郭 運(yùn)，顧 浩，李 亞

（1.寶山鋼鐵股份有限公司 研究院，上海 201900；2.汽車用鋼開(kāi)發(fā)與應(yīng)用技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201900；3.寶鋼日鐵汽車板有限公司 銷售部，上海 201900）

0 引 言

通過(guò)車身輕量化以提高車輛燃油經(jīng)濟(jì)性是汽車行業(yè)關(guān)注的焦點(diǎn)[1-3]，汽車用先進(jìn)高強(qiáng)鋼（advanced high strength steel，AHSS）具有較高的強(qiáng)度和較好的成形性，可在不損失車身性能的情況下實(shí)現(xiàn)車身輕量化，因此受到廣泛的關(guān)注和應(yīng)用[4,5]。隨著對(duì)汽車安全研究的不斷進(jìn)步，對(duì)車身結(jié)構(gòu)安全提出了更高的要求，對(duì)車身材料的功能表現(xiàn)也充滿期待，期待超高的強(qiáng)度、良好的成形性、較高的斷裂韌性等。雙相鋼（dual phase steel，DP）、淬火延性鋼（quenching & partitioning steel，QP）具有超高的強(qiáng)度和良好的可制造性，在汽車上的應(yīng)用呈上升趨勢(shì)，DP 鋼成為應(yīng)用較為廣泛的先進(jìn)高強(qiáng)鋼[6]。

雙相鋼因具有高延伸率、高初始硬化指數(shù)和低屈強(qiáng)比等良好的沖壓成形性，而成為汽車用高強(qiáng)鋼的首選。由于材料強(qiáng)度的提升，雙相鋼在進(jìn)行較復(fù)雜制件成形過(guò)程中易開(kāi)裂和起皺，與傳統(tǒng)鋼相比，更容易產(chǎn)生較大的回彈。關(guān)于雙相鋼的可制造性已有科研人員開(kāi)展了相關(guān)的研究，刁可山等[7]對(duì)寶鋼1000MPa 級(jí)DP 鋼的擴(kuò)孔性能和成形極限進(jìn)行了研究，980MPa 雙相鋼的FLC0較低，成形范圍窄，材料抵抗拉伸變形的能力較弱，但具有良好的脹形性能。高強(qiáng)度DP 鋼的斷裂特性與壓邊力大小關(guān)系密切，李梅等[8]的研究表明，壓邊力大時(shí)雙相鋼容易在彎曲圓角處斷裂，當(dāng)壓邊力小時(shí)則易在側(cè)壁上發(fā)生縮頸開(kāi)裂。SUH C H 等[9]對(duì)DP780 材料的壓型成形性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)拔模角和拉深筋對(duì)回彈的影響較大。雙相鋼在成形較復(fù)雜造型的制件時(shí)會(huì)出現(xiàn)開(kāi)裂問(wèn)題。QP 鋼作為最具代表性的第三代先進(jìn)高強(qiáng)鋼具有超高的強(qiáng)度，在變形過(guò)程中的TRIP（transformation induced plasticity，相變誘導(dǎo)塑性）效應(yīng)使得該鋼種同時(shí)兼?zhèn)淞肆己玫某尚涡?，被認(rèn)為可以替代熱成形鋼（press hardening steel，PHS）成形造型復(fù)雜的制件[10,11]。

前縱梁是車身關(guān)鍵的碰撞安全件，需要具備超高的強(qiáng)度以便在各種正面碰撞中確保其不發(fā)生變形或微小變形，保持汽車地板的結(jié)構(gòu)完整，避免對(duì)駕駛艙的過(guò)度侵入。以前前縱梁采用較大厚度的傳統(tǒng)高強(qiáng)鋼保障結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，質(zhì)量較重。因輕量化的需求，現(xiàn)在前縱梁一般采用熱成形材料，但是制造成本較高，限制了熱成形縱梁在小成本或低端車型上的應(yīng)用。研究通過(guò)應(yīng)用980MPa 超高強(qiáng)鋼材料，并輔以合適的制件結(jié)構(gòu)優(yōu)化和工藝設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)了超高強(qiáng)鋼縱梁本體的開(kāi)發(fā)，可為同類超高強(qiáng)制件提供參考。

1 前縱梁優(yōu)化及工藝分析

前縱梁位于縱梁總成后部、前圍板和地板前下方，是正面碰撞時(shí)的主要傳力途徑，如圖1所示。高速碰撞時(shí)，縱梁前段充分潰縮吸收能量以降低傳導(dǎo)至車身的力，處于后端的縱梁在高速?zèng)_擊下需保持結(jié)構(gòu)完整，防止彎曲變形，避免因侵入量過(guò)大危及前排駕乘人員安全，同時(shí)將力有效傳導(dǎo)至車身，因此縱梁通常采用高強(qiáng)鋼材料。縱梁最初設(shè)計(jì)為1.8 mm 厚的HC420/780DP 材料，若采用1.4 mm 厚 的980MPa 級(jí)材料則可實(shí)現(xiàn)成形制件減輕質(zhì)量20%以上。經(jīng)靜態(tài)性能和碰撞性能分析，采用1.4 mm 厚的980MPa材料并不會(huì)造成整車性能的損失，因此具備高強(qiáng)減薄的可行性。

圖1 縱 梁

縱梁因受動(dòng)力總成和輪胎包絡(luò)的影響，在與前縱梁連接的前部區(qū)域呈現(xiàn)寬度小且深度深的腔體造型，再加上較大的縱向彎曲造型，其沖壓成形具有一定的難度，原成形工藝為：拉深、切邊沖孔、整形修邊、沖孔側(cè)沖孔。

2 材料成形性分析

常用的980MPa級(jí)材料有雙相鋼980DP、淬火延性鋼980QP和馬氏體鋼980MS。馬氏體鋼因?yàn)榈偷难由炻屎统叩那鼜?qiáng)比不適合沖壓成形，選用HC550/980DP 和HC600/980QP 作為研究對(duì)象。HC550/980DP 和HC600/980QP 的主要化學(xué)成分如表1 所示。圖2 所示為2 種材料的光學(xué)顯微組織，980DP 主要由鐵素體和馬氏體兩相構(gòu)成，而980QP則由鐵素體、馬氏體和殘余奧氏體三相構(gòu)成。工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3 所示，主要拉伸性能如表2 所示。980DP和980QP材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度相當(dāng)，但QP 鋼的均勻延伸率和加工硬化指數(shù)（n 值）比DP 鋼分別高出63.4%和33.0%，典型成形性指數(shù)QP鋼明顯占優(yōu)，主要是由于殘余奧氏體在材料變形過(guò)程中發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變，通過(guò)相變誘導(dǎo)塑性（TRIP 效應(yīng)）提升材料的變形能力。

表1 HC550/980DP和HC600/980QP化學(xué)成分 質(zhì)量分?jǐn)?shù)

借助成形極限曲線（forming limit curve,FLC）評(píng)價(jià)薄板材料成形能力具有現(xiàn)實(shí)意義，也是應(yīng)用最為廣泛的方法。FLC描述了薄板在應(yīng)力作用下開(kāi)始縮頸時(shí)的局部應(yīng)變，顯示薄板局部成形的能力。利用Nakazima 試驗(yàn)法測(cè)得1.4 mm 厚HC550/980DP 和1.6 mm 厚HC600/980QP 板料的FLC 曲線如圖4 所示，其中980DP 最低點(diǎn)FLC0=13%，980QP 最低點(diǎn)FLC0=24.3%。

表2 HC550/980DP和HC600/980QP主要拉伸性能

圖2 光學(xué)顯微結(jié)構(gòu)

圖3 工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

3 制件成形性有限元分析

3.1 全工序仿真分析

采用模擬軟件AutoForm 對(duì)制件進(jìn)行全工序成形及回彈仿真分析，工藝排布及拉深工序模面設(shè)計(jì)均參照原設(shè)計(jì)進(jìn)行，拉深工序有限元模型如圖5 所示，仿真材料參數(shù)如表3 所示，硬化曲線均采用Swift/Hockett-Sherby 混合模型擬合，屈服模型均采用BBC模型。

圖4 成形極限曲線

圖5 拉深工序仿真分析模型

圖6 所示為1.4 mm 厚的HC550/980DP 拉深成形及回彈計(jì)算結(jié)果。圖6（a）所示在拉深深度最大和拔模角度最小的部位均出現(xiàn)了開(kāi)裂；圖6（b）所示為局部應(yīng)變?cè)贔LD 圖上的分布；圖6（c）所示為拉深減薄率分布，3 個(gè)開(kāi)裂位置的減薄率均超過(guò)13%，最大達(dá)17.2%。側(cè)整形后在制件兩端呈現(xiàn)較大的回彈變形，最大回彈達(dá)到11.1 mm，如圖6（d）所示。

圖7 所示為1.4 mm 厚HC600/980QP 拉深結(jié)果，成形性良好，無(wú)開(kāi)裂或起皺情況，盡管HC600/980QP 材料可以滿足制件的成形性要求，但因尚未完成材料認(rèn)證，暫時(shí)無(wú)法應(yīng)用。

3.2 失效分析及優(yōu)化措施

采用HC550/980DP 材料進(jìn)行制件開(kāi)發(fā)的主要問(wèn)題為沖壓開(kāi)裂和回彈尺寸超標(biāo)，直接采用原材料開(kāi)發(fā)存在較大風(fēng)險(xiǎn)。

表3 沖壓仿真材料參數(shù)

圖6 成形及回彈計(jì)算結(jié)果

圖7 HC600/980QP成形計(jì)算結(jié)果

HC550/980DP 成形性低是導(dǎo)致開(kāi)裂的主要原因，從典型的成形性指數(shù)來(lái)看，HC550/980DP 的均勻延伸率僅為7.89%，n 值為0.109，均低于HC420/780DP，也低于同強(qiáng)度級(jí)別的HC600/980QP。從組織結(jié)構(gòu)來(lái)看，DP 鋼由鐵素體和硬質(zhì)相馬氏體相構(gòu)成，隨著強(qiáng)度的提升，馬氏體相在組織中的含量越來(lái)越高，材料的成形性降低。由于較高比例馬氏體相的存在，隨著拉深變形的加大，HC550/980DP 材料對(duì)局部應(yīng)力的舒緩能力不足，無(wú)法像QP 鋼一樣通過(guò)殘余奧氏體的相變避免局部應(yīng)力集中，并將應(yīng)力有效傳導(dǎo)出去，引入更多的材料參與變形（硬化能力）。同樣因?yàn)橛不芰Σ蛔?，?dǎo)致在拉深變形中實(shí)際參與變形的材料較QP 鋼少，更容易發(fā)生局部過(guò)度減薄，導(dǎo)致開(kāi)裂，980DP 材料偏低的FLC0值也印證了這一成形特性。HC550/980DP 的組織特點(diǎn)決定了其拉深成形能力差的特性，在制件設(shè)計(jì)中對(duì)此應(yīng)充分考慮，避免制件對(duì)板料有過(guò)高的拉深成形性要求。

工藝排布及拉深工序模面設(shè)計(jì)不合理是導(dǎo)致成形開(kāi)裂的另一個(gè)主要原因，開(kāi)裂主要發(fā)生在拉深深度較深且拔模角度較小區(qū)域。圖6（b）所示開(kāi)裂區(qū)域的應(yīng)變狀態(tài)主要為拉伸變形，增加材料流入將有利于改善開(kāi)裂。圖8所示在成形制件前端兩側(cè)均發(fā)生了開(kāi)裂，該位置兩側(cè)拔模角度均未超過(guò)5°，而在后端開(kāi)裂位置的拔模角度也僅為4.9°，拔模角度過(guò)小導(dǎo)致材料成形困難，因此需在結(jié)構(gòu)允許的情況下增大拔模角度。由于空間、搭接關(guān)系等限制無(wú)法通過(guò)修改制件造型來(lái)增大拔模角度，但可以在工藝設(shè)計(jì)中將板料的變形量分配到后續(xù)整形工序，增大拉深時(shí)的拔模角度，降低成形難度。最大拉深深度約70 mm，不存在過(guò)拉深的情況。凸模圓角和凹模圓角小，不利于材料流動(dòng)，也會(huì)造成成形困難。成形該制件的凸模圓角半徑最小為R6.5 mm，凹模圓角半徑最小為R7.5mm，均相對(duì)偏小。拉深模設(shè)計(jì)時(shí)，可將上述圓角半徑放大至R10 mm 以上，并在后續(xù)整形工序再整形到位。綜上分析，拔模角度小是影響拉深成形性的首要原因，增大制件拔模角度、放大凸模和凹模圓角、降低材料流入難度有利于改善開(kāi)裂。

超高強(qiáng)鋼材料成形性偏低，成形后因內(nèi)應(yīng)力分布不均導(dǎo)致回彈問(wèn)題突出。圖9所示為前縱梁整形后的回彈，由圖9 可知，回彈超過(guò)了±1 mm 的尺寸精度要求?；貜椫饕l(fā)生在制件的兩端，原工藝整形為首工序，對(duì)頂部的定型不足，拉深后兩端回彈較大，兩側(cè)法蘭邊受端部翹曲影響及局部反向補(bǔ)償不足，整形后回彈仍然超標(biāo)較多，需加大反向補(bǔ)償。因此改善回彈需從強(qiáng)化頂部定型性和優(yōu)化回彈補(bǔ)償量2個(gè)方向進(jìn)行綜合整改。

根據(jù)以上分析，考慮HC550/980DP 材料的拉深成形特性，從工藝排布和模具設(shè)計(jì)兩方面考慮，對(duì)制件成形及回彈控制進(jìn)行整改，制定了改進(jìn)措施。

（1）優(yōu)化模具設(shè)計(jì)，增大拉深工序拔模角度，開(kāi)裂位置最小拔模角度＞5°。

（2）拉深模凸模圓角設(shè)計(jì)半徑＞R10 mm，凹模圓角半徑保持在R12 mm以上。

（3）優(yōu)化工藝排布，在整形修邊工序后增加側(cè)整形工序以應(yīng)對(duì)回彈尺寸超差的問(wèn)題。

4 改進(jìn)措施驗(yàn)證

制件造型無(wú)法變更，但工藝排布可針對(duì)980MPa級(jí)別超高強(qiáng)鋼應(yīng)用進(jìn)行重新設(shè)計(jì)和優(yōu)化。針對(duì)拉深開(kāi)裂問(wèn)題降低拉深工序?qū)Π辶铣尚涡砸螅瑴p小拉深變形量，并適當(dāng)分配至后工序。針對(duì)該制件，主要方案是增大拔模角度：將前端最小拔模角度由0.67°增大至7.81°，為了平衡材料流入，將對(duì)應(yīng)位置側(cè)立面拔模角度由最小4.7°增大至8.2°。類似將后端的拔模角度由4.9°和11.4°分別增大至8.7°和12°。此外為了改善成形性和材料流入，還將成形較難部位的壓料面適當(dāng)抬高，以降低拉深深度。

對(duì)頂部圓角的變形量進(jìn)行了重新分配，為滿足拉深工序增大拔模角度與改善凸模圓角成形性的需要，將凸模圓角半徑增大至10°～18°，并在后續(xù)整形及側(cè)整形工序?qū)㈨敳繄A角整形到設(shè)計(jì)尺寸。

隨著材料強(qiáng)度的提升，成形后的回彈控制也更加困難，針對(duì)800MPa 及以下強(qiáng)度高強(qiáng)鋼制件的回彈，當(dāng)前通過(guò)一道次整形可滿足回彈控制要求。但針對(duì)強(qiáng)度更高的超高強(qiáng)鋼材料，如HC550/980DP，在制件未進(jìn)行針對(duì)性結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的情況下，一般需要增加整形量方可達(dá)到回彈控制的目的。針對(duì)該制件的造型特征，在原4 道工序布置的基礎(chǔ)上增加側(cè)整形工序，工藝布置設(shè)計(jì)為拉深、切邊沖孔、整形修邊、側(cè)整形，沖孔側(cè)沖孔。整形工序?qū)蠖嗽煨洼^復(fù)雜部位先實(shí)施局部整形，對(duì)兩側(cè)立壁回彈進(jìn)行反向補(bǔ)償2°～4°。側(cè)整形工序?qū)㈨敳繄A角整形到設(shè)計(jì)尺寸，并對(duì)側(cè)壁進(jìn)行反向回彈補(bǔ)償，法蘭邊在側(cè)壁補(bǔ)償基礎(chǔ)上再增加1°～2°反向補(bǔ)償。

AutoForm 軟件中采用新的工藝排布和模具設(shè)計(jì)對(duì)制件進(jìn)行全工序仿真分析，拉深成形性及安全裕度如圖10（a）、（b）所示，開(kāi)裂問(wèn)題得以消除，且未產(chǎn)生其他拉深缺陷。通過(guò)工藝優(yōu)化增加側(cè)整形工序，制件的回彈改善明顯，但在局部位置仍稍有超標(biāo)情況，如圖10（c）所示，回彈超標(biāo)主要發(fā)生在整形變形量偏小的法蘭邊部區(qū)域，后續(xù)可考慮在超高強(qiáng)鋼制件設(shè)計(jì)階段通過(guò)增加局部特征改善局部變形狀態(tài)，提升整體回彈控制水平。

依據(jù)整改后方案進(jìn)行模具開(kāi)發(fā)和調(diào)試，尺寸精度按照1 mm的控制要求，成形制件合格率達(dá)到85%以上，制定的改進(jìn)措施有效，在設(shè)計(jì)約束下實(shí)現(xiàn)了980MPa 級(jí)輕量化縱梁制件的開(kāi)發(fā)，圖11 所示為成形的樣件。

5 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)某車型縱梁采用980MPa 級(jí)超高強(qiáng)鋼的開(kāi)發(fā)，HC550/980DP 材料固有的成形特性對(duì)制件設(shè)計(jì)和工藝開(kāi)發(fā)均提出了新的挑戰(zhàn)。在制件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的約束下，通過(guò)優(yōu)化工藝排布對(duì)成形制件變形量進(jìn)行合理分配，并通過(guò)增大局部拔模角度、優(yōu)化凸模和凹模圓角、降低拉深深度等措施，改善板料在拉深工序的成形性以及通過(guò)增加側(cè)整形工序加大對(duì)回彈尺寸的控制，成功應(yīng)用1.4 mm HC550/980DP 材料代替原設(shè)計(jì)1.8 mm 厚的HC420/780DP 材料開(kāi)發(fā)符合質(zhì)量要求的980MPa 前縱梁，在不損失整車性能的情況下實(shí)現(xiàn)制件質(zhì)量減輕22.21%。HC550/980DP超高強(qiáng)度前縱梁本體制件的開(kāi)發(fā)為設(shè)計(jì)人員提供了新的輕量化思路，在部分關(guān)鍵安全件上除了熱成形方案還可以應(yīng)用綜合開(kāi)發(fā)成本更低的超高強(qiáng)鋼方案。在超高強(qiáng)鋼制件設(shè)計(jì)階段應(yīng)充分考慮強(qiáng)度提升帶來(lái)的板料成形性差、回彈大的影響，設(shè)計(jì)與工藝結(jié)合才能有效降低超高強(qiáng)鋼制件開(kāi)發(fā)難度，對(duì)提高超高強(qiáng)鋼應(yīng)用、實(shí)現(xiàn)車身輕量化將大有益處。