薛克敏 孫大智 李 萍 鞏子天縱合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥，230009

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22MnB5超高強鋼熱沖壓成形工藝及試驗

薛克敏 孫大智 李 萍 鞏子天縱
合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，合肥，230009

考慮材料的熱物理性能參數(shù)、力學(xué)性能與溫度的關(guān)系，利用ABAQUS軟件建立了22MnB5超高強鋼熱沖壓過程的熱力耦合有限元模型，選用合適的熱沖壓工藝參數(shù)進(jìn)行數(shù)值分析，得到了坯料熱沖壓成形的應(yīng)力應(yīng)變分布，并以板料初始溫度為變量，研究不同初始溫度對零件厚度分布、回彈及冷卻速率的影響。進(jìn)行了板料初始溫度為900 ℃的22MnB5超高強鋼熱沖壓試驗，零件厚度分布及回彈量與模擬結(jié)果基本吻合，各區(qū)域淬火組織均為板條狀馬氏體，由于零件底部的淬火冷卻速率較大，馬氏體組織更加均勻細(xì)小。

22MnB5超高強鋼；數(shù)值模擬；回彈；馬氏體轉(zhuǎn)變

0 引言

汽車輕量化與節(jié)能減排有著密切關(guān)系。隨著汽車領(lǐng)域有關(guān)正碰、側(cè)碰、排放等強制法律法規(guī)的相繼完善，解決汽車輕量化與安全性之間的矛盾顯得尤為關(guān)鍵[1]。高強度和超高強度鋼板以其輕質(zhì)、高強度及高抗碰撞性能等特點[2]，在汽車行業(yè)中越來越受到關(guān)注，已成為滿足汽車減重以及提高碰撞性能和安全性能的重要途徑。研究表明，當(dāng)鋼板厚度分別減小0.05 mm、0.10 mm和0.15 mm時，車身分別減重6%、12%和18%[3-4]。通過車身零件減薄和高強的合理匹配，不僅可以有效減輕車身重量，降低油耗，而且可以提高車型的安全性和舒適性[5]。

強度高達(dá)1500 MPa的超高強度鋼的塑性較差，在常溫下成形困難，超高強鋼冷沖壓過程往往存在開裂、回彈、尺寸不易控制、成形抗力大等問題[6-7]。熱沖壓是獲得超高強沖壓件的有效途徑，高溫下成形幾乎沒有回彈，具有成形精度高、成形性能好等優(yōu)點[8]，因此引起業(yè)界的普遍關(guān)注并迅速成為汽車制造領(lǐng)域的熱門技術(shù)。?KERSTR?M P等[9]采用試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對板料熱沖壓過程中的變形和受力情況進(jìn)行預(yù)測，建立了一種熱沖壓仿真的方法。TURETTA等[10]研究了22MnB5高強度鋼板微觀馬氏體組織轉(zhuǎn)變的臨界溫度及其在不同工藝條件下的應(yīng)力狀態(tài)，表明溫度是影響流動應(yīng)力的主要因素。國內(nèi)針對22MnB5本構(gòu)模型、熱沖壓組織性能及其數(shù)值模擬分別展開了相關(guān)研究[8, 11-12]，但借助數(shù)值模擬技術(shù)對熱沖壓成形質(zhì)量和組織進(jìn)行預(yù)測并通過物理試驗進(jìn)行驗證的研究相對較少。

熱成形工藝參數(shù)對超高強鋼沖壓件質(zhì)量的影響存在諸多非線性時變和不確定因素，是成形質(zhì)量控制的一大難點。本文采用ABAQUS有限元軟件，對22MnB5超高強鋼U形件的熱沖壓過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析熱沖壓成形及淬火階段的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，研究不同板料初始溫度對板料減薄、回彈及馬氏體轉(zhuǎn)變的影響，并通過物理試驗對模擬結(jié)果進(jìn)行驗證。

1 有限元模擬

1.1 熱力耦合模型建立

熱沖壓熱力耦合有限元模型如圖1所示。坯料為變形體，模具及坯料網(wǎng)格選用4節(jié)點熱耦合平面應(yīng)變單元類型(CPE4RT)，假設(shè)模具為不發(fā)生塑性變形的剛性體。設(shè)置模具初始溫度為20 ℃，沖壓速度為20 mm/s，保壓12 s，壓邊力為2.0 MPa。有限元分析步驟如下：①熱成形過程中，凹模保持不動，壓料板對板料施加壓邊力，凸模以一定的速度向下運動；②模具內(nèi)冷卻淬火過程中，模具冷卻系統(tǒng)開啟，凸模、凹模和壓料板維持保壓狀態(tài)，已成形的零件在模腔中迅速冷卻，完成淬火過程。

圖1 熱力耦合有限元模型Fig.1 Thermo-mechanical coupled finite element model

1.2 材料模型定義

熱沖壓材料為低碳硼合金鋼22MnB5，板料厚度為2.0 mm，密度為7830 kg/m3，材料定義采用彈塑性模型，且各向同性。為提高模擬精度，采用Gleeble-3500熱模擬機對22MnB5超高強鋼進(jìn)行熱拉伸試驗，部分材料高溫力學(xué)性能如圖2、圖3所示。

圖2 22MnB5材料高溫流動應(yīng)力Fig.2 High temperature flow stress of 22MnB5

圖3 22MnB5高溫力學(xué)性能參數(shù)Fig.3 High temperature thermal properties of 22MnB5

1.3 接觸模型定義

熱沖壓過程中，分析所涉及的機械接觸時選擇庫侖摩擦類型，摩擦力對成形件質(zhì)量的影響很大，與壓力及接觸面的溫度有關(guān)[13]。設(shè)置板料與空氣之間的對流傳熱系數(shù)為160 W/(m2·K)。在考慮接觸間隙的情況下，板料與模具之間的傳熱系數(shù)[14]選取1200 W/(m2·K)；在冷卻淬火階段，在模具中通冷卻水，采用Sleicher模型[15]計算出水流速度為0.5 m/s時，對流傳熱系數(shù)為2500 W/(m2·K)，并通過第三類邊界條件施加到冷卻水道內(nèi)壁，等效為通冷卻水。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 熱沖壓變形場分析

如圖4所示，進(jìn)行如下定義：A區(qū)為法蘭區(qū)，B區(qū)為凹模圓角區(qū)，C區(qū)為直壁區(qū)，D區(qū)為凸模圓角區(qū)，E區(qū)為底部區(qū)。結(jié)合熱沖壓變形區(qū)金屬應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)(圖5)，熱沖壓板料等效應(yīng)力等效應(yīng)變分布如圖6所示。

圖4 成形后板料區(qū)域定義Fig.4 Definition of blank areas after hot stamping

圖5 超高強鋼熱沖壓受力情況Fig.5 Stress condition of ultra-high strength steel during hot stamping

熱沖壓成形后，凸模圓角區(qū)變形量小，加工硬化程度低，材料受到較大的拉應(yīng)力及厚度方向的壓應(yīng)力作用，為易發(fā)生破裂的“危險區(qū)域”；直壁區(qū)作為主要傳力區(qū)，受到徑向拉應(yīng)力及厚度方向壓應(yīng)變的作用，且由于壓邊力和凸模的摩擦力作用，法蘭及底部區(qū)域的金屬在熱沖壓過程中難以及時補料，靠近凸模圓角的直壁區(qū)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，該區(qū)域應(yīng)變量較大，易出現(xiàn)減薄現(xiàn)象。

(a)應(yīng)力(熱成形終了) (b)應(yīng)力(淬火冷卻終了)

(c)應(yīng)變(熱成形終了)(d)應(yīng)變(淬火冷卻終了)圖6 熱沖壓板料等效應(yīng)力應(yīng)變分布Fig.6 Equivalent stress-strain distribution of blank during hot stamping

板料凹模圓角處由于受到切向拉應(yīng)力、徑向壓應(yīng)力及彎曲而產(chǎn)生壓應(yīng)力的共同作用，導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生一定程度的減薄。淬火冷卻后在直壁區(qū)形成較大的殘余應(yīng)力，且圓角區(qū)應(yīng)力明顯高于法蘭和底部區(qū)，導(dǎo)致零件凸模圓角及凹模圓角區(qū)易發(fā)生回彈現(xiàn)象。

2.2 板料初始溫度對厚度分布的影響

不同初始溫度下淬火冷卻后板料厚度分布如圖7所示。從圖7中可知，通過熱沖壓成形后板料的法蘭、凹模圓角以及底部區(qū)域的變薄程度較小，厚度減薄主要發(fā)生在零件的直壁區(qū)與凸模圓角區(qū)域，且凸模圓角區(qū)的厚度最小，該結(jié)果與變形場分析結(jié)果一致。且隨板料初始溫度的升高，法蘭、凸模圓角減薄情況加劇，凹模圓角區(qū)的板料厚度未發(fā)生明顯變化。

圖7 不同初始溫度下板料的厚度分布Fig.7 Thickness distribution of blank under different pre-heating temperatures

圖8所示為不同初始溫度下板料的最大減薄率情況，板料的整體厚度隨著板料初始溫度的升高而減小，這是由于隨著板料材料溫度的升高，原子動能增大，滑移系增多，材料的流動應(yīng)力變小，相對材料的變形抗力減小，更容易產(chǎn)生材料金屬轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致零件整體減薄程度增大。

圖8 不同初始溫度下板料的最大減薄率Fig.8 Maximum thinning rate of blank under different pre-heating temperatures

2.3 板料初始溫度對回彈量的影響

回彈是超高強鋼熱沖壓的主要缺陷之一，22MnB5超高強鋼高溫變形流變應(yīng)力較小，彈性變形范圍較窄，但淬火冷卻后殘余應(yīng)力會使零件在開模后發(fā)生自由回彈，從而對零件最終形狀產(chǎn)生一定影響。U形件回彈量的大小可用回彈前后凸模圓角α1及凹模圓角處彎曲角度的變化量來表征，如圖9所示，即Δα1=α1-90°，Δα2=α2-90°。

圖9 U形件回彈角定義Fig.9 Definition of springback angle in U-shaped part

圖10 不同板料初始溫度下板料回彈量Fig.10 Springback values of blank under different pre-heating temperatures

通過選取節(jié)點坐標(biāo)，獲得不同板料初始溫度下的回彈變形量如圖10所示。板料初始溫度θ0為600 ℃時，板料的回彈量Δα1和Δα2分別為2°和-3.8°，而板料初始溫度為1000 ℃時，板料的回彈量Δα1和Δα2分別為0.2°和-0.8°，板料初始溫度的升高，減小了淬火后板料的回彈量。以0°作為基準(zhǔn)線，發(fā)現(xiàn)板料回彈量Δα1和Δα2呈不對稱分布，凸模圓角回彈量Δα1較凹模圓角回彈量Δα2更小。分析認(rèn)為這與板料圓角處的成形溫度有關(guān)，板料的凹模圓角處成形較凸模圓角處成形要靠后，且凹模圓角處受壓邊圈冷卻作用，該區(qū)域成形溫度明顯降低，淬火冷卻后殘余應(yīng)力增大，導(dǎo)致板料后成形的凹模圓角回彈量Δα2大于凸模圓角的回彈量Δα1。

2.4 板料初始溫度對冷卻效果的影響

熱沖壓成形后，22MnB5超高強鋼組織中馬氏體的含量及分布直接決定了熱沖壓零件的質(zhì)量。22MnB5超高強鋼發(fā)生馬氏體相變需滿足如下條件[10, 16]：爐內(nèi)加熱后應(yīng)保證板料充分奧氏體化；熱沖壓成形及冷卻淬火過程中板料應(yīng)處于馬氏體相變溫度區(qū)間，其馬氏體相變溫度區(qū)間為280 ℃(Mf)～425 ℃(Ms)(Ms為冷卻過程中馬氏體轉(zhuǎn)變開始溫度，Mf為馬氏體轉(zhuǎn)變終了溫度)；在馬氏體相變區(qū)間的冷卻速率應(yīng)大于30 ℃/s。

圖11所示為不同板料初始溫度下板料平均溫度隨時間的變化曲線，圖中，S1為成形階段，S2為冷卻淬火階段，R為冷卻速率，R1、R2、R3、R4分別表示各曲線與Ms、Mf線交點的冷卻速率。由圖11可知，板料的初始溫度越高，板料的冷卻速率越大。板料平均溫度在0～4 s內(nèi)迅速降低，冷卻速度近似不變，然后趨于平穩(wěn)，零件最終溫度在100 ℃左右。且在馬氏體相變溫度區(qū)間(Ms～Mf)內(nèi)，板料最小冷卻速率為72 ℃/s，遠(yuǎn)大于臨界冷卻速率30 ℃/s，這說明板料的冷卻速率滿足馬氏體轉(zhuǎn)變條件，已奧氏體化的材料將發(fā)生馬氏體相變。

圖11 不同初始溫溫度下板料平均溫度隨時間變化Fig.11 Average temperature variation with time of blank under different pre-heating temperatures

研究表明[17]，22MnB5超高強鋼的奧氏體化最佳溫度區(qū)間為880～910 ℃。板料初始溫度過低，奧氏體化不充分，板料初始溫度過高，易引起組織粗大，兩種情況均不利于觀察組織分布特點。初始溫度為900 ℃時U形件法蘭、直壁及底部溫度隨時間變化如圖12所示。成形階段，零件各區(qū)域平均溫度均高于馬氏體相變溫度區(qū)間的平均溫度，板料沒有發(fā)生馬氏體相變。在冷卻淬火階段，板料法蘭、直壁與底部區(qū)域的溫度下降到馬氏體相變區(qū)間，冷卻速率均大于臨界冷卻速率，發(fā)生馬氏體相變的順序為：法蘭→直壁→底部；且在馬氏體相變區(qū)間內(nèi)，各區(qū)域冷卻速率大小的順序為：底部→法蘭→直壁。

3 熱沖壓試驗

為了驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，對22MnB5超高強鋼進(jìn)行熱沖壓試驗，試驗工藝參數(shù)如表1所示。模具初始溫度為20 ℃，試驗?zāi)＞哌x用H13鋼，材料選用22MnB5超高強硼鋼板，坯料尺寸為150 mm×60 mm，板料的厚度為2 mm，試驗過程選用高溫潤滑劑以減小摩擦的影響，成形零件如圖13所示。

表1 熱沖壓試驗工藝參數(shù)

圖13 22MnB5超高強鋼熱沖壓零件Fig.13 22MnB5 ultra high strength steel hot stamping parts

經(jīng)測量，成形零件凸模圓角回彈量為0.3°，凹模圓角回彈量為-1.1°；零件相應(yīng)位置的厚度分布曲線如圖14所示。與模擬結(jié)果進(jìn)行比較可知，成形零件的厚度分布及回彈情況與初始溫度900℃時的模擬結(jié)果基本吻合。對熱沖壓零件法蘭、直壁和底部進(jìn)行金相觀察，各區(qū)域的顯微組織如圖15所示。初始溫度900 ℃下淬火后零件顯微組織均為板條狀馬氏體，結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果可知，由于零件底部冷卻速率大于法蘭及直壁區(qū)域的冷卻速率，且法蘭和直壁發(fā)生馬氏體相變相對較早，馬氏體組織發(fā)生長大，導(dǎo)致底部馬氏體組織更加均勻細(xì)小。表明板料通過加熱到900 ℃并保溫5 min，可以發(fā)生完全奧氏體化，且馬氏體相變充分，分布均勻，因此有限元模擬可以為成形結(jié)果分析提供指導(dǎo)。

圖14 試驗值與模擬值對比Fig.14 Comparison of experimental and simulated values

4 結(jié)論

(1)利用ABAQUS軟件對22MnB5超高強鋼熱沖壓過程進(jìn)行三維有限元模擬，結(jié)合熱沖壓過程的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，分析熱沖壓板料減薄與回彈情況。模擬結(jié)果顯示，熱沖壓階段，凸模圓角區(qū)及直壁區(qū)由于材料受到較大的拉應(yīng)力及厚度方向壓應(yīng)變的作用，易發(fā)生減?。淮慊鹄鋮s后直壁區(qū)及圓角區(qū)殘余應(yīng)力明顯高于法蘭區(qū)和底部區(qū)殘余應(yīng)力，導(dǎo)致凸模圓角區(qū)和凹模圓角易產(chǎn)生回彈現(xiàn)象。

(2)熱沖壓成形后，板料最大減薄率隨著初始溫度的升高而增大，直壁區(qū)及凸模圓角區(qū)減薄情況加?。煌鼓A角區(qū)和凹模圓角區(qū)回彈量隨板料初始溫度升高而減小，且凸模圓角處回彈量明顯小于凹模圓角處回彈量；不同板料初始溫度下，板料冷卻速率均滿足馬氏體轉(zhuǎn)變條件，在板料充分奧氏體化的前提下，材料將發(fā)生馬氏體相變。

(a)法蘭

(b)直壁

(c)底部圖15 初始溫度900 ℃下淬火后零件顯微組織Fig.15 Microstructure of blank under pre-heating temperature of 900 ℃ after quench cooling

(3)選用與模擬相同的工藝參數(shù)進(jìn)行22MnB5超高強鋼熱沖壓試驗，初始溫度為900 ℃時板料厚度分布和回彈量與模擬計算結(jié)果基本吻合。

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(編輯 蘇衛(wèi)國)

Hot Stamping Forming Processes and Experiments of 22MnB5 Ultra-high Strength Steels

XUE Kemin SUN Dazhi LI Ping GONG Zitianzong
School of Materials Science and Engineering,Hefei University of Technology,Hefei,230009

Considering the thermal physical property parameters and mechanics performance as the functions of temperature, a thermo-mechanics coupling FEA model of hot stamping processes with 22MnB5 ultra-high strength steel was established using ABAQUS software, and the stress and strain distributions of the blanks during hot stamping forming processes were obtained by the numerical analyses with the appropriate hot stamping processing parameters. The effects of different initial temperatures on the thickness distributions, springbacks and cooling rates of the parts were studied. The hot stamping experiments of 22MnB5 ultra-high strength steel were carried out with initial temperature of 900 ℃, thickness distributions and springbacks of hot stamping parts show better fitness with the numerical simulation, and the quenched microstructure of each regions is typical acicular martensite. Besides, due to the cooling rate at the bottom of the part is much larger, the martensite microstructure is more uniform and fine.

22MnB5 ultra-high strength steel; numerical simulation; springback; martensite transformation

2016-07-25

安徽省科技廳秋實計劃資助項目(JZ2015QSJH0218);合肥工業(yè)大學(xué)校企合作項目(W2015JSKF0143)

TG306

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.12.017

薛克敏，男，1963年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。主要研究方向為先進(jìn)塑性成形工藝及理論分析、成形過程數(shù)值模擬、專家系統(tǒng)及人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等。孫大智，男，1992年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。E-mail:sundz1991@126.com。李 萍，女，1973年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。鞏子天縱，男，1988年生。合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院碩士研究生。