲头设计成如图2所示形状，即:反拉深-翻边复合工序的翻边成形是一个多次复合翻边的过程;初次翻边的凸模是柱状凸模1，二次翻边的凸模为锥状凸模2，最后在抛物线凸模3的作用下成形出最终形状，完成翻边过程.

图1 高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序前后外形尺寸

图2 中心孔翻边冲头

将模具和板料进行装配，得到高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序有限元模型，如图3所示.为了保证模型的稳定性，采用较低的加载速度，模拟时上模芯的加载速度设为v=17 mm/s;模具与板料间摩擦采用库伦摩擦模型，摩擦系数μ=0.15;下模芯活动套的压边力根据实际生产条件，设为5 MPa.通过对图3中高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序模型的分析可以发现，翻边和反拉深成形在整个变形过程中同时进行、相互影响，且翻边成形贯穿于整个变形过程，这使得复合工序的变形十分复杂.

图3 高强钢轮辐反拉深-翻边复合工序三维有限元模型

1.3 有限元模型的可靠性验证

为了验证所建模型的可靠性，采用上述模拟条件，试制了轮辐反拉深-翻边复合成形件.将图1(b)中的3个特征尺寸(翻边高度H、轮辐高度L、轮辐外径D)的模拟结果与试验结果进行对比，结果如表2所示.从表2可以看出，轮辐模拟结果与试验结果相差很小，且均符合成形工艺要求.因此，本文建立的模型是可靠的，可以进行相关的模拟研究.

表2 高强钢轮辐复合工序模拟与试验结果对比

2 计算结果与分析

2.1 成形过程应力分布规律

由于轮辐为回转体零件，其应力应变分布沿周向变化不大，基本沿径向呈带状分布，如图4所示.因此，选取图4所示的轮辐截面的一半研究反拉深-翻边复合工序中材料在厚向和径向的变形规律.

图4 轮辐截面示意图

应力三轴度对材料的损伤和断裂起重要作用，金属板料在外力作用下产生塑性变形，其内部的空穴在拉应力的作用下增大、扩大，直至一定数量的空穴聚集在一起形成裂纹.应力三轴度为正值时，材料处于拉应力状态，有利于材料内部空穴长大，材料易发生断裂.图5是成形后轮辐截面应力三轴度分布图，图中给出轮辐不同成形区域示意图.由图5可以看出，翻边成形区域大部分处于拉应力状态，因此，当应力集中时容易产生开裂等缺陷.

图5 应力三轴度分布与变形区示意图

图6是成形后轮辐截面等效应力分布图，可以看到，中心孔翻边区域的应力集中明显，而这一区域处于拉应力状态区，因此，很容易产生裂纹.等效应力的最大值位于翻边孔口处.

图6 等效应力分布

根据文献［16］，翻边成形时孔口区的周向应力为最大主应力，使这一方向变形最为剧烈.图7是成形后轮辐截面周向应力分布图.从图7可以看出，材料在翻边孔口区附近均受到较大的拉应力，使得这一区域材料沿周向的流动比较剧烈，加速了裂纹的产生.周向应力的最大值出现在翻边孔口处.

图7 周向应力分布

图8为反拉深-翻边复合工序孔口区材料的等效应力和周向应力变化趋势图.从图8可以看到，等效应力和周向应力在整个成形过程中相差不大，即翻边成形的最大主应力为周向应力;在成形的初期，柱状凸模和板料作用，使得中心孔发生变形，应力急剧上升，这一阶段主要发生切向变形，因此，等效应力几乎与周向应力一致;随着变形过程的进行，厚向应力和径向应力增大，导致等效应力和周向应力产生了差别;而随后锥状凸模和抛物线凸模作用时，材料应力变化相对平缓.

图8 复合工序成形过程应力变化

2.2 成形过程应变分布规律

图9为成形后轮辐截面等效应变分布图，可以看到，材料在翻边成形区域的变形程度比其他区域更大.说明这部分材料的流动较为剧烈，较大的变形容易引起材料转移时局部发生材料增厚或减薄等缺陷.最大等效应变出现于翻边孔口区.

图9 等效应变分布

材料的周向应变反应了这一方向的变形程度，当材料的周向应变过大时，容易发生沿周向的开裂.图10为成形后轮辐截面周向应变的分布图，可以看到，相对于其他区域，翻边区材料在周向上发生了更为明显的伸长变形，较大的伸长变形容易引起材料在厚度方向的过度减薄，从而引起材料的开裂.最大周向应变出现于孔口区.

图10 周向应变分布

图11为反拉深-翻边复合工序孔口区材料的等效应变和周向应变变化趋势图.从图11可以看出，在柱状凸模作用初期材料的变形较为剧烈，使得等效应变和周向应变急剧上升;当柱状凸模完全进入中心孔，材料便不再发生明显的变形，使得1～3 s这一时间段几乎没有进一步的变形发生;随着锥状凸模进入中心孔，二次翻边成形开始，材料继续发生变形，等效应变和周向应变持续增加，但此阶段的变形相比柱状凸模作用时更为平稳;最后，在抛物线凸模的作用下，完成翻边成形，此阶段材料变形量不大，变形也最为平稳.图11中等效应变和周向应变在整个成形过程中相差不大，说明材料的周向应变是翻边成形时的最大主应变，翻边变形区域附近主要发生材料的周向流动.

图11 复合工序成形过程应变变化

2.3 成形过程损伤分布规律

将耦合韧性断裂准则的子程序通过Vumat接口嵌入ABAQUS中，在软件后处理模块中便可以得到反拉深-翻边复合工序成形件的损伤值分布.图12为成形后轮辐截面损伤值分布图，可以看到，相对于整个成形件，轮辐在翻边变形区损伤值较大.最大损伤值出现于翻边孔口区及附近区域，其值为2.85.按照子程序的定义，损伤值超过2时材料发生开裂，说明实际情况下这一区域可能出现裂纹.结合前面的应力应变分析及模具形状特点，发现翻边变形区在整个成形过程中，始终承受拉应力而产生了较大的伸长变形;同时，成形末期，由于轮辐上的凹槽结构对材料流动有较强的限制作用，使得翻边变形区的材料得不到来自其他区域材料的补充，而这一区域材料流动又十分剧烈，因此，容易产生材料的开裂.

图12 损伤值分布

2.4 成形过程壁厚分布规律

图13为成形后轮辐截面从翻边区到轮辐外缘的壁厚分布规律.从图13可以看出，轮辐成形件在大部分区域发生了材料的减薄，但在翻边成形区的减薄更为明显;壁厚最小值是位于孔口区的3.16 mm，减薄率为31%.说明这一区域在翻边成形时减薄严重，可能会因为过度减薄而影响轮辐的使用，或导致零件的报废.

图13 壁厚分布

3 结论

1)基于ABAQUS/Explicit平台，建立了B550CL高强钢用于轮辐成形时反拉深-翻边复合工序三维有限元模型，并通过试制轮辐验证其可靠性.

2)采用所建模型，模拟获得了B550CL高强钢轮辐复合成形过程中材料的应力应变分布变化规律，发现翻边成形的孔口区是变形时应力最为集中、变形量最大的区域，使得这一区域容易发生开裂.

3)采用所建模型，模拟获得了B550CL高强钢轮辐复合成形过程中材料的损伤和壁厚分布规律，发现翻边成形的孔口区的损伤值过大，实际成形过程可能出现开裂;同时这一区域也存在壁厚过度减薄的现象，有可能影响轮辐的正常使用甚至导致零件报废.

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