張思佳, 胡賢磊, 劉相華

(東北大學 軋制技術(shù)及連軋自動化國家重點實驗室, 遼寧 沈陽 110819)

國家“十三五”規(guī)劃中指出,“改革、調(diào)整、綠色、創(chuàng)新”是鋼鐵行業(yè)未來的發(fā)展主線[1].在這種背景下,節(jié)能減排和高端制造成為鋼鐵行業(yè)的主要發(fā)展方向.傳統(tǒng)方法軋制鋼板追求厚度均勻,但是鋼板在服役過程中所承受的載荷往往分布不均勻,以均勻的厚度承載不均勻的外力,勢必造成材料浪費[2].基于負荷裕量優(yōu)化分配理論,通過軋輥在垂直方向的剛性位移速度和軋輥旋轉(zhuǎn)速度相互配合,制備厚度與載荷相匹配的變厚度板材,稱為軋制差厚板(以下簡稱差厚板)[3-5].使用差厚板代替等厚度板,可以實現(xiàn)“節(jié)能、減排、降成本”的目標,已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于汽車工業(yè)[6].

由于差厚板沿軋制方向的厚度和力學性能分布不均勻,使其在成形過程中的應(yīng)力應(yīng)變分布、金屬流動規(guī)律以及各區(qū)域變形速度等成形特征變得更加復雜.因此,差厚板的成形規(guī)律不同于傳統(tǒng)等厚度板,也無法完全借鑒局部加強板和激光拼焊板等變厚度板材[7].

20世紀90年代,差厚板在德國亞琛工業(yè)大學被成功開發(fā)出來后,科研人員投入了對其成形性能的研究,主要探究應(yīng)用差厚板制備復雜零件的可行性.Kleiner等[8]總結(jié)了差厚板的成形技術(shù),包括柔性模具可調(diào)系統(tǒng)、快速分段模具系統(tǒng)以及液壓脹形等.Urban等[9]將液壓脹形技術(shù)應(yīng)用于差厚板,成功地試制了變厚度蓋板和變厚度橫梁.Puteen等[10]對差厚板液壓脹形工藝進行了有限元分析,優(yōu)化了相關(guān)工藝流程.我國對差厚板成形性能的研究起步較晚.Jiang等[11]對差厚板進行拉深成形模擬,指出差厚板盒形件的薄壁圓角和過渡區(qū)底部容易發(fā)生開裂.Li等[12]和Zhang等[13]通過有限元方法分別研究了差厚板的部分幾何參數(shù)對其成形性能的影響.

差厚板冷軋后需要進行退火處理,從而消除部分加工硬化,以利于進一步深加工.在變厚度軋制過程中不同厚度對應(yīng)不同的壓下率,因此退火處理后差厚板的力學性能表現(xiàn)出明顯的差異化[14-15].然而在對差厚板的成形性能進行有限元分析時,文獻[10-11]默認差厚板力學性能均勻,采用等厚度材料的力學性能參數(shù);文獻[12-13]則默認差厚板力學性能單調(diào)變化,以板厚為變量,對薄區(qū)材料和厚區(qū)材料的力學性能參數(shù)進行線性插值,從而構(gòu)建過渡區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,忽略了差厚板的力學性能差異化特性.

本文研究了差厚板經(jīng)退火處理后顯微組織及力學性能的分布規(guī)律,分析了造成差異化的原因.介紹了差厚板變厚度特性及性能變化特征的建模方法.對差厚板方盒件的拉深成形過程進行了數(shù)值模擬,對比實驗及模擬條件下的成形結(jié)果,驗證了有限元模型的可靠性.根據(jù)驗證后的有限元模型,以極限拉深高度和過渡區(qū)中心線偏移量為評價標準,分析了過渡區(qū)長度、過渡區(qū)位置、薄區(qū)與厚區(qū)的厚度差對差厚板方盒件拉深成形性能的影響.

1 實驗材料

1.1 軋制差厚板制備

以厚度為2.2 mm的CR340鋼板為實驗材料,其化學成分(質(zhì)量分數(shù),%)為:C 0.080,Si 0.204,Mn 0.882,P 0.025,S 0.018,Al 0.047.利用四輥冷軋機,通過在線調(diào)節(jié)軋輥輥縫的方法制備差厚板.將冷軋后的差厚板進行620 ℃保溫60 min的退火處理以獲得實驗用差厚板,其幾何尺寸如圖1所示.

圖1 實驗用差厚板的幾何尺寸Fig.1 Schematic of geometric dimension of TRB inexperiment

1.2 差厚板的顯微組織和力學性能

差厚板是由一整塊等厚度板經(jīng)過變厚度軋制以及退火處理制備而成的,不同區(qū)域的材料具有相同的化學成分和原始組織.在制備差厚板的過程中,沿軋制方向連續(xù)變化的壓下量以及退火工藝參數(shù)對其顯微組織和力學性能的分布情況有顯著影響.

圖2給出了實驗用差厚板沿軋制方向的組織變化,其中紅色組織為變形晶粒,黃色組織為亞晶結(jié)構(gòu)晶粒,藍色組織為再結(jié)晶晶粒.可以看出,差厚板的顯微組織形貌存在顯著差異,且變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒和再結(jié)晶晶粒的體積分數(shù)發(fā)生明顯變化.這是因為CR340鋼板的顯微組織為等軸狀再結(jié)晶晶粒,在變厚度冷軋過程中,隨著壓下率增加,亞晶粒逐漸在晶粒內(nèi)部形成,且晶粒內(nèi)部的平均取向差逐漸增大,原始組織中的再結(jié)晶晶粒首先轉(zhuǎn)變?yōu)閬喚ЫY(jié)構(gòu)晶粒,并最終轉(zhuǎn)變?yōu)樽冃尉Я?因此冷軋態(tài)差厚板內(nèi)再結(jié)晶晶粒的體積分數(shù)隨著壓下率的增加而減小,變形晶粒的體積分數(shù)隨著壓下率的增加而增大.在隨后的退火過程中,厚區(qū)金屬(壓下率9%)儲存的畸變能不足以驅(qū)動其發(fā)生再結(jié)晶,因此顯微組織只發(fā)生回復,晶粒的形貌幾乎不發(fā)生變化.薄區(qū)金屬(壓下率54%)具有足夠的畸變能驅(qū)動其發(fā)生完全再結(jié)晶,從而使纖維狀變形晶粒完全被新生成的等軸狀再結(jié)晶晶粒所取代.過渡區(qū)(9%<壓下率<54%)內(nèi)金屬的組織轉(zhuǎn)變介于薄區(qū)與厚區(qū)之間,顯微組織在退火過程中發(fā)生不完全再結(jié)晶,最終由扁平的變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒以及等軸狀再結(jié)晶晶粒共同構(gòu)成,且壓下率越大,再結(jié)晶晶粒的體積分數(shù)越大.需要注意的是,圖2c～圖2f中的再結(jié)晶晶粒為退火過程中新形成的再結(jié)晶晶粒,而圖2a和2b中的再結(jié)晶晶粒為從原始組織中再結(jié)晶晶粒.

圖2 實驗用差厚板不同壓下率對應(yīng)的顯微組織Fig.2 Microstructure of the experimental TRBs after different reductions(a)—9%;(b)—18%;(c)—27%;(d)—36%;(e)—45%;(f)—54%.

通過單向拉伸實驗檢測差厚板壓下率為9%，18%，27%，36%，45%和54%時材料與軋制方向成0°，45°和90°角的力學性能.如圖3所示,沿軋制方向差厚板的力學性能分布不均勻,隨著壓下率的增加,屈服和抗拉強度均先升高后降低,在壓下率為36%時達到峰值,均勻延伸率的變化趨勢與之相反.這是因為CR340鋼板在變厚度冷軋過程中發(fā)生不同程度的加工硬化,隨著壓下率的增加,冷軋態(tài)差厚板的強度單調(diào)升高而塑性單調(diào)降低.經(jīng)過620 ℃/60 min退火處理后,差厚板厚區(qū)金屬只發(fā)生回復,其力學性能幾乎不發(fā)生變化;薄區(qū)金屬發(fā)生完全再結(jié)晶,其力學性能恢復至軋制前的狀態(tài);過渡區(qū)內(nèi)金屬發(fā)生不完全再結(jié)晶,顯微組織由變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒和再結(jié)晶晶粒組成,其力學性能與不同類型晶粒的體積分數(shù)有關(guān),即再結(jié)晶晶粒的體積分數(shù)越高,則強度越低,塑性越高.綜上所述,在加工硬化和再結(jié)晶軟化效應(yīng)的共同作用下,經(jīng)過620 ℃/60 min退火處理的差厚板的力學性能表現(xiàn)出不均勻的特點.

圖3 實驗用差厚板的力學性能分布Fig.3 Distribution of mechanical properties of experimental TRB

2 實驗設(shè)備及有限元模型

2.1 實驗設(shè)備及參數(shù)

圖4為用于方盒件拉深成形實驗的萬能薄板成形實驗機及拉深模具裝配示意圖.凹模邊長為90 mm,底部圓角半徑為6 mm,厚區(qū)側(cè)壁圓角半徑和薄區(qū)側(cè)壁圓角半徑均為12 mm.凸模底部圓角半徑為6 mm,厚區(qū)側(cè)壁圓角半徑和薄區(qū)側(cè)壁圓角半徑分別為9.8 mm和10.9 mm.凸模與凹模間隙為1.1倍板料厚度.凹模和壓邊圈的板料接觸表面與差厚板的厚度變化相適應(yīng).壓邊力選用120 kN,凸模移動速度為6 mm/min.板料選用直徑為180 mm的差厚板,其圓心與差厚板過渡區(qū)的中心重合.

圖4 差厚板方盒件拉深成形實驗設(shè)備及模具Fig.4 Schematic diagram of equipment and die for deep drawing of square box made from TRB(a)—拉深成形實驗設(shè)備； (b)—拉深成形模具裝配示意圖.

2.2 有限元模型

采用數(shù)值模擬軟件ABAQUS 2016對差厚板方盒件的拉深成形過程進行模擬研究.差厚板采用CR340材料,密度ρ=7 850 kg/m3,楊氏模量E=210 GPa,泊松比ν=0.3.基于不同壓下率材料的力學性能數(shù)據(jù),使用拉格朗日插值法,以板料厚度為變量進行插值,可獲得如圖5所示的差厚板過渡區(qū)的真應(yīng)力、真應(yīng)變與厚度之間的關(guān)系.利用軟件的前處理功能,通過引入場變量,使不同壓下率材料的力學性能對應(yīng)不同的場變量值,從而實現(xiàn)材料模型的導入.

圖5 差厚板過渡區(qū)的真應(yīng)力、真應(yīng)變與厚度之間的三維曲面關(guān)系Fig.5 Relationships among the true stress, true strain and thickness of the transition zone of TRB(a)—平行于軋制方向； (b)—與軋制方向成45°； (c)—垂直于軋制方向.

圖6為差厚板方盒件拉深成形模擬的幾何模型,采用二分之一模型.凸模、凹模和壓邊圈為離散剛體,幾何尺寸與實驗用模具相同.由于與平面尺寸相比,差厚板的厚度很小,因此使用殼單元模擬差厚板,單元類型為S4R,網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm.通過解析場中的映射方法實現(xiàn)沿軋制方向變化厚度的賦予.壓邊力及凸模移動速度均與實驗相同,分別為120 kN和6 mm/min,摩擦系數(shù)選用0.12,質(zhì)量放大因子為1 000.

圖6 差厚板方盒件拉深成形模擬的幾何模型Fig.6 Geometric model to simulate deep drawing of square box made from TRB

3 有限元模擬與實驗結(jié)果對比

圖7給出了差厚板方盒件拉深成形的數(shù)值模擬與實驗結(jié)果.可以看出,由于沿軋制方向差厚板的厚度連續(xù)變化且力學性能分布不均勻,在拉深成形過程中薄側(cè)與厚側(cè)的變形程度不同.由圖3可知,與厚區(qū)相比,薄區(qū)材料具有較低的強度和較好的塑性,同時厚度較小,在相同外力作用下所受應(yīng)力較大.因此,在壓邊力一定的條件下,差厚板薄側(cè)首先發(fā)生變形,且金屬更容易流動.隨著拉深過程的進行,由于厚側(cè)板料金屬流動性較差,導致應(yīng)變分布不均勻,又因為與薄區(qū)相比,厚區(qū)材料的塑性較低.因此,在拉深成形過程中差厚板厚側(cè)直壁與底部之間的過渡圓角處首先破裂.

圖7 差厚板方盒拉深成形的數(shù)值模擬與實驗結(jié)果Fig.7 Experimental and simulation results of deep drawing of square box made from TRB(a)—有限元模擬； (b)—實驗.

對比圖7a和圖7b可以看出,數(shù)值模擬和實驗后方盒件的形貌和尺寸基本吻合,且開裂部位均位于方盒件厚側(cè)的底部圓角附近,說明有限元模型能夠很好地預測差厚板拉深過程中的變形行為和金屬流動情況.圖8給出了實驗和模擬條件下凸模的力-位移曲線,可以看出有限元模型所預測的載荷水平及整體變化趨勢與實驗結(jié)果基本吻合.此外,測量三次實驗后方盒件的拉深高度分別為23.1,21.6和22.8 mm,平均值為22.5 mm;數(shù)值模擬方盒件的拉深高度為23.4 mm.經(jīng)計算,實驗與數(shù)值模擬的誤差為4.0%.由此可見,本文構(gòu)建的差厚板拉深成形有限元模型具有較高的可靠性和準確性,能夠有效預測差厚板方盒件的拉深成形過程.

圖8 實驗和模擬條件下凸模的力-位移曲線對比Fig.8 Comparison of the force-displacement curves of punching from experiment and simulation

4 幾何參數(shù)對方盒件拉深成形性能和輕量化效果的影響

4.1 差厚板方盒件拉深成形性能的評價標準

采用極限拉深高度h和過渡區(qū)中心線偏移量Δl作為差厚板方盒件拉深性能的評價標準,研究在力學性能分布不均勻的情況下,差厚板的幾何參數(shù)(過渡區(qū)長度、過渡區(qū)位置、薄區(qū)與厚度的厚度差)對其拉深成形性能的影響.

極限拉深高度是評價板料成形性能的常用指標,指板料在不發(fā)生破裂和起皺的前提下,可以達到的最大拉深高度.極限拉深高度越大,說明板料的成形性能越好.差厚板方盒件的極限拉深高度主要受到板料破裂位置的影響.過渡區(qū)中心線偏移量是用于評價差厚板成形性能的另一重要指標,指在達到極限拉深高度時,差厚板過渡區(qū)中心線沿軋制方向的位移,測量方法如圖9所示(將過渡區(qū)中心線向厚側(cè)移動的位移記作正值,向薄側(cè)移動的位移記作負值).過渡區(qū)中心線偏移量能夠有效地反映差厚板的成形精度,過渡區(qū)內(nèi)應(yīng)變分布越均勻,則過渡區(qū)中心線偏移量越小,說明差厚板成形后零件的厚度分布與板料厚度分布越接近,有利于差厚板的結(jié)構(gòu)設(shè)計.

圖9 過渡區(qū)中心線上各點偏移量的測量方法Fig.9 Measuring the displacement of each point on the center line of TTZ

4.2 過渡區(qū)長度對方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)位置和厚度差一定的條件下,對過渡區(qū)長度分別為60，80，100，120和140 mm的差厚板進行方盒件拉深成形模擬,圖10給出了不同過渡區(qū)長度對應(yīng)的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點偏移量.由圖10a可以看出,隨著過渡區(qū)長度的增加,極限拉深高度先減小,后增大,當長度為100 mm時,拉深高度最低,分別為25.6 mm(60 mm)，23.4 mm(100 mm)和24.1 mm(140 mm).當過渡區(qū)長度小于方盒件的邊長時,凸模圓角分別與等厚度的薄區(qū)和厚區(qū)接觸,變形主要集中在等厚度區(qū)域,而過渡區(qū)內(nèi)應(yīng)變較小.此時過渡區(qū)越長,則薄區(qū)和厚區(qū)占比越小,從而導致成形過程中能夠發(fā)生流動的金屬減少,方盒件的極限拉深高度降低.當過渡區(qū)長度大于方盒件邊長時,凸模圓角與過渡區(qū)接觸,成形過程中過渡區(qū)和等厚度區(qū)域均發(fā)生較大變形.此時過渡區(qū)越長,沿軋制方向差厚板的厚度及力學性能變化越平緩,從而導致成形過程中應(yīng)變分布的不均勻程度降低,能夠發(fā)生流動的金屬增多,方盒件的極限拉深高度升高.

由圖10b可以看出,位于方盒件底部的過渡區(qū)向厚側(cè)移動,而位于方盒件法蘭處的過渡區(qū)向薄側(cè)移動.這是由方盒件成形過程中金屬流動方向和流量決定的:1)法蘭處的部分金屬分別向薄側(cè)圓角和厚側(cè)圓角流動,而側(cè)壁處的部分金屬向底部流動;2)薄側(cè)厚度較小且強度較低,成形時更容易發(fā)生變形,所以薄側(cè)流入凹模及其底部的金屬更多.此外,隨著過渡區(qū)長度增加,過渡區(qū)中心線偏移量減小.由圖10b還可以看出,具有不同長度過渡區(qū)的方盒件,中心線偏移量相差不大,說明過渡區(qū)長度對過渡區(qū)移動的影響較小.

圖10 不同過渡區(qū)長度對應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度和過渡區(qū)中心線上各點偏移量Fig.10 Limit drawing height and the offset of TTZ at different lengths of TTZ(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點偏移量.

4.3 過渡區(qū)位置對方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)的長度和厚度差一定的條件下,對過渡區(qū)位置分別為-10,-5,0,5,10 mm的差厚板進行方盒件拉深成形模擬(采用過渡區(qū)中心線與板料中心線之間的距離表述過渡區(qū)位置,過渡區(qū)靠近厚側(cè)時,距離值為正;反之,距離值為負).圖11給出了不同過渡區(qū)位置對應(yīng)的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點偏移量.可以看出,隨著過渡區(qū)由厚側(cè)向薄側(cè)移動,方盒件的極限拉深高度逐漸上升，由24.3 mm升至26.6 mm;同時,過渡區(qū)中心線的偏移量顯著減小.這是因為與薄區(qū)相比,厚區(qū)材料強度高而塑性低(屈服強度高91 MPa,均勻延伸率低4.2%),拉深過程中厚區(qū)金屬流動性相對較差,盒形件首先在厚區(qū)底部圓角位置處破裂.當過渡區(qū)靠近薄區(qū)時,板料內(nèi)厚區(qū)所占比例較大,厚區(qū)金屬受到外力而發(fā)生的塑性應(yīng)變可以分散到更多區(qū)域內(nèi)進行.因此,隨著板料內(nèi)厚區(qū)所占比例增加,板料內(nèi)應(yīng)變分布的均勻程度有所升高,從而導致極限拉深高度增加,過渡區(qū)中心線的偏移量降低.

圖11 不同過渡區(qū)位置對應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點偏移量Fig.11 Limit drawing height and the offset of TTZ at different positions of TTZ(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點偏移量.

4.4 厚度差對方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)的長度和位置一定的條件下,對厚度組合分別為1.0 mm/2.0 mm,1.2 mm/2.0 mm,1.4 mm/2.0 mm,1.6 mm/2.0 mm和1.8 mm/2.0 mm的差厚板進行方盒件拉深成形模擬,以研究厚度差對極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點偏移量的影響.如圖12所示,隨著薄區(qū)與厚區(qū)的厚度差減小,方盒件的極限拉深高度上升，由25.6 mm升高至27.1 mm.同時,過渡區(qū)中心線的偏移量顯著減小.造成這種現(xiàn)象的原因是:隨著厚度差的減小,板料厚度和力學性能的不均勻程度降低,在拉深成形過程中,板料薄厚兩側(cè)的厚度和力學性能越接近,則應(yīng)變分布越均勻,金屬流動越充分,各區(qū)域的變形更加同步.因此,隨著厚度差的減小,差厚板成形過程中的變形方式更加接近等厚度板,從而導致極限拉深高度增加,過渡區(qū)中心線偏移量減小.

圖12 不同厚度組合對應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點偏移量Fig.12 Limit drawing height and the offset of TTZ at different thickness combinations(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點偏移量.

4.5 幾何參數(shù)對方盒件輕量化效果的影響

表1給出了典型差厚板的幾何參數(shù)、極限拉深高度和質(zhì)量.可以看出,實驗用差厚板(TRB-1)方盒件的極限拉深高度為23.4 mm,質(zhì)量約為0.299 5 kg.將過渡區(qū)長度由100 mm縮短至60 mm(TRB-2),可以在不改變方盒件質(zhì)量的前提下,使其拉深高度上升約9.1%.在此基礎(chǔ)上,采用將過渡區(qū)向薄側(cè)移動或增加薄區(qū)厚度的方法均會使方盒件的極限拉深高度進一步提升,使其輕量化效果降低.經(jīng)計算,將過渡區(qū)向薄側(cè)移動10 mm(TRB-3),可使拉深高度上升3.9%,同時方盒件質(zhì)量增加8.1%;將薄區(qū)厚度由1.0 mm增加至1.8 mm(TRB-4),可使拉深高度上升5.9%,同時方盒件質(zhì)量增加26.7%.

表1 典型差厚板的幾何參數(shù)、極限拉深高度和質(zhì)量Table 1 Geometric parameters, limit drawing height and mass of the typical TRBs

因此,確定差厚板的幾何參數(shù)時,需根據(jù)實際工況,綜合考慮板料的成形性能和輕量化效果,從而在滿足性能要求的前提下,獲得良好的節(jié)材減重效果.

5 結(jié) 論

1) 差厚板顯微組織及力學性能的分布情況由軋制壓下率和退火工藝參數(shù)決定.當壓下率范圍為9%～54%,退火工藝為620 ℃,保溫60 min時,厚區(qū)發(fā)生靜態(tài)回復,薄區(qū)發(fā)生完全再結(jié)晶,過渡區(qū)則發(fā)生不完全再結(jié)晶,且壓下率越大,再結(jié)晶晶粒的體積分數(shù)越大.隨著壓下率的增大,差厚板的強度呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢;塑性呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢.

2) 建立了差厚板方盒件拉深成形的有限元模型,采用引入場變量的方法導入材料模型,采用解析場中構(gòu)建映射關(guān)系的方法賦予工件厚度變化.模擬和實驗結(jié)果基本吻合,說明有限元模型能夠有效地預測差厚板方盒件的拉深成形過程.

3) 對于力學性能分布不均勻的差厚板,其方盒件的拉深成形性能與板料幾何參數(shù)有關(guān).隨著過渡區(qū)長度的增加,極限拉深高度呈現(xiàn)先減小、后增大的趨勢;過渡區(qū)中心線偏移量減小.隨著過渡區(qū)由厚側(cè)向薄側(cè)移動,極限拉深高度增加;過渡區(qū)中心線偏移量減小.隨著板料薄區(qū)與厚區(qū)厚度差的減小,極限拉深高度增加;過渡區(qū)中心線偏移量減小.