程超，韓非，石磊

（1.寶山鋼鐵股份有限公司中央研究院，上海 201999；2.汽車用鋼開發(fā)與應(yīng)用技術(shù)國家重點實驗室（寶鋼），上海 201999）

近年來，隨著國家環(huán)保法規(guī)的要求越來越嚴(yán)格，汽車節(jié)能降耗和輕量化減重趨勢更加明顯，同時輕量化不能以犧牲車身性能為代價[1]。研究表明，汽車質(zhì)量每減輕100 kg，可節(jié)省燃油0.3～0.5 L/（100 km），可減少CO2排放8～11 g/（100 km）。汽車輕量化手段包括使用輕量化材料、設(shè)計輕量化結(jié)構(gòu)和使用新型成形工藝，三者相互結(jié)合是更加有效的方式[2-5]。常規(guī)手段是采用沖壓分體成形再焊接組裝的方式對車身結(jié)構(gòu)件進(jìn)行成形，這種方式存在焊接法蘭邊和焊點。封閉截面的管狀零件可以很好地提高車身性能及實現(xiàn)輕量化減重[6-7]。目前常用工藝為液壓成形，但由于受內(nèi)壓限制的影響，目前最高強(qiáng)度為1 000 MPa 級別，且存在回彈調(diào)整和尺寸精度控制難度較大，不利于零件進(jìn)一步實現(xiàn)高強(qiáng)輕量化減重的缺陷[8-9]。

熱氣脹成形技術(shù)是在超塑性成形（SPF）和熱脹成形（HBF）的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種新型成形工藝[10-12]，它以氣體作為傳力介質(zhì)，結(jié)合熱成形專用材料，可用于超高強(qiáng)度和尺寸精度要求的管狀零件的加工[13-14]。采用B1800HS 熱成形專用材料，充分利用其高溫狀態(tài)下的高流動性和低強(qiáng)度，可以成形復(fù)雜截面零件，在保壓狀態(tài)下進(jìn)行模內(nèi)冷卻淬火可以減小零件回彈，提高零件的尺寸精度[15-18]。將熱氣脹成形的超高強(qiáng)度管狀零件用于車身重要結(jié)構(gòu)件，可有效提升整車碰撞、頂壓、剛度及NVH 等性能。

變徑管是管類零件的典型特征結(jié)構(gòu)，通過研究變徑管的熱氣脹成形特性，可以為管類零件熱氣脹成形的研發(fā)提供基礎(chǔ)。本文通過有限元分析和試驗驗證方法，研究了成形溫度、加載速率及脹形壓力對變徑管成形特性的影響。

1 變徑管熱氣脹成形工藝原理

熱氣脹成形工藝原理如圖1 所示。成形過程如下：將管坯加熱到特定溫度（830 ℃以上），使其奧氏體化，并迅速轉(zhuǎn)移到模具內(nèi)；通過左右密封頭進(jìn)給使管坯密封，通過氣道加入一定壓力的氣體，使管坯發(fā)生脹形直至貼合模具；在保壓狀態(tài)下，通過在冷卻水道通入冷卻水對變徑管進(jìn)行模內(nèi)淬火，待冷卻至指定溫度后開模取出零件。

圖1 熱氣脹成形工藝原理Fig.1 Principle of hot metal gas forming

2 變徑管熱氣脹成形有限元分析

為了研究B1800HS 超高強(qiáng)鋼在熱氣脹成形中的變形規(guī)律，借助有限元軟件ABAQUS 的熱力耦合模塊分析加熱溫度、氣壓加載速率和脹形壓力等對變形規(guī)律的影響，用材為B1800HS-1.4 mm。

2.1 有限元分析模型

有限元仿真分析模型包括上模、下模和管坯三部分。考慮到有限元分析時模具和管坯之間的熱傳導(dǎo)，將上模、管坯和下模均設(shè)置為變形體，采用實體網(wǎng)格，模具的網(wǎng)格類型為C3D4T，管坯網(wǎng)格類型為C3D8T，沿厚度方向劃分3 層網(wǎng)格。由于變徑管左右對稱，為提高仿真分析效率采用1/2 模型，有限元分析模型如圖2 所示。將模具與管坯之間的摩擦定義為面與面接觸的切向?qū)傩?，摩擦因?shù)為0.15，管坯和模具之間設(shè)置為對流熱交換[19-24]。

本文研究材料為B1800HS 超高強(qiáng)鋼，將材料定義為各向同性材料，屈服準(zhǔn)則采用米塞斯（Mises）屈服準(zhǔn)則。參考GB/T 228.1—2021 制備管材軸向拉伸試樣[25]，采用線切割方法從原始管坯上取樣，取樣位置和拉伸試樣如圖3 所示，拉伸曲線如圖4 所示，其他材料屬性參數(shù)如表1 所示。

表1 B1800HS 材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of B1800HS

圖3 原始管坯拉伸試樣Fig.3 Tensile test sample for initial tube: a) sampling position; b) sample size; c) physical sample

圖4 不同溫度和應(yīng)變速率下的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 True stress-strain curves at different temperature and strain rates

變徑管熱氣脹成形仿真分析有3 個步驟：1）將熱態(tài)管坯放在下模上，使上模豎直向下運動合模；2）按照一定的加壓速率向管坯內(nèi)部通入一定壓力的氣體；3）在保持壓力不變的情況下，使管坯與模具緊密貼合進(jìn)行冷卻淬火。

2.2 各因素對管坯變形的影響

根據(jù)以上模擬參數(shù)進(jìn)行有限元仿真分析，成形零件的等效應(yīng)變和溫度分布規(guī)律如圖5 所示。管坯左右的應(yīng)變場與溫度場呈對稱分布，由于在熱氣脹冷卻過程中，管坯下半部分始終與下模具接觸，因此，下半部分的溫度較低，管坯上下的應(yīng)變場和溫度場呈現(xiàn)不對稱分布。

圖5 管坯參數(shù)分布Fig.5 Distribution of tube blank parameters:a) equivalent strain; b) temperature

由于管坯的變形是沿環(huán)形均勻分布的，因此選取模具最下方的脹形高度來表征管坯的變形行為。沿管坯軸向選取若干節(jié)點，并提取這些節(jié)點的脹形高度進(jìn)行比較，以此來分析不同工藝參數(shù)對管坯變形行為的影響。選取節(jié)點如圖6 所示。

圖6 數(shù)據(jù)節(jié)點選取圖Fig.6 Data node selection diagram

2.2.1 成形溫度

保持氣壓加載速率為 3 MPa/s、脹形壓力為15 MPa 不變，當(dāng)管坯成形溫度為700、800、900 ℃時，各節(jié)點脹形高度如圖7 所示?？梢钥吹?，在脹形壓力和氣壓加載速率相同的情況下，管坯的初始成形溫度越高，管坯的脹形高度就越大，管坯的貼模情況就越好。

圖7 溫度對管坯變形規(guī)律的影響Fig.7 Effect of temperature on the deformation law of tube blank

2.2.2 氣壓加載速率

氣壓加載速率對管坯脹形的影響不僅體現(xiàn)在變形速度上，還與溫度有耦合關(guān)系，即在管坯初始溫度相同的情況下，管坯與模具之間的熱傳導(dǎo)會導(dǎo)致管坯在變形過程中溫度降低。保持管坯成形溫度為900 ℃、脹形壓力為9 MPa 不變，當(dāng)氣壓加載速率為1、3、5 MPa/s 時，各節(jié)點脹形高度如圖8 所示?？梢钥吹剑诠芘鞒尚螠囟群妥畲竺浶螇毫ο嗤那闆r下，管坯的氣壓加載速率越大，管坯的脹形高度就越大，管坯的貼模情況就越好。

圖8 氣壓加載速率對管坯變形規(guī)律的影響Fig.8 Effect of pressurization rate on the deformation law of tube blank

2.2.3 脹形壓力

保持管坯成形溫度為900 ℃、管坯氣壓加載速率為1 MPa/s 不變，當(dāng)管坯脹形壓力為9、12、15、18 MPa時，管坯上各節(jié)點的脹形高度如圖9 所示?？梢钥吹?，在成形溫度和氣壓加載速率相同的情況下，管坯的脹形壓力越高，管坯的脹形高度就越大，管坯的貼模情況就越好。

圖9 脹形氣壓對管坯變形規(guī)律的影響Fig.9 Effect of bulging pressure on the deformation law of tube blank

3 變徑管熱氣脹成形試驗方案

由有限元仿真分析可知，溫度越高、加載速率越大、脹形壓力越大，零件貼膜精度越高。本文采用的熱氣脹成形試驗裝置原理圖如圖10 所示。采用氣液增壓快速合模壓力機(jī)提供合模力，采用感應(yīng)加熱器對管坯進(jìn)行加熱，采用紅外線熱像儀進(jìn)行間接測溫，采用氣壓PLC 控制柜和氣瓶對管坯進(jìn)行充氣加壓。

模具的三維圖如圖11 所示。將上模和壓力機(jī)上橫梁固定，下模和壓力機(jī)臺面固定，在試驗過程中，通過水對模具冷卻，通過感應(yīng)線圈對管坯加熱，并通過紅外線熱像儀實時監(jiān)控溫度并對溫度進(jìn)行調(diào)節(jié)，通過左右端蓋對管坯進(jìn)行密封，通過氣壓控制系統(tǒng)進(jìn)行加壓試驗。

圖11 熱氣脹成形模具圖Fig.11 Hot metal gas forming mold diagram

變徑管熱氣脹成形試驗裝置和樣件如圖12 所示。設(shè)備主要包括模具、加壓系統(tǒng)和冷卻系統(tǒng)。采用試驗方法，研究了成形溫度、氣壓加載速率和脹形壓力等敏感參數(shù)的影響規(guī)律。通過優(yōu)化工藝參數(shù)可以提高變徑管的貼膜精度，并獲得滿足試驗設(shè)定要求的樣件。

圖12 熱氣脹成形實驗裝置及樣件Fig.12 Hot gas expansion forming experimental device and sample: a) experimental device; b) sample

4 變徑管樣件性能

4.1 尺寸精度

為了精確測量成形后變徑管的尺寸精度，采用Power Scan 三維掃描儀對成形后的樣件進(jìn)行測量，如圖13 所示。通過對掃描物體三維點云進(jìn)行處理以及對樣件數(shù)模進(jìn)行空間偏差計算，定量表征變徑管的尺寸精度，通過Geomagic Qualify 軟件提取成形后管坯的三維點云坐標(biāo)，比較平行于軸線的直徑面輪廓與模具的內(nèi)表面。

圖13 三維掃描及精度對比Fig.13 3D scanning and accuracy comparison

當(dāng)內(nèi)壓為18 MPa 時，成形溫度和增壓速率對變徑管外表面輪廓的影響如圖14 所示?？梢钥吹?，隨著溫度和增壓速率的升高，成形后管坯的外輪廓更加貼近模具型腔，成形后的圓角更小，成形精度更高。

圖14 溫度和增壓速率對變徑管成形精度的影響Fig.14 Effect of temperature and pressurization rate on forming accuracy of variable diameter tube

當(dāng)溫度為900 ℃、增壓速率為3 MPa/s 時，脹形壓力對變徑管外表面輪廓的影響如圖15 所示?？梢钥吹剑S著脹形壓力的增大，管坯的貼膜性逐漸改善，成形精度變好。

圖15 脹形壓力對變徑管成形精度的影響Fig.15 Effect of bulging pressure on forming accuracy of variable diameter tube

由變徑管試驗可知，提高溫度、增壓速率和最大脹形壓力可以改善變徑管的貼模情況，試驗結(jié)果和有限元仿真分析結(jié)果一致，從而閉環(huán)驗證了仿真分析的有效性。

4.2 力學(xué)性能

參考GB/T 228.1—2021制備管材軸向拉伸試樣[25]，采用線切割方法從零件上取樣，對脹形區(qū)域進(jìn)行力學(xué)性能分析，取樣位置和拉伸試樣如圖16 所示。

圖16 變徑管拉伸試樣Fig.16 Tensile test sample for variable diameter tube: a) sampling position; b) sample size; c) physical sample

使用AG-X Plus 萬能試驗機(jī)對不同成形條件下變徑管脹形區(qū)的拉伸試樣進(jìn)行單向拉伸試驗，抗拉強(qiáng)度如圖17 所示。可見，在900 ℃下成形的變徑管抗拉強(qiáng)度均已經(jīng)超過1 800 MPa；當(dāng)成形溫度為800 ℃時，變徑管脹形區(qū)的抗拉強(qiáng)度在3 MPa/s 和5 MPa/s的增壓速率下同樣達(dá)到了1 800 MPa，而在1 MPa/s的情況下抗拉強(qiáng)度偏低；在700 ℃下成形的變徑管脹形區(qū)抗拉強(qiáng)度偏低，隨增壓速率的增大而增大。

4.3 壁厚分布

不同試驗條件下的B1800HS 變徑管環(huán)向壁厚分布情況如圖18 所示。由于變徑管變形狀態(tài)呈對稱分布，每隔15°測量一個點直到180°位置?？梢钥闯觯儚焦艿谋诤穹植驾^為均勻，無明顯的增厚或減薄缺陷，厚度分布滿足設(shè)計要求。

圖18 環(huán)向壁厚分布Fig.18 Thickness distribution along circumferential wall

5 結(jié)論

變徑管熱氣脹有限元仿真和試驗研究表明，提高成形溫度、增壓速率和脹形壓力可以改善變徑管的貼模效果，提高變徑管的尺寸精度；當(dāng)成形溫度為900 ℃時，變徑管的強(qiáng)度更容易達(dá)到1 800 MPa 級別，且增壓速率和脹形壓力的影響較小；沿環(huán)向變徑管的厚度分布均勻，且無明顯增厚或減薄缺陷；驗證了變徑管零件熱氣脹成形工藝的可行性，獲得了敏感參數(shù)的影響規(guī)律，為后續(xù)車身管件熱氣脹工藝開發(fā)提供了基礎(chǔ)和參考。未來需要進(jìn)一步開展1 800 MPa 典型車身管件熱氣脹成形特性及零件開發(fā)研究。