胡 健 陳澤中 劉 濤 楊金華

1.上海理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海，2000932.東北大學(xué)軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽，1108193.南京星喬威泰克汽車零部件有限公司，南京，211100

0 引言

近年來，面對(duì)降低油耗、提高燃油經(jīng)濟(jì)性、減少污染排放的難題，車企愈發(fā)重視車輛輕量化技術(shù)的研發(fā)。超高強(qiáng)度鋼熱沖壓成形結(jié)合了沖壓和熱處理兩種工藝方法，將高溫奧氏體化后的板料放進(jìn)內(nèi)置有冷卻系統(tǒng)的專用模具中一步成形并保壓淬火，最終得到強(qiáng)度達(dá)1500 MPa的全馬氏體組織制件，是當(dāng)前最有效的輕量化路徑之一[1-2]。超高強(qiáng)鋼在汽車白車身結(jié)構(gòu)件上的使用既能滿足日趨完善的正側(cè)碰撞法規(guī)的安全性要求，又能減輕整車負(fù)擔(dān)，提高燃油使用率，且符合我國(guó)第六階段(“國(guó)六”)輕型汽車污染物排放標(biāo)準(zhǔn)[3]。

超高強(qiáng)度鋼熱成形伴隨著復(fù)雜的傳熱、變形和相變多物理場(chǎng)耦合問題，自板料加熱至淬火結(jié)束的全工藝流程都引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛研究。對(duì)超高強(qiáng)鋼板材的高溫?zé)岢尚喂に噮?shù)、顯微組織轉(zhuǎn)變及高溫本構(gòu)模型等[4-7]方向的研究，助力了熱沖壓成形工藝在數(shù)值模擬領(lǐng)域的發(fā)展。WANG等[8]基于BR1500HS鋼非等溫變形條件下的流變?cè)囼?yàn)，建立了簡(jiǎn)單V形件熱-力-相耦合模型，研究了非等溫變形條件下材料初始變形溫度和應(yīng)變速率對(duì)硼合金鋼流變行為及微觀組織的影響；薛克敏等[9]通過輸入22MnB5高溫力學(xué)性能參數(shù)至ABAQUS軟件中，建立了U形件熱沖壓熱-力耦合模型，分析了不同板料初始溫度對(duì)零件厚度分布、回彈及冷卻速率的影響，并由試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬的可靠性；趙運(yùn)運(yùn)等[10]在分析某汽車B柱結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，合理添加壓料板完成了B柱模具型面設(shè)計(jì)，通過仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法驗(yàn)證了熱成形工藝設(shè)計(jì)的可靠性；呂萌萌等[11]通過PAM-STAMP軟件研究了簡(jiǎn)化的22MnB5鋼車門防撞梁熱成形過程，發(fā)現(xiàn)不同成形階段板料厚度、溫度、顯微組織及性能的變化規(guī)律，得到了最優(yōu)工藝參數(shù)，并成功試制出與模擬結(jié)果一致的零件。

目前有關(guān)汽車車身結(jié)構(gòu)件熱沖壓研究主要集中在U形截面構(gòu)件中，少有涉及不同熱沖壓工藝方案在數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究領(lǐng)域?qū)Ρ鹊奈墨I(xiàn)報(bào)道，而熱成形工藝及模具設(shè)計(jì)是熱沖壓技術(shù)的重要發(fā)展方向。因此，本文基于DYNAFORM軟件，通過引入材料及模具熱物性參數(shù)，建立了準(zhǔn)確的熱-力-相耦合模型，對(duì)B1500HS鋼車門防撞梁的熱沖壓過程進(jìn)行數(shù)值模擬。根據(jù)其M形截面特征，建立兩種熱成形工藝方案。對(duì)比分析熱成形及淬火階段的應(yīng)力場(chǎng)、溫度場(chǎng)和厚度分布結(jié)果，并對(duì)最優(yōu)方案進(jìn)行了熱成形試制，驗(yàn)證了模擬及工藝方案結(jié)果的可靠性。

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型與工藝分析

車門防撞梁作為安裝在汽車門板內(nèi)旨在保護(hù)駕乘人員側(cè)面碰撞安全的重要結(jié)構(gòu)部件，以管狀、矩形、單帽及雙帽形截面梁結(jié)構(gòu)為主。其中，雙帽形截面梁結(jié)構(gòu)抗碰吸能效果最優(yōu)，結(jié)合超高強(qiáng)度鋼板的使用，更容易達(dá)到其高強(qiáng)度要求來提高側(cè)面防撞抵抗力。圖1所示為某型轎車前左車門防撞梁，整體呈長(zhǎng)條狀，中部為雙帽形(M形)截面沿復(fù)雜輪廓曲線延伸出的空間不規(guī)則曲面，兩端平面均有凹槽，凹槽最大深度達(dá)40.6 mm。零件整體尺寸為665.8 mm×125.7 mm×40.6 mm，料厚為1.2 mm。對(duì)防撞梁端面圓形及圓角矩形孔進(jìn)行填補(bǔ)，外延其兩側(cè)起伏法蘭曲邊生成壓料面并進(jìn)行工藝補(bǔ)充,得到的凸模工具體型面模型如圖2所示。

圖1 某轎車車門防撞梁幾何模型Fig.1 Geometry model of door anti-collision beam

圖2 車門防撞梁模具型面Fig.2 Mold surface of door anti-collision beam

從傳統(tǒng)的冷沖壓工藝角度考慮，上下模常按照?qǐng)D2中分型線1所示模具型面上法蘭邊的輪廓線進(jìn)行分型，得到圖3a所示帶壓邊圈式熱沖壓方案一。然而在熱沖壓時(shí)，高溫下板料流動(dòng)性很好，工藝及模具設(shè)計(jì)集中關(guān)注的是成形過程中走料狀況，要求壓料曲面的平滑光順度良好[10]，因此結(jié)合防撞梁典型M形截面頂部平整特征，采用圖2中分型線2的形式，可建立圖3b所示的方案二模型，去掉壓邊圈改用壓料板工藝，避免板料與大面積壓邊圈先行接觸而冷卻硬化，確保板料與模具在理想接觸時(shí)序下有良好接觸。

1.2 材料模型建立

本研究中的車門防撞梁選用寶鋼生產(chǎn)的1.2 mm厚冷軋硼鋼板B1500HS，其主要化學(xué)成分如表1所示。由靜態(tài)拉伸試驗(yàn)可得室溫下原始B1500HS鋼板的上屈服強(qiáng)度為375 MPa,抗拉強(qiáng)度為524 MPa。

(a)壓邊圈式方案一

(b)帶壓料板式方案二圖3 車門防撞梁熱沖壓有限元模型Fig.3 FE model of hot stamping for door anti-collision beam

表1 B1500HS硼鋼板的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

DYNAFORM作為板材成形專用軟件，在進(jìn)行熱成形分析時(shí)待分析材料需要有結(jié)構(gòu)材料模型及熱材料模型的雙重定義。在熱沖壓成形模塊中開發(fā)了*MAT_106熱影響?zhàn)?彈塑性模型和*MAT_244超高強(qiáng)鋼模型來定義高強(qiáng)鋼板材結(jié)構(gòu)模型。后者考慮了材料彈性模量和泊松比隨溫度的變化及相轉(zhuǎn)變過程中熱膨脹、潛熱、激活能等因素對(duì)相組織分布的影響，可輸出相變模擬結(jié)果，更加適用于熱成形工藝。為更加準(zhǔn)確地描述材料在實(shí)際工況中的熱變形行為，提高仿真精度，本文選取*MAT_244模型，且材料試驗(yàn)和成形試制選用同一批板材。采用Zwick100 kN萬能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行高溫拉伸試驗(yàn)，以20 ℃/s的加熱速率將拉伸樣件加熱至920 ℃并保溫300 s，再以50 ℃/s速率分別快冷到900 ℃、800 ℃、700 ℃、600 ℃后保溫8 s，以0.1 s-1的應(yīng)變速率進(jìn)行恒溫拉伸，獲得材料在成形溫度區(qū)間內(nèi)的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線，如圖4所示。圖5為B1500HS硼合金鋼板彈性模量與泊松比隨溫度變化曲線。

圖4 B1500HS真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.4 True stress-strain curves of B1500HS

圖5 B1500HS彈性模量與泊松比曲線Fig.5 Young’s modulus and Poisson’s ratio curves of B1500HS

DYNAFORM軟件中共有六種熱材料模型供選用，其中6*MAT_THERMAL_ISOTROPIC_TD_LC專為耦合結(jié)構(gòu)中材料傳熱分析開發(fā)，可定義材料熱影響特性，要求同時(shí)定義工具材料熱物性。根據(jù)傅里葉熱傳導(dǎo)定律，一般合金材料熱導(dǎo)率λ可表示為

λ=αρcp

(1)

式中，λ為熱導(dǎo)率，W/(m·K) ;α為熱擴(kuò)散系數(shù)，mm2/s;ρ為材料密度，g/mm3;cp為質(zhì)量定壓熱容，J/(g·K)。

由于密度對(duì)溫度變化的依賴度較小，故忽略其對(duì)熱導(dǎo)率的影響，采用室溫下材料密度即可。本文選用了優(yōu)質(zhì)H13模具鋼作為工具體材料，據(jù)學(xué)者研究[12-13]測(cè)定其與B1500HS硼合金鋼板隨溫度變化的質(zhì)量定壓熱容及熱擴(kuò)散系數(shù),如圖6a、圖6b所示，最終由式(1)得到熱導(dǎo)率隨溫度變化關(guān)系如圖6c所示。

(a)熱擴(kuò)散系數(shù)

(b)質(zhì)量定壓熱容

(c)熱導(dǎo)率圖6 B1500HS與模具鋼H13熱物理性能曲線Fig.6 Thermal physical parameters curves of B1500HSand H13 die steel

1.3 相變模型與接觸模型

高強(qiáng)度鋼板熱成形是板材內(nèi)部溫度場(chǎng)與應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)共存耦合的復(fù)雜過程,準(zhǔn)確且有效的溫度場(chǎng)模擬對(duì)板料奧氏體均勻化、高溫成形性和相轉(zhuǎn)變及分布具有重要影響。板料與模具的接觸瞬態(tài)熱傳遞分析一般采用有限元法直接耦合計(jì)算，在此前假設(shè)熱傳導(dǎo)的高強(qiáng)度鋼板為各向同性材料，將鋼板和模具簡(jiǎn)化為四節(jié)點(diǎn)溫度殼單元,基于三維溫度場(chǎng)的傅里葉微分方程如下：

(2)

(3)

式中，L為奧氏體轉(zhuǎn)變成馬氏體的潛熱；ξ為馬氏體轉(zhuǎn)變量。

采用等效質(zhì)量熱容將相變潛熱產(chǎn)生的熱量代入到式(2)中，整理得

(4)

(5)

式中，ceff為等效比熱，J/(kg·K)。

熱成形淬火過程中，非擴(kuò)散型馬氏體相變通常采用Koistinen-Marburger模型：

XM=1-exp (-β(Ms-θ))

(6)

式中，β為反映馬氏體轉(zhuǎn)變速率的材料常數(shù)。

等式兩邊分別對(duì)溫度求偏導(dǎo)得

(7)

式中，XM為馬氏體轉(zhuǎn)變量；Ms為馬氏體初始轉(zhuǎn)變溫度。

將式(7)代入到式(5)中便可獲得等效質(zhì)量熱容。因此在仿真模擬時(shí)，添加材料相關(guān)常數(shù)L、β、Ms等，當(dāng)溫度降至Ms后，通過式(5)用等效質(zhì)量熱容ceff替換cp，即可考慮相變潛熱對(duì)溫度場(chǎng)的影響。

變溫物體中每個(gè)單元瞬態(tài)溫度場(chǎng)的有限元列式如下[14]：

(8)

瞬態(tài)溫度場(chǎng)變分方程只有轉(zhuǎn)化為有限元可求解的方程組形式才可應(yīng)用到模擬中，對(duì)于式(8)含有一階時(shí)間導(dǎo)數(shù)的方程，常采用步進(jìn)式差分算法對(duì)時(shí)間域離散，離散精度較高的多步-Houbolt法如下：

(9)

式中，θt、θt+Δt、θt-Δt、θt-2Δt分別為t、t+Δt、t-Δt、t-2Δt時(shí)刻對(duì)應(yīng)的溫度。

將式(9)代入到式(8)中得到實(shí)際分析溫度場(chǎng)時(shí)采用的有限元方程如下[14]：

(10)

對(duì)于常見的三種熱邊界條件，DYNAFORM中預(yù)先定義的是接觸面上對(duì)流換熱的第三類邊界條件，主要考慮模具表面溫度和傳熱系數(shù)：

(11)

式中，nx、ny、nz分別為邊界外法線在x、y、z方向的方向余弦；θa為模具溫度，℃；K為各向同性熱導(dǎo)率；h為模具與板料間熱對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

熱成形全過程中，板料和模具分別設(shè)為變形體和剛體，初始溫度分別為820 ℃、20 ℃，模具間隙取值為0.95-1.1H(H為板料厚度，mm)。將實(shí)際生產(chǎn)工況中的熱相關(guān)參數(shù)輸入軟件中，其中板料與模具等效界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為1500 W/(m2·K),接觸模型選用Coulomb摩擦模型，摩擦因數(shù)為0.35；將實(shí)際沖壓速率100 mm/s放大40倍后的4000 mm/s作為仿真速度，成形壓邊或壓料力與淬火保壓力分別為600 kN和6 kN, 保壓時(shí)間為8 s。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 熱成形應(yīng)力分析

對(duì)沖壓成形仿真的應(yīng)力分析通常采用符合第四強(qiáng)度理論的Max_von Mises應(yīng)力來表征，其值是符合Mises準(zhǔn)則的最大等效應(yīng)力，圖7為兩種方案熱成形終了時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖。從圖7可看出方案一在中間底部、上頂部?jī)蓚?cè)壁及曲平面拐角處應(yīng)力集中較嚴(yán)重，最大峰值應(yīng)力約為2600 MPa;而方案二從整體上看等效應(yīng)力分布均勻，應(yīng)力集中在上頂側(cè)凸模圓角處，但最大峰值應(yīng)力約為2900 MPa。

(a)方案一

(b)方案二圖7 熱成形終了等效應(yīng)力分布圖Fig.7 Equivalent stress distribution after hot forming

成形應(yīng)力集中有拉裂危險(xiǎn)，主要與產(chǎn)品截面形狀和模具加載方式有關(guān)。車門防撞梁三處典型截面A、B、C形狀特征如圖8所示，法蘭與外部側(cè)壁處及A-A、C-C截面曲平面拐角處形狀急劇變化，不利于應(yīng)力擴(kuò)展而聚集。此外，熱成形初始階段，方案一中與模具先接觸的凸模圓角區(qū)與中間凹槽處等效應(yīng)力最大，熱量最先開始傳遞，隨形變?cè)龃?、溫度降低，變形抗力增大，?yīng)力轉(zhuǎn)移至側(cè)壁困難而集中。方案二中壓料板先接觸板料，等效應(yīng)力從中間凹槽處向側(cè)壁擴(kuò)展，內(nèi)外側(cè)壁不同步溫降使得外側(cè)壁變形抗力較小，應(yīng)力得以擴(kuò)展至外側(cè)壁及法蘭，應(yīng)力分布均勻。

圖8 車門防撞梁典型截面圖Fig.8 Plot of typical sections of door anti-collision beam

2.2 熱成形及淬火溫度場(chǎng)分析

車門防撞梁熱成形仿真分為重力加載、熱成形、淬火三個(gè)步驟，其初始溫度下的狀態(tài)應(yīng)與工程中板料從加熱爐轉(zhuǎn)移至模具時(shí)相同，考慮板料在轉(zhuǎn)移過程中的熱傳遞、熱輻射損失，在重力加載步中設(shè)置初始溫度為820 ℃。由圖9可看出兩種方案熱成形終了時(shí)溫度分布情況：板料經(jīng)模具成形后溫度均降至600～720 ℃，法蘭邊及兩端平面為高溫區(qū)，中間凹槽為低溫區(qū)域，平均溫差約為60 ℃ 。由圖10的C-C截面上Ⅰ-Ⅸ不同位置的溫度分布情況可看出方案二溫度分布均勻，但方案二Ⅴ區(qū)域的溫度更低，兩種方案此區(qū)域溫差約30 ℃。這是由于方案二中壓料板首先與板料接觸，熱傳遞充分，且壓料力使得壓料板與凸模壓緊后加快了熱傳導(dǎo)，Ⅴ區(qū)域溫降更快。

(a)方案一

(b)方案二圖9 熱成形終了溫度場(chǎng)分布Fig.9 Temperature field distribution after hot forming

圖10 C-C截面溫度分布曲線Fig.10 Temperature distribution’s curves of section C-C

(a)方案一

(b)方案二圖11 淬火終了溫度場(chǎng)分布Fig.11 Temperature field distribution after quenching

圖11所示為兩種方案淬火結(jié)束時(shí)整體與局部C-C截面溫度分布情況。淬火結(jié)束后，板料溫度均降至35～110 ℃之間，溫度分布均勻，但在外側(cè)壁Ⅱ、Ⅷ附近都存在明顯溫度梯度。這是由于：一方面，淬火階段，由板料與模具接觸熱傳導(dǎo)的熱量不斷通過冷卻水輸出至外界，板料受模具保壓力作用與模具接觸緊密，散熱較快，溫度梯度較小；另一方面，由車門防撞梁三種典型截面特征容易看出，側(cè)壁斜度較小幾乎垂直于法蘭邊，不利于凸凹模合模后的良好接觸，熱傳導(dǎo)不充分從而導(dǎo)致側(cè)壁在淬火后溫度較高。

2.3 板料厚度分布結(jié)果分析

車門防撞梁初始坯料厚度為1.2 mm,受熱成形過程中拉、壓、彎曲應(yīng)力及摩擦力綜合作用使其發(fā)生厚度變化。圖12為兩種方案在淬火終了時(shí)C-C截面局部厚度分布云圖?？煽闯觯孩僭谥虚g側(cè)壁Ⅳ、Ⅵ處都有不同程度減薄現(xiàn)象，而法蘭與兩端平面處厚度分布均勻；②沿C-C截面的9個(gè)厚度測(cè)點(diǎn)結(jié)果表明，方案一板料淬火后總體厚度較小，其Ⅳ、Ⅵ處減薄情況更為嚴(yán)重。這是由于方案一凹模下行過程中，凸模頂部Ⅲ、Ⅶ處先與板料接觸，等效應(yīng)力最大，隨形變?cè)龃髴?yīng)力向中間側(cè)壁擴(kuò)展時(shí)一方面受頂部溫降快、變形抗力大從而板料流向側(cè)壁較困難影響，另一方面底部Ⅴ處受凸模與板料摩擦力影響同樣限制板料流動(dòng)，側(cè)壁承受兩端拉力最大而減薄明顯；同理，方案二壓料板先與板料接觸，側(cè)壁受凸模拉應(yīng)力及凹模彎曲力矩作用產(chǎn)生料流，但由于頂部Ⅲ、Ⅶ處溫降較慢，變形抗力小，料流容易，且頂部及側(cè)壁應(yīng)力分布較均勻，所以厚度收縮較小。

(a)方案一

(b)方案二圖12 C-C截面局部厚度分布Fig.12 Thickness variation curves of section C-C

圖13為截面厚度分布曲線圖，可看出兩種方案下車門防撞梁厚度變化趨勢(shì)一致，法蘭邊厚度值最大，沿法蘭邊向內(nèi)的凸凹模圓角處厚度值均出現(xiàn)一定程度減小，中間側(cè)壁Ⅳ、Ⅵ區(qū)域厚度最小，其中最大減薄率分別約為20.17%和14.67%。不難看出，方案二的厚度分布較均勻且最大減薄率較低，更適合熱沖壓成形。

圖13 C-C截面厚度分布曲線圖Fig.13 Thickness variation of C-C section

3 車門防撞梁熱成形試驗(yàn)

3.1 車門防撞梁熱沖壓試制

工業(yè)生產(chǎn)中，采用CAE仿真結(jié)果指導(dǎo)模具及工藝設(shè)計(jì)，同時(shí)利用試制方式驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性。本文根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)比分析后，選擇成形過程中應(yīng)力分布較均勻且數(shù)值較小、各區(qū)域溫度變化較小、關(guān)鍵部位厚度分布均勻且減薄程度較小的帶壓料板式方案二進(jìn)行試驗(yàn)。

依據(jù)DYNAFORM軟件中坯料輪廓設(shè)計(jì)及優(yōu)化方法,得到板料輪廓形狀如圖14所示，然后據(jù)此裁剪出實(shí)際料片。將裁剪好的B1500HS板料放入箱式加熱爐中加熱至920 ℃，在爐保溫300 s。機(jī)械臂驅(qū)動(dòng)端拾器夾持出爐中板料轉(zhuǎn)移至自主研發(fā)的帶壓料板的熱成形模具模膛中，轉(zhuǎn)移時(shí)間約4 s, 模具初始溫度為20 ℃。熱成形開始時(shí)，分別由壓力機(jī)和氮?dú)鈴椈沈?qū)動(dòng)的凹模與壓料板一同下行接觸板料，與板料接觸后預(yù)成形中間凹槽區(qū)域，其型腔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與模具分別見圖15a和圖15b。4個(gè)氮?dú)鈴椈删鶆蚺挪荚趬毫习迳戏剑總€(gè)氮?dú)鈴椈沙跏級(jí)毫?50 MPa，沖壓速度為100 mm/s。

圖14 車門防撞梁料片F(xiàn)ig.14 The sheets of door anti-collision beam

為吻合模擬時(shí)摩擦因數(shù)，工具體間通過自潤(rùn)滑導(dǎo)板進(jìn)行導(dǎo)向與接觸，確保接觸良好；當(dāng)壓料板與凸模閉合時(shí)，氮?dú)鈴椈晒彩┮?00 kN壓料力壓緊料片，凹模繼續(xù)下行直至與凸模完全閉合，成形動(dòng)作結(jié)束,凸凹模合模狀態(tài)如圖15c所示；由凸凹模型腔及壓料板內(nèi)置水道入水口通入21～25 ℃冷卻水，冷卻水流速為100～125 mm/s,開始模內(nèi)淬火，模冷過程凹模與壓料板保壓力分別為600 kN及6750 kN，保壓時(shí)間為8 s；開模置于空氣中冷卻至室溫后所得制件如圖16所示。

3.2 熱沖壓防撞梁性能分析

(a)凹模與壓料板型腔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖

(b)凹模與壓料板型腔模具圖

(c)合模示意圖圖15 模具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.15 Schematic diagram of die structure

(a)室溫下制件

(b)C-C截面局部照片圖16 熱沖壓試制車門防撞梁Fig.16 Trial-producted door anti-collision beam by hot stamping

(a)區(qū)域Ⅱ (b)區(qū)域Ⅳ

(c)區(qū)域Ⅴ (d)區(qū)域Ⅶ圖17 車門防撞梁不同部位微觀組織Fig.17 Microstructures of different parts of door anti-collision beam

高強(qiáng)鋼熱成形淬火后板料馬氏體組織分布及馬氏體形貌對(duì)產(chǎn)品最終抗拉強(qiáng)度及硬度有很大的影響，因此有必要分析關(guān)鍵區(qū)域的顯微組織狀況。在Ⅱ、Ⅳ、Ⅴ、Ⅶ區(qū)域通過線切割取10 mm×10 mm金相試樣，經(jīng)打磨、拋光、吹干、腐蝕、干燥等一系列步驟后，將所得金相樣品放至JEOL JXA-8503F場(chǎng)發(fā)射電子探針顯微分析儀上，采用二次電子圖像分析得到組織如圖17所示。從圖17中可以看出，試驗(yàn)后得到的車門防撞梁顯微組織全都是馬氏體組織，其中，底部Ⅴ區(qū)域和頂部Ⅶ區(qū)域由于與模具接觸緊密，冷卻效果更好，溫降速率較高，得到的板條狀馬氏體組織更加細(xì)密勻稱。

圖18 車門防撞梁維氏硬度試驗(yàn)和仿真值Fig.18 Experimental and simulated Veckers hardness

為測(cè)量比較模擬與試驗(yàn)所得制件硬度分布情況，在圖16b所示車門防撞梁C-C截面標(biāo)注a～i共9個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別對(duì)應(yīng)模擬中Ⅰ～Ⅸ9個(gè)區(qū)域。取試驗(yàn)中5個(gè)車門防撞梁制件，分別在對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)使用MHV-1000Z數(shù)顯顯微維氏硬度計(jì)測(cè)量硬度值，去掉最大最小值后取其平均值作為試制硬度值與模擬值對(duì)比，如圖18所示。由圖18可見：車門防撞梁維氏硬度超過450 HV，試驗(yàn)值與模擬數(shù)據(jù)吻合良好，側(cè)壁及法蘭硬度值比底部及頂部硬度值小，這與顯微組織和溫度場(chǎng)分析一致；仿真降溫速率較高且試制過程有高溫氧化皮產(chǎn)生，這導(dǎo)致仿真值普遍高于試驗(yàn)值20～35 HV。對(duì)照GB/T 34566—2017[15]中熱成形后零件力學(xué)性能參考值可知，該硬度值符合要求。

4 結(jié)論

(1)兩種方案熱成形后的等效應(yīng)力及厚度分布結(jié)果表明：方案二中壓料板先與板料接觸，傳熱充分，合模后溫降更快，等效應(yīng)力得以從中間Ⅴ區(qū)域向外擴(kuò)展而分布均勻；此外，中間側(cè)壁由于受兩端拉力及底部摩擦力作用而出現(xiàn)最大減薄，分別為20.17%、14.67%，但方案二頂部Ⅲ、Ⅶ處降溫較慢，變形抗力小，料流容易，且頂部及側(cè)壁應(yīng)力分布較均勻，厚度收縮較小，更適合熱沖壓成形。

(2)熱成形后板料溫度均降至600～720 ℃之間，法蘭邊及兩端平面為高溫區(qū)，中間凹槽處為低溫區(qū)，溫差約為60 ℃；對(duì)比M形截面溫度分布可知，方案二溫度分布較均勻，但Ⅴ區(qū)域溫差約30 ℃；淬火后板料溫度均降至35～110 ℃之間，溫度分布均勻，外側(cè)壁Ⅷ區(qū)域由于斜度較小與模具接觸不緊密而存在明顯的溫度梯度。

(3)依據(jù)壓料板式方案參數(shù)成功試制出的車門防撞梁顯微組織均為板條狀馬氏體，且頂部及底部組織更為細(xì)密。由于仿真溫降較快、忽略了高溫氧化皮，仿真硬度值普遍比試驗(yàn)硬度值大20～35 HV，但整體數(shù)據(jù)吻合良好，且維氏硬度試驗(yàn)值均達(dá)450 HV，符合熱沖壓零件性能標(biāo)準(zhǔn)。