王雷

（中車長春軌道客車股份有限公司國家軌道客車工程研究中心總體研發(fā)部，長春130062）

1 前言

汽車車體輕量化替代材料及結(jié)構(gòu)優(yōu)化已成為目前關(guān)注和亟待解決的焦點問題之一。高強度鋼的比強度高，可以同時滿足實現(xiàn)輕量化和使用性能的要求，與傳統(tǒng)材料相比有明顯優(yōu)勢，因此在轎車防撞梁等安保類零件的應(yīng)用越來越廣泛[1]。但是高強度鋼的冷沖壓成形性能較差，成形力大，制件回彈嚴(yán)重，尺寸精度控制困難，傳統(tǒng)冷沖壓工藝難以解決構(gòu)型復(fù)雜的制件成形問題[2]。

熱成形技術(shù)是在高溫狀態(tài)下對板料進(jìn)行沖壓成形并冷卻淬火，具有形狀尺寸精度高、成形性能優(yōu)良、制件成形后的抗拉強度高達(dá)1 500 MPa以上等突出優(yōu)點，目前已經(jīng)成為新興的高強度鋼先進(jìn)成形技術(shù)之一。由于熱成形工藝過程復(fù)雜，制件的成形過程都在溫度場與應(yīng)力場的耦合作用下完成，因此熱成形模具必須同時滿足制件形狀尺寸的成形要求和快速高效的冷卻能力，才能保證成形后的制件機(jī)械性能和尺寸精度達(dá)到設(shè)計使用要求；導(dǎo)致熱成形模具結(jié)構(gòu)復(fù)雜，技術(shù)工藝開發(fā)難度大、周期長、開發(fā)成本高。

瑞典Lule?大學(xué)Paul?kerstr?m研究了硼鋼的熱成形同時冷卻變形的數(shù)學(xué)模型及材料參數(shù)的影響[3]，A.Erman Tekkaya等人對熱成形件的熱力耦合工藝設(shè)計進(jìn)行了模擬研究[4]。國內(nèi)同濟(jì)大學(xué)王立影等建立了熱成形模具部件和水流的傳熱模型，并研究了臨界水流速度的影響[5]。吉林大學(xué)谷諍巍等研究了防撞梁等熱成形制件的成形工藝、模具內(nèi)淬火過程對制件性能的影響以及超高強度鋼板激光點焊技術(shù)[6-7]。

針對某車型帽形件熱成形過程開展研究，分析了基于熱力耦合場的熱成形模具冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計及其數(shù)值優(yōu)化方法，并通過試驗研究，獲得了熱成形模具冷卻管路關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)對冷卻淬火過程、制件組織性能的影響關(guān)系。

2 帽形件熱成形模具結(jié)構(gòu)設(shè)計

2.1 高強度鋼熱成形的基本原理

熱成形技術(shù)（也稱為熱沖壓成形技術(shù)）的主要原理是將高強度鋼板料送入專用加熱爐中加熱到材料的再結(jié)晶溫度以上，并保溫一段時間，使板料內(nèi)部組織完全實現(xiàn)奧氏體化轉(zhuǎn)變，然后將仍處于高溫狀態(tài)的板料迅速送至熱成形模具中快速成形，熱成形模具開設(shè)有若干組冷卻管路，可以在板料成形后對其快速冷卻淬火，使得成形淬火后制件的微觀組織由成形前的奧氏體組織轉(zhuǎn)變?yōu)榫鶆蚍植嫉鸟R氏體組織，從而使成形制件具有更高的機(jī)械性能和優(yōu)異的尺寸精度。熱成形用高強度鋼在成形前的抗拉強度約為500～600 MPa，經(jīng)過模具淬火成形后，最終成形制件的抗拉強度可達(dá)1 500 MPa以上，尺寸精度高，基本無回彈[7-9]。根據(jù)成形制件的形狀復(fù)雜程度，熱成形工藝可分為直接成形工藝和間接成形工藝。直接成形工藝是將板料首先加熱到完全奧氏體化，迅速轉(zhuǎn)移到成形模具中并在高溫下快速成形淬火，適用于成形形狀較簡單的制件，如圖1a所示；間接成形工藝的板料首先進(jìn)行冷沖壓預(yù)變形，使板料的形狀尺寸接近制件最終形狀尺寸90%以上，再將板料進(jìn)行加熱、最終成形淬火，可以生產(chǎn)形狀復(fù)雜的制件，如圖1b所示。

圖1 熱成形工藝

2.2 熱成形模具的冷卻系統(tǒng)設(shè)計

與傳統(tǒng)冷沖壓模具相比，熱成形模具必須具備同時將板料成形淬火的功能，才能保證制件預(yù)期的機(jī)械性能和尺寸精度。因此，熱成形模具必須從保證零件的可成形性、模具可加工性、可靠性以及成本等多方面綜合考慮，優(yōu)化設(shè)計冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)布局、尺寸參數(shù)、工況條件，以便實現(xiàn)對板料和模具的高效冷卻。其設(shè)計要求應(yīng)考慮如下方面。

a.模具應(yīng)具備高效的冷卻能力。高溫板料與模具接觸后，板料變形的同時即開始降溫，但是板料只有在冷卻速度大于某一臨界速度（27℃/s）時才會發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變，因此，模具對板料的最小冷卻速率必須大于該臨界值。冷卻系統(tǒng)需要將熱量及時吸收轉(zhuǎn)移，實現(xiàn)板料快速淬火，保證板料內(nèi)部組織由奧氏體向馬氏體的轉(zhuǎn)變；同時，冷卻系統(tǒng)還應(yīng)滿足生產(chǎn)線連續(xù)生產(chǎn)節(jié)拍的要求，保證制件成形時模具表面的初始溫度相同；

b.冷卻系統(tǒng)應(yīng)保證均勻冷卻，減小模具型面、制件表面的溫度差，避免制件組織分布不均勻以及由于溫差引起的熱應(yīng)力對成形精度和模具使用壽命的不利影響；

c.模具機(jī)械強度應(yīng)滿足使用壽命要求。冷卻系統(tǒng)布設(shè)有數(shù)量眾多的冷卻管路，需要在模具內(nèi)鉆孔，導(dǎo)致模具機(jī)械強度下降，因此必須保證鉆孔后模具的機(jī)械強度大于模具材料的許用強度。

熱成形模具冷卻系統(tǒng)可以分為3個部分，即冷卻介質(zhì)循環(huán)動力源、模具外接冷卻循環(huán)管路以及模具內(nèi)部的冷卻循環(huán)管路。本研究主要探討模具內(nèi)部冷卻循環(huán)管路設(shè)計，其結(jié)構(gòu)組成如圖2所示。其中配流板內(nèi)部開設(shè)有冷卻水主干管路，并與凸模通過連接螺釘裝配連接，為了保證冷卻效率和模具加工便利性，通常將凸模沿著長度方向分為若干個分塊，并且貼近凸模型面進(jìn)行鉆孔開設(shè)冷卻水流道；考慮到較長的流道需要從兩端對鉆以便降低加工難度，為了保證鉆孔的有效連接，在邊孔的中間銑削出空腔水槽，密封螺釘用于將空腔水槽端部開孔封死，使得凸模內(nèi)部的冷卻水流道形成閉合的流動回路?？涨凰叟c配流板連接處安裝密封圈進(jìn)行密封。冷卻水從進(jìn)水口流入，沿箭頭所示方向流過模具，最后從出水口流出，冷卻水通過與模具之間的熱交換實現(xiàn)對模具材料以及板料的冷卻。

圖2 熱成形模具冷卻系統(tǒng)設(shè)計

3 基于熱力耦合場的熱成形模具冷卻系統(tǒng)理論模型構(gòu)建

3.1 熱成形過程的熱力耦合分析基本方程

熱成形過程中，板料在溫度場與應(yīng)力場的耦合作用下發(fā)生塑性變形并與模具接觸傳遞熱量，并且板料還存在組織相變的過程，因此，大大增加了模擬的難度和建模的復(fù)雜程度。

板料的塑性變形過程可視為彈塑性邊值求解問題，而板料的受熱為瞬態(tài)熱傳導(dǎo)求解問題，為了綜合考慮二者耦合現(xiàn)象，需要將其對應(yīng)的場變量聯(lián)立求解。

在顯式動態(tài)熱力耦合模擬中，可以采用質(zhì)量矩陣的時間中心差分積分公式求解力學(xué)方程，采用向前差分公式逐步積分求解傳熱方程。當(dāng)向前差值積分和中心差值積分都為顯式時，顯式耦合方法可以同時獲得傳熱和力學(xué)的對應(yīng)解，從而實現(xiàn)熱變形過程的耦合分析。

傳熱方程的向前差分時間積分公式為：

式中，TN為節(jié)點N處的溫度值，為當(dāng)前增量步長對應(yīng)的時間間隔。向前差值積分在采用集中熱容矩陣且不需求解條件下是顯式的。每步長對應(yīng)的溫度值可由上一步的求解，則由式（2）計算求解。

力學(xué)方程集中質(zhì)量矩陣的中心差值積分公式如下。

式中，uN為節(jié)點N處的自由度。中心差值積分在節(jié)點運動狀態(tài)由前一節(jié)點的確定條件下是顯式的。

3.2 熱成形模具冷卻系統(tǒng)有限元模型的建立

在熱成形工藝中，板料與模具發(fā)生直接接觸后主要通過模具內(nèi)部開設(shè)的冷卻系統(tǒng)進(jìn)行降溫冷卻。相對于板料與模具間的接觸傳熱，板料與空氣的對流傳熱比例很小，因此本研究忽略板料對空氣的散熱。

圖3所示為熱成形模具的凸模冷卻管路透視圖，由于在模具中開設(shè)有圓形冷卻管路，冷卻水在管路內(nèi)部流動，模型簡化后屬于圓管內(nèi)強制對流換熱問題。冷卻水進(jìn)入冷卻管路流經(jīng)一段距離后，冷卻水的流速和流動狀態(tài)逐漸穩(wěn)定，這一段距離稱為入口段。流態(tài)穩(wěn)定后，流動進(jìn)入充分發(fā)展段。流體在充分發(fā)展段的流態(tài)可通過Reynolds數(shù)來判定。

圖3 熱成形模具凸模冷卻管路透視圖

式中，ν為流體平均流速；d為管路直徑；μ為流體動力粘度；v為流體運動粘度；ρ為流體密度；Q為體積流量；A為管道橫截面積。

熱成形模具冷卻系統(tǒng)對流換熱聯(lián)立方程如下。

式中，h為對流傳熱膜系數(shù)；d為冷卻管直徑；l為入口段長度；L為冷卻管長度；角標(biāo)f和w分別表示管道內(nèi)部的流體和管壁附近的流體，Pr為Prandtl數(shù)。

由于模型長度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其它兩個方向，因此本文忽略對入口段的研究，將模型簡化為2D模型，并且該模型為對稱模型，可取其1/2進(jìn)行建模，如圖4所示。凹模剛體的運動自由度完全約束，凸模的運動采用位移幅值曲線約束Y軸平動自由度控制，并約束凸模參考點的X、Z軸平動自由度以及X、Y、Z三軸轉(zhuǎn)動自由度。由于壓邊圈要對板料起到壓邊作用，因此約束設(shè)定與凸模參考點相同。

圖4 熱成形模具冷卻系統(tǒng)的有限元模型

4 熱成形模具冷卻系統(tǒng)試驗研究

4.1 試驗方案

高強度鋼板料選用厚度為2 mm的22MnB5板材。帽形件形狀及尺寸參數(shù)如圖5所示。

圖5 帽形件幾何形狀尺寸

熱成形主要工藝參數(shù)為加熱溫度950℃，保溫時間5 min，沖壓速度400 mm/s，保壓時間8 s。

為了簡化試驗，采用同一套模架，配有不同管路尺寸的試驗?zāi)K，試驗裝置及模具如圖6、圖7所示。

圖6 熱成形試驗?zāi)＞?/p>

圖7 熱成形試驗裝置

4.2 試驗結(jié)果分析

在冷卻系統(tǒng)中，距離入水口越遠(yuǎn)的冷卻管路，其入口流速和出口流速都較離入水口近的冷卻管路慢，管路入口與出口的速度降幅也較大。因此距離入水口較遠(yuǎn)的冷卻管路冷卻效果較差，導(dǎo)致板料冷卻不均勻，影響成形件質(zhì)量。

設(shè)定模型初始條件為冷卻管道長度為300 mm,管路間距為15 mm，初始入水口距水管距離為70 mm，入水口流速為10 m/s情況下，增大最外側(cè)冷卻管路（管路1）的直徑尺寸，研究各管路的流行情況。分別模擬研究了冷卻管路直徑D均為8 mm和將最外側(cè)冷卻管道增大到10 mm和12 mm三種情況下管路水流速的情況。圖8為單組冷卻管路參數(shù)示意圖。

圖8 單組冷卻管路參數(shù)示意圖（增大外側(cè)冷卻管路直徑）

圖9為采用有限元模擬獲得的增大外側(cè)冷卻管路直徑后各管路的流速損失情況。從圖9可知，當(dāng)各管路直徑都為8 mm時，直線斜率較大，說明各管路流速損失差別較大，距入水口較遠(yuǎn)的最外側(cè)冷卻管路1的流速損失最大。增大管路1直徑后，3條管路流速損失差別逐漸較小。當(dāng)管路1直徑增大到12 mm時，3條管路流速損失差別較小，說明各管路水流的均勻性變好。這是由于冷卻水流經(jīng)水槽流向管道時，距離較遠(yuǎn)處水壓較小，且在彎角處會產(chǎn)生水路回流，造成最外側(cè)冷卻管路水流速度較小，與中心水流速度差別較大。隨著管徑的增加，最外側(cè)管路水流逐漸增大，與中心管水路差別越來越小，水路流動均勻性較好。

圖9 各管路的流速損失（增大外側(cè)冷卻管路直徑）

圖10所示為不同管路直徑的熱成形模具淬火后板料的微觀組織分布圖，由圖10可知，隨模具冷卻管路直徑的增大，淬火后馬氏體的板條尺寸變小。這是由于隨著冷卻管路直徑的擴(kuò)大，板料單位面積上可帶走的熱量增加，因此，降溫速率加快，馬氏體板條變細(xì)。細(xì)小的馬氏體板條組織會增加板料的硬度及強度，提高成形件的質(zhì)量。

圖10 不同冷卻管路直徑的淬火后板料微觀組織

圖11所示為冷卻管路直徑對板料平均顯微硬度的影響曲線。隨著冷卻管路直徑的增大，板料的平均顯微硬度升高。這是由于隨著冷卻效果的增強，板料內(nèi)部馬氏體板條束逐漸增多，裂紋擴(kuò)展過程需要克服的阻力越大，消耗的功越多，因而提高了材料的硬度、強度。

圖11 冷卻管路直徑對板料顯微硬度的影響

5 結(jié)論

a.采用基于熱力耦合場的數(shù)值迭代計算方法，建立了熱成形模具冷卻系統(tǒng)的有限元理論分析模型，獲得了模具冷卻管路幾何參數(shù)對帽形件冷卻效果、顯微組織及機(jī)械性能的影響規(guī)律。

b.采用有限元仿真和成形試驗進(jìn)行了驗證，結(jié)果表明，合理增大外側(cè)冷卻管路直徑后，冷卻系統(tǒng)各管路流速損失差異逐漸較小，冷卻水流的均勻性得到改善，有利于提高制件成形質(zhì)量。

c.在保證模具強度的前提下，增大冷卻管路直徑，有助于提高模具的冷卻效果，獲得的馬氏體組織板條尺寸更細(xì)小，從而了提高制件的機(jī)械性能。