超高强钢热冲压工艺数值模拟研究

2016-06-23孙大智薛克敏孙建辉李萍合肥工业大学材料科学与工程学院

锻造与冲压 2016年16期

文/孙大智，薛克敏，孙建辉，李萍·合肥工业大学材料科学与工程学院

超高强钢热冲压工艺数值模拟研究

文/孙大智，薛克敏，孙建辉，李萍·合肥工业大学材料科学与工程学院

采用Abaqus软件建立热冲压热力耦合模型，分析V形件热冲压成形及冷却淬火过程中板料的温度与应力应变分布，并研究关键工艺参数对板料冷却速度和回弹的影响。结果表明，热冲压板料温度分布的不均匀性在淬火冷却后显著降低，应力应变分布的不均匀性与温度分布及变形状态有关。

随着汽车领域正碰、侧碰、排放等强制法律法规的推出，要求汽车在保证安全、舒适等性能的同时减轻车重，减少排放污染，因此采用薄板、高强度的车身零件日益成为汽车制造业的主流趋势。研究表明，当钢板厚度分别减小0.05mm、0.10mm和0.15mm，车身分别减重6%、12%和18%，而车重减轻10%可节省燃油3%～7%。采用高强度钢板，可延长车厢使用寿命，降低整车自重并提高承载能力，降低车辆使用成本和维护成本，提高汽车性能和舒适性。利用传统冲压工艺来成形高强度/超高强度钢板，容易出现开裂、起皱、回弹、尺寸不易控制、成形抗力大等问题，影响车身后续的装配精度。

热冲压成形技术是解决高强度钢成形缺陷的最有效的新工艺，可以成形强度高达1500MPa的冲压件，且高温下成形几乎没有回弹，具有成形精度高、成形性能好等优点，因此引起业界的普遍关注并迅速成为汽车制造领域的热门技术。Naderi M等采用有限元法对22MnB5钢板进行热冲压模拟，研究不同工艺参数对成形的影响；A.Saeed Akbari等研究了热冲压板料初始温度、应变量和应变速率对马氏体转变温度以及马氏体含量的影响；崔俊佳等建立了热-流-力-相多物理耦合模型，采用Deform-3D/HT对超高强钢进行相变模拟，分析表明零件法兰处的马氏体含量最高，底部马氏体含量较少。

数值模拟技术广泛应用于各种汽车零部件的生产过程中，大大提高了汽车业的制造水平。热成形工艺参数对零件质量的影响存在诸多非线性时变和不确定因素，是成形过程工艺优化和质量控制的一大难点。本文采用ABAQUS有限元软件，对22MnB5超高强度钢板V形件的热冲压成形过程进行数值模拟，分析主要工艺参数对热冲压板料冷却速度及回弹的影响。

热力耦合模型的建立

热冲压材料为低碳硼合金钢22MnB5，材料厚度为2.0mm，材料定义采用弹塑性模型，且各向同性，其密度为7830kg/m3。由于热冲压的模拟过程是热力耦合分析，温度对材料的流动应力及变形抗力影响很大，22MnB5不同温度下的应力-应变曲线如图1所示。从图中可以看出，随着温度的增加，材料的屈服应力逐渐降低，成形性能逐渐增强。

图1 22MnB5不同温度下的应力-应变曲线

V形件热冲压热力耦合有限元模型如图2所示。模具及坯料网格选用4节点热耦合平面应变单元类型（CPE4RT），视模具为不发生塑性变形的刚性体。有限元分析步骤为：⑴热成形过程，凹模保持不动，凸模以一定的速度向下运动，压料板对板料施加一定的压边力；⑵模内冷却淬火过程，模具冷却系统开启，凸模、凹模和压料板维持保压状态，已成形的零件在模腔中迅速冷却，完成淬火过程。设置模具和压料板的初始温度场为20℃，冲压速度0.02m/s，保压14s，板料与空气间的热交换系数为160W/ (m2·K）。

图2 热力耦合有限元模型

热成形阶段，板料与模具的热交换系数为1200W/(m2·K）。冷却淬火阶段，以通冷却水方式进行冷却，采用流体动力学基本公式计算其热交换系数，应用第三类边界条件，将不同水流速度下的冷却水与模具的热交换系数加载到冷却水道内壁等效为通水。采用Sleicher和Rouse模型可计算出不同水流速度下的热交换系数。

热冲压模拟结果分析

温度场分析

图3 超强钢热冲压过程温度分布

图3为板料初始温度900℃、单位压边力2.0MPa，在冷却水与模具的热交换系数不变的条件下，热冲压过程中板料的温度场分布。从图3(a）、(b）可以看出，板料在成形阶段温度分布表现出不均匀性，侧壁部位的温度最高，法兰部位的温度最低，最大温差达434℃。由于法兰部位是最先产生直接接触传热的区域，且为双面金属传热；而板料侧壁部位与模具接触时间最短，在成形初期，热量只能通过辐射、对流和热扩散的方式散失，且随着冲压过程的进行，板料受到拉伸作用，塑性变形产生的热量也促使板料成形区的温度高于法兰区域。由图3(c）、(d）可知，冷却淬火后，板料的温度分布不均匀性显著降低，最高温度约86℃，分布在法兰区域；最低温度为56℃，分布在板料的侧壁部位，最大温差降至30℃。由于侧壁区域在冷却过程中与模具接触紧密，热传递较充分；而法兰区域受到压料板压边力的作用，与模具和压料板之间存在间隙，热量传递不充分。因此，侧壁区域的冷却效果比法兰区好，温度更低。

等效应力应变分析

图4所示为板料热冲压过程中的等效应力应变分布。由图4(a）、(b）可知，凸、凹模圆角附近板料应力值较大，淬火冷却后最大等效应力分布在板料底部圆角处，约为679.4MPa。侧壁部位处于拉伸变形状态，应力相对较大，且应力分布具有中间小、两边大的特点。板料应力分布的不均匀性和冷却淬火阶段应力的增大与温度分布的不均匀性有关，冷却速度的不一致也将产生收缩或者拉伸应力。分析图4(c）、(d）可知，应变较大的区域主要分布在凸、凹模圆角区域，而板料侧壁的法兰部位变形较小；随着坯料进一步成形，由于侧壁所受拉应力作用增强，侧壁的应变逐渐增大；淬火冷却后板料等效应变几乎无变化，板料仅因冷却速率不同而产生微小变形。分析结果显示，热成形时温度、应力和应变分布规律表现出相似性。

回弹分析

图4 热冲压过程应力应变分布

对于V形件的冲压成形，回弹是较显著的缺陷。虽然在热成形工艺中材料的流变应力较小，弹性变形范围较窄，但成形和保压淬火后工件内部存在的残余应力会使工件在开模后发生自由回弹，从而对零件最终形状产生一定影响。回弹量的大小可用回弹前后弯曲角度的变化量来表征，如图5(a）所示，即Δθ1=θ1－90°，Δθ2=θ2－135°。热冲压板料温度分布的不均匀性引起应力分布的不均匀性，这是残余应力的主要来源。残余应力会在热冲压成形之后释放出来，从而引起零件发生回弹，影响零件最终的形状，图5(b）所示为板料成形后的回弹现象。冷却结束时，由于残余应力的释放，坯料产生了回弹，上圆角处产生负回弹，Δθ2为-1.5033°；底部圆角处产生正回弹，Δθ1为2.2544°。

工艺参数对热冲压成形的影响

板料初始温度的影响

板料在淬火过程中的冷却速率大小将决定板料能否发生马氏体相变，这也直接决定了热冲压零件的质量。超高强钢22MnB5发生马氏体相变需满足：炉内加热后板料已充分奥氏体化；成形及冷却淬火过程中板料处于马氏体相变温度区间，超高强钢22MnB5的马氏体相变温度区间为280℃(Mf）～425℃(Ms）；在马氏体相变区间的冷却速率应大于27℃/s。

图5 板料热冲压回弹情况

图6 热冲压过程中板料不同区域平均温度变化曲线

图6所示为单位压边力2.0MPa，热交换系数3000W/(m2·K）及坯料初始温度分别设置为600℃和900℃时，热冲压过程中板料平均温度的变化曲线，其中S1为成形阶段，S2为冷却淬火阶段。从图6(a）中可看出，在成形阶段，法兰部位温度已降至马氏体相变温度区间，且冷却速率大于临界冷却速率。但能否发生马氏体相变仍需考虑板料在600℃的初始温度下能否发生奥氏体转变。从图6(b）中可以看出，在成形阶段，板料各区域的平均温度没有下降到马氏体相变温度区间，板料未发生马氏体相变；在冷却淬火阶段，板料法兰、侧壁与底部区域的温度下降到马氏体相变区间，且冷却速率均大于临界冷却速率，因此满足马氏体转变条件。分析可知，板料的初始温度在600℃及900℃时，在马氏体相变温度区间内，板料各区域的冷却速率均大于临界冷却速率的条件，满足马氏体相变条件，发生马氏体的先后顺序为：法兰、底部、侧壁。

图7 不同板料初始温度下板料回弹量

图7所示为板料初始温度分别为600℃、700℃、800℃和900℃时，凸、凹模圆角处板料回弹情况。从图示可知，回弹角Δθ1和Δθ2均随坯料初始温度的增大而减小，并且在相同条件下回弹角Δθ1明显大于回弹角Δθ2。高温时材料的流变阻力较小，变形抗力较小，塑性变形好，回弹较小。

热交换系数的影响

图8所示为板料初始温度为900℃，单位压边力2.0MPa及热交换系数分别为1000W/(m2·K）和5000W/(m2·K）时，板料法兰、侧壁及底部区域的温度变化曲线。当热交换系数为1000W/(m2·K），板料侧壁和底部区域的温度下降基本一致，且侧壁区域由于成形后的温度最高，温度下降趋势更明显。板料三个区域在马氏体相变温度区间的冷却速率均大于临界冷却速率，因此板料均可发生完全马氏体相变。当热交换系数较大时，板料各个区域的冷却速率均满足马氏体相变要求，且冷却速率比热交换系数较小时要稍高。结果表明随着水流速度的增大，板料冷却速率增大不明显。

图8 热冲压过程中板料不同区域平均温度变化曲线

图9所示为热交换系数分别为1000W /(m2·K）、2000W/(m2·K）、3000W/(m2·K）、4000W/(m2·K）和5000W/(m2·K）时，凸、凹模圆角处板料回弹情况。由图可得，随着热交换系数的增大，板料淬火后回弹量增大，回弹角Δθ1和Δθ2均随热交换系数增大而增大。通过控制水流速度，可以减小热交换系数，从而降低板料的回弹量，但当热交换系数过低时，冷却速度较慢，不利于材料的马氏体转变。