劉培星

(山東鋼鐵集團(tuán)日照有限公司鋼鐵研究院，日照 276800)

0 引 言

汽車輕量化是降低能源消耗、減少溫室氣體排放的重要途徑。1.5 GPa熱成形鋼(超高強(qiáng)鋼)是汽車輕量化的重要材料，已廣泛應(yīng)用于如門內(nèi)防撞梁、保險(xiǎn)杠、中通道以及A，B，C柱等車身安全結(jié)構(gòu)件[1-3]。熱成形零部件一般采用熱成形淬火工藝制造,加熱至奧氏體化的板料在高溫成形后的保壓過程中快速冷卻，顯微組織由奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，從而獲得極高強(qiáng)度。板料在高溫狀態(tài)下的成形性能較好，零部件回彈小[4]。

在整車開發(fā)設(shè)計(jì)過程中采用有限元方法(FEM)進(jìn)行計(jì)算機(jī)輔助工程(CAE)碰撞仿真，可以降低汽車開發(fā)成本，縮短車型開發(fā)周期。CAE仿真所用材料卡片的準(zhǔn)確性直接關(guān)系到有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)可以為有限元碰撞仿真分析提供基礎(chǔ)材料參數(shù)；不同應(yīng)變速率下的屈服強(qiáng)度、流變應(yīng)力、抗拉強(qiáng)度和延伸率等是車身安全重點(diǎn)關(guān)注的性能[5]。國(guó)內(nèi)外車用材料高速拉伸性能的相關(guān)研究很多，內(nèi)容包括檢測(cè)試驗(yàn)設(shè)備、檢測(cè)方法[6]、本構(gòu)方程[7-8]等；但目前大多是原材料的高速拉伸性能研究。服役過程是零部件的碰撞安全服役過程，需考慮從零部件取樣進(jìn)行分析。

為此，作者在1.5 GPa級(jí)熱成形鋼U形件不同位置取樣進(jìn)行高速拉伸試驗(yàn)，對(duì)比分析了不同位置的拉伸性能以及應(yīng)變速率對(duì)拉伸性能的影響，采用combined S-H模型對(duì)真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合延伸；構(gòu)建材料高速拉伸有限元模型，模擬了材料的高速拉伸行為及夾持端應(yīng)力分布，擬為熱成形鋼在車身中的碰撞安全設(shè)計(jì)與分析提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和技術(shù)支撐。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為山東鋼鐵集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的1.5 mm厚CR1500HF熱成形鋼，主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為0.24C，0.26Si，1.25Mn，0.003 3B，0.19Cr，0.03Ti。采用200T熱成形系統(tǒng)制備熱壓淬火U形零部件(形狀和尺寸見圖1)，加熱溫度為930 ℃，保溫時(shí)間為5 min，壓力為20 MPa，保壓時(shí)間為10 s。為了進(jìn)行對(duì)比，采用冷沖壓成形工藝制備相同尺寸U形零部件，壓力為20 MPa，保壓時(shí)間為10 s。

圖1 U形件的截面尺寸和整體形狀

在U形零部件的法蘭、側(cè)壁和底部3個(gè)位置取樣，制成如圖2所示的高速拉伸試樣。采用HTM5020型高速拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，應(yīng)變速率分別為1，10，100，200，500 s-1，各做3次試驗(yàn)取平均值。拉伸過程中當(dāng)應(yīng)變速率大于100 s-1時(shí)，通過應(yīng)變片采集拉伸應(yīng)力；實(shí)際拉伸前先進(jìn)行預(yù)拉伸試驗(yàn)，在彈性段受力范圍內(nèi)標(biāo)定應(yīng)變片。

圖2 高速拉伸試樣尺寸

2 U形件拉伸性能分析

2.1 熱壓成形與冷沖壓成形件拉伸性能對(duì)比

由圖3(a)可以看出，冷沖壓成形U形件不同位置的抗拉強(qiáng)度相差不大，但側(cè)壁位置的屈服強(qiáng)度相比于法蘭和底部位置提高約40 MPa。這是由于冷沖壓成形過程中零部件在側(cè)壁位置發(fā)生塑性變形導(dǎo)致的。因此，冷沖壓成形零部件在進(jìn)行碰撞分析時(shí)需要考慮部分區(qū)域塑性變形導(dǎo)致的性能不均的影響。由圖3(b)可以看出，熱壓成形U形件法蘭和底部位置的拉伸性能比較均勻，但側(cè)壁位置的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度相比于法蘭和底部位置均降低約100 MPa。這是由于在熱壓成形過程中側(cè)壁位置發(fā)生減薄，模具與板料之間間隙增大，板料冷卻不足導(dǎo)致的[9]。因此，熱壓成形零部件在進(jìn)行碰撞分析時(shí)需要考慮部分位置因冷卻不足導(dǎo)致強(qiáng)度降低的影響。

圖3 冷沖壓成形和熱壓成形U形件不同位置的拉伸性能(應(yīng)變速率1 s-1)

2.2 熱壓成形件的高速拉伸性能

由圖4(a)和圖4(b)可以看出，隨著應(yīng)變速率的增加，U形件法蘭位置的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度增大，而斷后伸長(zhǎng)率先下降再增大后又降低，未表現(xiàn)出明顯的規(guī)律性。

圖4 熱壓成形U形件法蘭位置在不同應(yīng)變速率下的拉伸性能

不考慮頸縮和斷裂過程，對(duì)試驗(yàn)獲取的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，獲得真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線，見圖5(a)；采用combined S-H模型(Swift和Hockett-Sherby模型)擬合延伸圖5(a)中的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線(95%置信度條件)，延伸至應(yīng)變?yōu)?處，結(jié)果見圖5(b)。combined S-H模型表達(dá)式為

圖5 試驗(yàn)得到不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線及經(jīng)combined S-H模型擬合延伸后的曲線

σ=(1-α)[C(εpl+ε0)m]+

(1)

式中：σ為真應(yīng)力；α為組合因子；εpl為真塑性應(yīng)變；σsat為擬合曲線的屈服極限；σi為擬合曲線初始流變應(yīng)力；C，ε0，m，p為常數(shù)。

3 拉伸有限元建模及結(jié)果

3.1 模型建立及條件設(shè)置

根據(jù)實(shí)際幾何尺寸建立高速拉伸有限元模型，選擇殼單元(*SECTION_SHELL)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格和邊界條件設(shè)置見圖6，通過控制不同“位移VS時(shí)間”實(shí)現(xiàn)不同應(yīng)變速率拉伸仿真。采用“*MAT24”號(hào)材料卡片(Cowper-Symonds本構(gòu)模型)，將圖5(a)中不同應(yīng)變速率下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變輸入卡片中進(jìn)行模擬，試驗(yàn)材料的彈性模量為2.07×1011MPa，密度為7 830 kg·m-3，泊松比為0.28，屈服強(qiáng)度為1 147.2 MPa。

圖6 高速拉伸試樣有限元網(wǎng)格劃分和邊界條件

為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)物理模型作如下假設(shè)：1)拉伸過程中試樣變形速率恒定，忽略實(shí)際拉伸過程中速率降低對(duì)拉伸性能的影響；2)彈性段變形可完美恢復(fù)，忽略彈性段標(biāo)定過程對(duì)后續(xù)拉伸性能的影響；3)彈性模量為恒定值，忽略應(yīng)變速率對(duì)彈性模量的影響。

3.2 有限元模擬結(jié)果及驗(yàn)證

采用建立的有限元模型計(jì)算應(yīng)變速率分別為1，500 s-1下的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線，并與經(jīng)combined S-H模型延伸的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖7(a)可以看出，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性，應(yīng)變速率為1，500 s-1下真應(yīng)力的均方根誤差分別為19.98,39.48 MPa。由圖7(b)可見，在高速拉伸過程中拉伸試樣夾持端雖然大部分都處于彈性段(如位置A～F)，但不同位置的受力狀態(tài)不同，位置D，E，F(xiàn)處的等效應(yīng)力變化曲線重合。由此判斷，該拉伸試樣上應(yīng)變片粘貼位置距離試樣圓弧的距離至少應(yīng)大于14 mm，建議大于19 mm。

圖7 高速拉伸過程中真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線和夾持端應(yīng)力有限元分析結(jié)果

4 結(jié) 論

(1)CR1500HF鋼冷沖壓成形U形件不同位置抗拉強(qiáng)度相差不大，但側(cè)壁位置的屈服強(qiáng)度略高于法蘭和底部位置，冷沖壓成形件在進(jìn)行碰撞分析時(shí)需考慮部分區(qū)域塑性變形導(dǎo)致的性能不均的影響；熱成形U形件側(cè)壁的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度低于法蘭和底部位置，在進(jìn)行碰撞分析時(shí)需要考慮部分位置因冷卻不足強(qiáng)度降低的影響。

(2)隨著應(yīng)變速率的增加，熱壓成形U形件不同位置的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均增大，即CR1500HF鋼具有一定的應(yīng)變速率強(qiáng)化效應(yīng)。

(3)由高速拉伸有限元模型模擬得到的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線與combined S-H材料本構(gòu)模型擬合延伸得到的真應(yīng)力-真塑性應(yīng)變曲線吻合較好，應(yīng)變速率1，500 s-1的均方根誤差分別為19.98，39.48 MPa；有限元模擬得到高速拉伸過程中拉伸試樣夾持端大部分處于彈性變形階段，應(yīng)變片粘貼位置距試樣圓弧處距離應(yīng)大于19 mm。