丁悅婕, 王一文, 王武榮, 韋習(xí)成, 趙楊洋

(上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200444)

先進(jìn)高強(qiáng)度鋼的屈服強(qiáng)度高,降低板厚不會(huì)降低零件的使用性能,可以通過減少零件的厚度達(dá)到減輕質(zhì)量的目的,因此一直是輕量化材料的首選.雙相鋼由于其高強(qiáng)度、好的抗疲勞性、抗應(yīng)力腐蝕性和良好的焊接性能,是汽車首選的冷成形鋼板[1].但先進(jìn)高強(qiáng)度板沖壓成形后存在較大的內(nèi)應(yīng)力,使零件產(chǎn)生的回彈問題比普通鋼板更加嚴(yán)重[2],如何控制先進(jìn)高強(qiáng)鋼的沖壓回彈成為研究的重中之重.

先進(jìn)高強(qiáng)鋼的沖壓回彈控制方法主要從零件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、模具設(shè)計(jì)以及沖壓工藝等方面切入,回彈預(yù)測并采取相應(yīng)措施也是有效手段之一.戴建新等[3]設(shè)計(jì)了加強(qiáng)筋來提高車身大型U型薄板的抗彎剛度以減少回彈.Sun等[4]將拉延筋布置在法蘭區(qū)域來調(diào)節(jié)板料的流動(dòng)阻力;安治國等[5]通過添加預(yù)成形工序模具,使一次性成形的沖壓件分布在不同工序中完成,從而消除部分內(nèi)應(yīng)力;宋修成等[6]利用壓邊力的增加來減小內(nèi)外應(yīng)力差,可以使材料拉深更充分,減輕零件的回彈;Song等[7]在彎曲過程中利用電磁脈沖沖擊材料表面,糾正回彈引起的形狀和尺寸誤差;晏佳偉等[8]對(duì)比不同硬化模型,提高QP鋼沖壓回彈的預(yù)測結(jié)果;Pornputsiri等[9]針對(duì)相變誘導(dǎo)塑性(TRIP)鋼,得出彎曲回彈角與彎曲溫度呈正相關(guān)的結(jié)論;Gil等[10]針對(duì)DP780先進(jìn)高強(qiáng)鋼,研究壓力相關(guān)摩擦因數(shù)對(duì)數(shù)值模擬回彈預(yù)測的影響,提高了預(yù)測值的準(zhǔn)確度.

但增加或增強(qiáng)拉延筋、增大壓邊力、增加摩擦阻力使材料局部拉脹塑性應(yīng)變?cè)龃髞頊p少回彈的方法要求材料具有足夠的成形裕度,顯著增加了塑性較差的高強(qiáng)鋼零件產(chǎn)生拉裂缺陷的風(fēng)險(xiǎn),而增加整形工序等手段會(huì)延長模具制造周期和增加成本,從而造成整個(gè)工業(yè)生產(chǎn)效率的降低.隨著熱沖壓成形工藝的流行,伺服液壓機(jī)實(shí)現(xiàn)合模保壓的新功能,具有可控的持壓功能[11].基于這種功能,伺服液壓機(jī)收到閉合信號(hào)后瞬間通過活動(dòng)滑塊對(duì)在模具重合狀態(tài)下的零件瞬時(shí)增大法向的正壓力,產(chǎn)生非常微小的拉脹變形,從而影響殘余應(yīng)力的重整和微觀位錯(cuò),達(dá)到減小零件回彈的目的.這種壓機(jī)可實(shí)現(xiàn)的新的沖壓工藝參數(shù)為可變閉合力,該方法是在結(jié)構(gòu)件成形完成后施加,不影響板料成形過程中的塑性流動(dòng),無需提高材料成形裕度,對(duì)于高強(qiáng)鋼的成形回彈控制具有顯著意義,同時(shí)該方法無需增加整體的沖壓彎曲時(shí)間,保證了實(shí)際沖壓彎曲成形零件的生產(chǎn)節(jié)拍.

為研究該種新工藝控制先進(jìn)高強(qiáng)鋼回彈的效果,針對(duì)DP1180鋼Numisheet U形彎曲基準(zhǔn)件,在原有的閉合力基礎(chǔ)上增加不同量(10%、20%和30%)的閉合力條件下,利用有限元模擬分析其控制回彈的可行性,并基于伺服液壓機(jī)進(jìn)行沖壓成形試驗(yàn)驗(yàn)證,從殘余應(yīng)力和位錯(cuò)角度分析其控制回彈的機(jī)理,促進(jìn)進(jìn)一步產(chǎn)業(yè)化應(yīng)用.

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料和模具

選用寶武集團(tuán)提供的1.2 mm厚度的DP1180冷軋雙相鋼板,沿鋼板軋制方向制取長300 mm、寬30 mm的試驗(yàn)試樣板條.表1為DP1180冷軋雙相鋼板化學(xué)成分,通過直讀光譜儀測定得出,w(·)表示質(zhì)量分?jǐn)?shù).表2為其力學(xué)性能,通過拉伸試驗(yàn)測量和計(jì)算得出.

表1 DP1180的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of DP1180 %

表2 DP1180的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of DP1180

基于試驗(yàn)零件形狀,設(shè)計(jì)一套U形沖壓模具,其模具主體部分如圖1所示,由凹模、凸模壓邊圈組成,材料均為H13鋼,凸模寬度為100 mm,模具單邊間隙為1.35 mm,凹模寬度根據(jù)間隙可調(diào).凸模和凹模的圓角半徑(R)均為5 mm.同時(shí)在壓邊圈上設(shè)置定位銷,防止板料在拉彎沖壓變形過程中產(chǎn)生偏移而導(dǎo)致扭曲回彈.U形彎曲件沖壓過程分為兩部分:第一部分為凹模下行至與壓邊圈和板料貼合; 第二部分為凹模將板料下壓與凸模貼合,進(jìn)行拉深彎曲,直至成形完成.

圖1 U形件沖壓模具示意圖Fig.1 Schematic diagram of stamping die for U-shaped parts

1.2 有限元模擬

在NX UG軟件中建立板料和沖壓模具有限元模型,導(dǎo)入到AutoForm有限元數(shù)值模擬計(jì)算軟件中進(jìn)行沖壓成形數(shù)值仿真,如圖2所示.數(shù)值模擬仿真中采用的DP1180材料模型參數(shù)來自于寶鋼集團(tuán)官網(wǎng)的AutoForm材料卡.根據(jù)實(shí)際沖壓過程設(shè)計(jì)沖壓工步,進(jìn)行DP1180板條的U形彎曲有限元模擬,對(duì)比研究增加不同可變閉合力條件下成形零件回彈預(yù)測結(jié)果,分析該工藝減小回彈的可行性.具體試驗(yàn)參數(shù)如表3所示.

圖2 AutoForm仿真模型Fig.2 AutoForm simulation model

表3 沖壓成形試驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Test parameters of stamping

1.3 試驗(yàn)方法

為進(jìn)一步研究該工藝在實(shí)際工程生產(chǎn)環(huán)境下控制回彈的效果,通過伺服液壓機(jī)的精準(zhǔn)控制,分別在不同可變閉合力條件下進(jìn)行DP1180U形彎曲件沖壓成形試驗(yàn).本試驗(yàn)所采用的沖壓設(shè)備為天鍛THP01-500A型多功能伺服液壓機(jī),最大可以提供 5 000 kN 的成形力.該設(shè)備具有液壓伺服系統(tǒng),實(shí)時(shí)檢測和控制沖頭和壓邊圈行程以及成形過程中的成形力和壓邊力,可實(shí)現(xiàn)合模后的可控持壓功能.試驗(yàn)中所采用的沖壓工藝參數(shù)與有限元模擬中的一致.

為分析增大可變閉合力條件減小高強(qiáng)鋼零件彎曲回彈的機(jī)理,將成形后彎曲圓角處區(qū)域制成金相分析樣品,利用SmartLab X射線衍射儀測定其表面殘余應(yīng)力;采用電壓為25 V、電流為3 A的參數(shù)條件,在20%的高氯酸酒精溶液中電解拋光15 s后,利用配有電子背散射衍射儀(Electron Backscattered Diffraction, EBSD)和AZtecCrystal后處理軟件的ZEISS Sigma 300場發(fā)射掃描電子顯微鏡分析其位錯(cuò)信息.

2 結(jié)果與討論

利用有限元模擬驗(yàn)證增加可變閉合力條件控制成形零件回彈的情況如圖3所示.根據(jù)對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn),在可變閉合力增加10%的條件下成形后的零件回彈明顯小于不增加可變閉合力條件下成形的零件,證明了該工藝控制回彈的可行性.

圖3 增加可變閉合力條件前后回彈模擬結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of simulated results of springback before and after increasing VCP

2.1 回彈角度分析

回彈角度的測量采用Numisheet 2011國際沖壓成形仿真會(huì)議中提出的U形基準(zhǔn)件回彈角度的測量方法[12],如圖4所示,作與頂部距離為5 mm(凸模圓角半徑)的平行線,與側(cè)壁的交點(diǎn)記為A,以A點(diǎn)為圓心,作半徑r=40 mm(拉延深度-凸模圓角半徑-凹模圓角半徑)的圓弧,與側(cè)壁的交點(diǎn)記為B,連接點(diǎn)A和B的直線與垂直方向的夾角θ作為回彈角度.采用該方法,對(duì)不同閉合力條件下成形獲得的U形彎曲零件掃描側(cè)面輪廓,進(jìn)行回彈角度測量,并與仿真結(jié)果進(jìn)行比較.成形試驗(yàn)與仿真獲得的零件以及回彈角度的測量結(jié)果如圖5所示.

圖5 試驗(yàn)零件回彈結(jié)果Fig.5 Experimental springback results of parts

對(duì)沖壓成形試驗(yàn)零件的回彈角度測量結(jié)果表明,通過增大可變閉合力,成形后的回彈角度有較大幅度的減小,且隨可變閉合力增量的增大,對(duì)回彈的控制作用也隨之增加.相比不增大可變閉合力條件下回彈角度,可變閉合力增大10%后回彈角度減小了5.76%,繼續(xù)增大20%后減小了17.27%,進(jìn)一步增大30%后減小了22.30%.試驗(yàn)結(jié)果與模擬仿真獲得的結(jié)果較為一致,對(duì)實(shí)際生產(chǎn)具有較好的指導(dǎo)意義.

2.2 應(yīng)變分析

應(yīng)變數(shù)據(jù)可以分析在成形過程中材料宏觀塑性變形.通過有限元模擬不同可變閉合力條件下獲得的主次應(yīng)變?cè)茍D發(fā)現(xiàn),不同可變閉合力條件下的零件應(yīng)變變化不大.進(jìn)一步測量電化學(xué)腐蝕法印制的網(wǎng)格圓的變形,得出試驗(yàn)獲得的成形零件側(cè)壁內(nèi)表面中心區(qū)域處的主次應(yīng)變大小,與模擬獲得的結(jié)果對(duì)比如圖6所示.

圖6 不同可變閉合力增量條件下應(yīng)變結(jié)果分析Fig.6 Analysis of strain results at different increments of VCP

根據(jù)材料成形后側(cè)壁內(nèi)表面?zhèn)缺谥行膮^(qū)域處應(yīng)變的測量結(jié)果分析發(fā)現(xiàn),隨著可變閉合力的逐步增大,材料的主次應(yīng)變都基本保持穩(wěn)定不變,因此在選擇增大可變閉合力作為控制材料彎曲回彈的手段時(shí),材料主要變形都已經(jīng)完成,在增大閉合力過程中材料不會(huì)產(chǎn)生額外應(yīng)變.一般通過增大壓邊力條件或增加拉延筋阻力減小回彈時(shí),會(huì)使零件的應(yīng)變急劇增加,從而產(chǎn)生拉裂問題,對(duì)材料的塑性產(chǎn)生更高的要求.因此,可變閉合力工藝與增大壓邊力對(duì)材料塑性的高要求相比,更具優(yōu)勢.與不同可變閉合力條件下獲得的有限元成形模擬結(jié)果對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),試驗(yàn)測量結(jié)果略比模擬結(jié)果偏大,但同樣表現(xiàn)為極其輕微的應(yīng)變?cè)隽?與模擬獲得的規(guī)律較為一致.

2.3 殘余應(yīng)力分析

板料在彎曲過程中經(jīng)歷彈性變形、彈-塑性變形和塑性變形3個(gè)階段,在成形終了時(shí),當(dāng)外力卸載后,彈性變形部分發(fā)生回復(fù),從而產(chǎn)生回彈.從應(yīng)力角度看,在板料彎曲成形過程中,U形件凸模圓角處內(nèi)、外層金屬分別受壓應(yīng)力和拉應(yīng)力作用,與施加的外力相平衡,當(dāng)外力卸載后,相當(dāng)于對(duì)板料增加一個(gè)假想的彈性彎矩過程,其與原本的應(yīng)力形成的彈塑性彎矩反向,板料內(nèi)、外層存在壓差,應(yīng)力需要重新分配達(dá)到新的平衡狀態(tài),形成最終的殘余應(yīng)力分布,如圖7所示.殘余應(yīng)力越大,零件產(chǎn)生的回彈也越大.

圖7 圓角處應(yīng)力分布變化示意圖Fig.7 Schematic diagram of stress distribution change at fillet

選取如圖7所示的零件凸模圓角外表面處區(qū)域進(jìn)行殘余應(yīng)力測試,從殘余應(yīng)力角度進(jìn)一步探究增大閉合力條件控制回彈的機(jī)理.根據(jù)計(jì)算表面殘余應(yīng)力的公式求出應(yīng)力值[13]:

(1)

式中:θ0為所選晶面在無應(yīng)力情況下的衍射角;θ′為所選晶面實(shí)際測量的衍射角;ψ為試樣表面法線與所選晶面法線的夾角.令:

(2)

(3)

式中:K為材料常數(shù);根據(jù)X射線衍射(X-Ray Diffraction,XRD)試驗(yàn)結(jié)果,作2θ-sin2ψ的關(guān)系直線,得到斜率M.

XRD數(shù)據(jù)線性擬合結(jié)果如圖8所示.不同可變閉合力增量條件下表面殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果列于表4.

圖8 XRD數(shù)據(jù)線性擬合結(jié)果Fig.8 Linear fitting results of XRD data

表4 不同可變閉合力增量條件下外表面殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知,增加閉合力后,零件最大變形圓角處的外表面殘余應(yīng)力減小,并趨于0,說明在沖壓彎曲成形合模的下死點(diǎn),利用液壓機(jī)對(duì)板料和模具重合狀態(tài)下的零件瞬時(shí)施加一次較大的壓力,在工件產(chǎn)生了微小的附加壓縮變形,對(duì)應(yīng)力重新分配過程產(chǎn)生抑制作用,從而使板厚度方向的應(yīng)力梯度減小.因此增加閉合力條件下的沖壓彎曲成形在卸載后,材料彈性回復(fù)減少,非彈性回復(fù)增加,使彎曲回彈得到控制.

2.4 位錯(cuò)分析

Rajput等[14]提出位錯(cuò)的復(fù)雜運(yùn)動(dòng)是非彈性回復(fù)的主要原因.材料在變形過程中晶體內(nèi)位錯(cuò)增殖,可動(dòng)位錯(cuò)數(shù)量增加,使得彈性模量迅速下降.但隨著位錯(cuò)密度的升高,位錯(cuò)之間產(chǎn)生強(qiáng)烈的交互作用形成位錯(cuò)塞積,阻礙位錯(cuò)的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng),可動(dòng)位錯(cuò)數(shù)量減少,使彈性模量逐漸恢復(fù).隨著位錯(cuò)在運(yùn)動(dòng)中不斷發(fā)生增殖和湮滅,位錯(cuò)線長度增加,產(chǎn)生附加彈性變形,卸載后的彈性模量發(fā)生改變,從而產(chǎn)生非彈性回復(fù)行為.因此為進(jìn)一步研究可變閉合力增加對(duì)回彈控制的機(jī)理,選取如圖7所示的零件凸模圓角區(qū)域進(jìn)行EBSD試驗(yàn),從位錯(cuò)角度進(jìn)行分析.

2.4.1晶粒尺寸與位錯(cuò) 根據(jù)EBSD獲得的不同可變閉合力參數(shù)條件下成形后試樣的相圖,對(duì)晶粒尺寸進(jìn)行分析統(tǒng)計(jì),結(jié)果如圖9所示.

圖9 不同可變閉合力增量條件下晶粒尺寸統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig.9 Statistical results of grain size at different increments of VCP

根據(jù)晶粒尺寸統(tǒng)計(jì)結(jié)果分析得出,在成形終了瞬間施加較大的閉合力,使得材料晶粒破碎,相比于不增加閉合力條件下成形的試樣晶粒,增加可變閉合力條件下的晶粒數(shù)量增多,晶粒尺寸減小.根據(jù)Hall-Petch公式可知,隨著晶粒尺寸的減小,材料的屈服強(qiáng)度提高.這是由于材料的晶粒越細(xì)小,單位體積內(nèi)的晶界就越多,當(dāng)位錯(cuò)移動(dòng)到晶界時(shí),必須克服晶界的障礙,需要加大外力才能使晶體滑移,使材料的屈服極限變大,從而產(chǎn)生位錯(cuò)塞積.但同時(shí),晶粒尺寸變小使得晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)和空位數(shù)目減小,其交互作用減弱,位錯(cuò)更容易產(chǎn)生運(yùn)動(dòng).因此,晶粒尺寸大小的變化可以用于輔助分析增加可變閉合力條件后的位錯(cuò)變化情況.

2.4.2晶界角度與位錯(cuò) 根據(jù)EBSD獲得不同可變閉合力參數(shù)條件下成形后試樣的角度晶界圖,分布結(jié)果如圖10所示.為了進(jìn)一步從晶界角度分析位錯(cuò),將取向差為2°～5° 的晶界定義為小角度晶界, 5°～15° 的晶界定義為亞晶界,大于15°的晶界定義為大角度晶界,依據(jù)分布圖對(duì)各角度晶界進(jìn)行分析統(tǒng)計(jì),占比情況如表5所示.

由大小角度晶界分布圖及統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知,與不 增加可變閉合力條件相比,在可變閉合力的增加10%條件下,大小角度晶界數(shù)量明顯增多,但占比基本不變;隨著可變閉合力進(jìn)一步增大,可以發(fā)現(xiàn),小角度晶界占比減少,大角度晶界占比增加.根據(jù)位錯(cuò)理論,小角度晶界一般是大量的位錯(cuò)纏結(jié)形成的變形晶界,隨著位錯(cuò)的不斷運(yùn)動(dòng),亞晶界開始吸收位錯(cuò),使位錯(cuò)開始湮滅,從而小角度晶界占比下降,不斷吸收位錯(cuò)的亞晶界逐漸轉(zhuǎn)化為大角度晶界,從而使位錯(cuò)密度降低.因此,從大小角度晶界的角度分析,增大可變閉合力條件下成形后材料的位錯(cuò)密度呈現(xiàn)減小的趨勢.

2.4.3定量計(jì)算位錯(cuò)密度 位錯(cuò)總數(shù)是位錯(cuò)增殖和湮滅的復(fù)合作用,從晶粒尺寸和大小角度晶界角度都只能定性分析位錯(cuò)的數(shù)量的變化情況,若要進(jìn)一步定量分析位錯(cuò)密度在不同可變閉合力條件下的演化,還需要利用EBSD取向數(shù)據(jù)的局部取向差(Kernel Average Misorientation,KAM).KAM理論上可以定量計(jì)算出幾何位錯(cuò)密度,數(shù)值較高的地方表示缺陷密度較高.利用AZtecCrystal后處理軟件對(duì)EBSD獲得的KAM圖計(jì)算其幾何必須位錯(cuò)密度,計(jì)算公式為

(4)

式中:α表示局部取向差平均值;b表示Burger矢量;u表示單位長度.

計(jì)算數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖11所示.結(jié)果顯示,隨著可變閉合力的增加,位錯(cuò)密度呈現(xiàn)減小的趨勢,與一般條件下成形的零件相比較,增大10%閉合力條件下成形,材料位錯(cuò)密度有較小幅度的減小,繼續(xù)增大20%閉合力條件下成形,位錯(cuò)密度下降較大,再繼續(xù)增大30%閉合力條件下成形,位錯(cuò)密度進(jìn)一步減小,但減小幅度下降,說明此刻的位錯(cuò)增殖和湮滅已經(jīng)接近平衡,繼續(xù)增大閉合力條件后成形,對(duì)位錯(cuò)密度減小作用效果下降,即位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的非彈性回復(fù)行為減緩,對(duì)宏觀回彈的控制效果趨于飽和.因此,增大可變閉合力條件后成形有利于位錯(cuò)密度的減小,促進(jìn)位錯(cuò)的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng),使彈性模量發(fā)生改變,進(jìn)而產(chǎn)生的非彈性回復(fù)增加,從而有效控制零件的回彈.

圖11 不同可變閉合力增量條件下位錯(cuò)密度統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig.11 Statistical results of dislocation density at different increments of VCP

3 結(jié)論

提出了一種基于伺服液壓壓機(jī)控制可變閉合力條件減小彎曲回彈的沖壓工藝,具有無需增加額外的材料成形裕度和整形工序和不改變實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)節(jié)拍的優(yōu)勢.通過模擬仿真和試驗(yàn)對(duì)比,驗(yàn)證了可變閉合力對(duì)DP1180先進(jìn)高強(qiáng)鋼U形件彎曲回彈的控制作用及變化規(guī)律.從表面殘余應(yīng)力和位錯(cuò)密度角度分析了可變閉合力控制回彈的機(jī)理,結(jié)論如下:

(1) 增大可變閉合力10%、20%和30%后,分別可減小5.76%、17.27%和22.30%的回彈, 與增大壓邊力相比,其不會(huì)使材料產(chǎn)生更大應(yīng)變,基本不影響板料在成形過程中的塑性流動(dòng),避免了高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)件成形開裂問題的出現(xiàn).

(2) 增大閉合力條件下成形卸載后,材料應(yīng)力梯度減小,表面殘余應(yīng)力由 456.504 1 MPa減小至-84.142 6 MPa,使材料彈性回復(fù)減少,非彈性回復(fù)增加,彎曲回彈得到控制.

(3) 增大閉合力條件下成形后,材料的晶粒尺寸由6.2 μm減少至5.3 μm,大角度晶界占比由46.9%增至51.7%,位錯(cuò)密度由35.9×1014m-2降至31.6×1014m-2,有效促進(jìn)位錯(cuò)在運(yùn)動(dòng)中不斷增殖和湮滅,導(dǎo)致位錯(cuò)線長度增加產(chǎn)生非彈性回復(fù)行為,進(jìn)而減小回彈.