超高强钢强度大, 不仅能够减小车身质量, 还能改善汽车抗撞击性能, 提高乘车安全性, 在汽车上的应用已越来越广泛^[1]。热冲压成形工艺是超高强钢零件的主要成形工艺。热成形过程中, 特定硼钢板在加热至充分奥氏体化后, 被迅速转移至带有冷却系统的模具中冲压成形, 并在模具内冷却淬火, 获得马氏体组织, 从而使成形件强度大幅提高, 达到1500 MPa以上^[2]。

热冲压成形过程是一个热、力及相变三方面因素相互影响的过程^{[3, 4]}, 理论分析较为困难, 而数值模拟技术高效、准确、直观, 大多数学者结合数值模拟技术对热成形工艺开展研究。姜大鑫等^[5]和马宁等^{[6, 7]}学者利用自主开发的有限元分析软件KMAS(King-mesh analysis system)分析了U形件热成形过程中板料及模具温度的变化和某车型门内加强梁热成形过程中厚度的变化, 并对相应零件热成形工艺参数进行了优化。谷诤巍等^[8]利用试验方法对硼钢板热成形过程中加热阶段的奥氏体参数进行了优化。崔俊佳等^[9]利用Deform-3D软件对热成形过程中淬火阶段保压时间对金相组织的影响进行了研究。邢忠文等^[10]对加热温度、保温时间及冷却水流速度对热成形件组织和性能影响进行了试验研究。刘红生等^[11]阐明了超高强钢板热成形的回弹机理。

热成形工艺复杂, 不同阶段板料厚度、微观组织及性能等的变化趋势并不一致, 且工艺参数多, 影响规律复杂。因此, 本文以某车型防撞梁热成形件为对象, 系统研究了热成形过程中板料不同阶段温度、厚度、微观组织和性能的变化规律, 以及初始成形温度、冲压速度及压边力等工艺参数对超高强钢热成形的影响规律, 并对热成形工艺参数进行优化, 从而为超高强钢热成形件的生产提供指导。

本文研究的防撞梁几何特征如图1所示。材料为特定硼钢板22MnB5, 主要化学成分为:w(C)=0.22%; w(Mn)=1.25%; w(Si)=0.25%; w(Cr)=0.20%; w(B)=0.03%; w(Al)=0.03%; w(P)=0.0025%。基于零件特征, 利用热成形模拟常用软件Pam-stamp 2G构建防撞梁热成形数值模拟模型如图2所示。模型主要由上、下模和板料构成。该模型未设置压料板, 上、下模型面分别取零件的上、下表面。采用Hughes-Tezduyar壳单元对模型进行离散化处理。材料模型为常用的Norton-Hoff模型:

σ=Kε-nε-·mexp(β/T)(1)

图1

Fig.1

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图1 防撞梁几何特征Fig.1 Geometric characteristics of anti-collision beam

图2

Fig.2

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图2 热成形有限元模型Fig.2 Finite element model for hot stamping

式中:σ 为应力; 为真实应变; ε-·为真实应变速率; T为绝对温度; n为应变强化指数; m为真实应变速率敏感系数; K和β 均为与材料有关的常数。

通过输入相应的应力、应变和温度数据, 可实现材料模型的设置。马氏体相变模型为Koistinen-Marburger模型:

XM=1-exp[α(MS-T)](2)

式中:X_M为马氏体含量; M_S为马氏体转变起始温度; α 为相变动力因子。

铁素体或贝氏体相变模型为Johnson-Mehl-Avrami模型:

dPdt=P--PTR3

式中:P为金相所占比例; t为时间; 为金相比例的平衡值; TR相当于一个“ 时滞” 。

相变模型已嵌入软件中, 通过输入转变温度等相应的相变参数即可实现相变模型的设置。机械接触模型为Coulomb摩擦模型, 设置摩擦因数为0.3^[12]。板料与模具间的热接触通过设置随压力和模具间隙变化的热传递系数进行描述。表1为材料相变参数^{[13, 14]}; 图3和图4为材料性能和

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 22MnB5相变参数 Table 1 Phase transformation parameters of 22MnB5 参 数 数值 铁素体相变初始温度/℃ 720 贝氏体相变初始温度/℃ 580 马氏体相变初始温度/℃ 410 马氏体相变结束温度/℃ 230 马氏体相变动力因子/℃-1 0.02577

表1 22MnB5相变参数 Table 1 Phase transformation parameters of 22MnB5

图3

Fig.3

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图3 800 ℃时不同应变率条件下22MnB5应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curves of 22MnB5 for different strain rate conditions at 800 ℃

图4

Fig.4

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图4 热学性能参数随温度的变化曲线Fig.4 Variation curves of thermal performance parameters with temperature

热物性参数数据^{[13, 14]}。成形过程中, 下模固定不动, 上模下移带动板料成形。由于零件结构对称, 取一半模型建模即可。

利用图1中模型, 在初始成形温度为800 ℃、冲压速度为100 mm/s和无压料板的条件下研究热成形过程中不同阶段板料组织和性能的变化。

2.1 冲压阶段

冲压结束时刻成形件的温度、组织、性能和厚度变化如图5所示。可以看出, 在高速冲压情况下, 冲压结束时刻成形件温度基本在铁素体转变温度以上, 仍处于奥氏体状态, 未发生相变强化(完全奥氏体状态板料硬度为100 HV), 而厚度变化显著。这说明冲压阶段板料厚度变化显著, 而组织及性能基本无变化。

图5

Fig.5

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图5 冲压结束时刻成形件组织和性能分布Fig.5 Microstructure and properties distribution of part at end of stamping stage

2.3 卸载阶段

成形件卸载后的回弹量分布情况如图7所示。由图可知, 热成形件卸载后最大回弹量仅为0.30 mm, 说明热成形是一种高精度成形技术。

图6

Fig.6

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图6 淬火8 s后成形件组织和性能分布Fig.6 Microstructure and properties distribution of part after 8 s quenching

图7

Fig.7

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图7 卸载后成形件回弹量分布Fig.7 Springback distribution of part after unloading

由上文可知, 防撞梁热冲压成形最佳的成形条件是:初始成形温度为800 ℃、冲压速度为100 mm/s, 且不设置压料板。利用该结果, 开展了防撞梁热冲压成形试验, 如图15所示。对所得试验件(见图16)的组织和性能进行检测, 结果显示成形件微观组织为马氏体组织(见图17), 抗拉强度达到1502.4 MPa, 硬度达501.7 HV。所得热成形件组织和性能均达到要求, 证明了本文研究的正确性。

图15

Fig.15

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图15 热成形试验Fig.15 Hot stamping test

图16

Fig.16

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图16 热成形件Fig.16 Hot stamped part

图17

Fig.17

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图17 试验件微观组织Fig.17 Microstructure of test part

(1)热冲压成形过程中, 板料厚度变化主要发生在高速冲压阶段, 微观组织及性能变化主要发生在淬火阶段, 热冲压成形件卸载后的回弹量很小。

(2)初始成形温度对板料厚度变化影响显著, 初始成形温度较低时板料成形性较差。

(3)冲压速度过大或过小均易导致板料减薄严重。过小的冲压速度容易导致板料冲压成形过程中热量散失过多, 局部发生相变强化, 成形性降低; 过高的冲压速度易使板料在高温下塑性变形过大而导致厚度减薄严重。

(4)对本文构件而言, 最佳工艺参数是:初始成形温度为800 ℃、冲压速度为100 mm/s, 不设置压料板。