基于半球凸模試驗的高強鋼邊部成形性敏感度分析

王雪聽 ，牛 超

（1.寶山鋼鐵股份有限公司 中央研究院，上海 201900；2.汽車用鋼開發與應用技術國家重點實驗室（寶鋼），上海 201900）

0 引 言

為了實現車身輕量化和保證車身安全性，先進高強鋼在白車身得到廣泛應用。先進高強鋼由于采用新的成分設計和精確過程控制技術，實現了鐵素體、貝氏體、奧氏體及馬氏體不同相組織的精確控制，從而得到了更高的強度[1]。由于組織及性能上的差異，高強鋼在實際沖壓過程中，尺寸精度與可成形性的問題愈發突出，尤其是零件的邊部開裂，成為高強鋼推廣使用中的難題之一。

車身縱梁類零件存在多處搭接邊，成形工序復雜，在生產過程中常出現邊部開裂問題[2-5]。現有的有限元仿真模擬僅能通過成形極限曲線預測板面內的開裂傾向，而對邊部開裂無法準確預測。對于縱梁類零件的邊部開裂問題，沖壓現場一般通過調整毛刺朝向、打磨毛刺、調整沖裁間隙等方法減輕邊部開裂傾向。參考文獻[6]研究了切割工藝對超高強度鋼邊部質量及成形性能的影響，表明改善邊部質量有助于改善邊部開裂傾向，提升邊部成形性。但對于實際沖壓，改善邊部質量將導致效率降低、模具使用壽命縮短等問題，且對不同材料的邊部開裂問題改善效果不一，對于部分材料，無法解決邊部開裂問題，有時甚至需要改變模具結構或更換成形性更好的材料來滿足要求。因此，了解各種材料的邊部成形性及邊部質量的敏感程度將有助于預防和解決邊部開裂問題。在此，將基于半球凸模對4種780 MPa級別的典型高強鋼開展邊部成形性研究，分析比較不同鋼種對于邊部開裂的敏感程度，為零件設計時材料的選用及沖壓成形提供參考。

1 試驗方法

試驗基于半球凸模脹形模具，在寶鋼MTS液壓伺服壓力機上開展試驗，設定凸模直徑φ100 mm，凸模速度為0.5 mm/s，壓邊力500 kN，確保成形過程中板料不發生竄動。試樣尺寸為200 mm×100 mm，試驗時將試樣放置于半球凸模一側，使半球凸模中心最高點與試樣長邊中心對齊，隨后壓力機閉合將試樣壓緊，凸模上升至板料邊部開裂后停止。試樣表面噴涂散斑，采用數字圖像相關方法（digital image correlation，DIC）全程記錄試樣表面的應變狀態。試驗材料選用DP780、DH780、CP780和TRIP780四個780 MPa級別的材料，厚度為1.4 mm，基礎力學性能如表1所示。試驗試樣均為縱向試樣，即軋制方向平行于試樣長邊，對多個測試數值取平均值。試驗的試驗裝置如圖1所示。

表1 試驗材料基礎力學性能

圖1 試驗裝置

2 試驗結果與分析

2.1 變形過程分析

以DP780的沖裁邊質量為例，試樣開裂后邊部中點的高度和側向位移變化過程如圖2所示。由圖2可見，隨著凸模的上升，放置于半球凸模一側的試樣邊部升高的同時向一側滑移，當達到邊部的成形極限時發生開裂，開裂后試樣邊部中點的高度和側向位移因回彈而下降，最終趨于穩定。

圖2 DP780材料試樣中心點的高度和側向位移變化曲線

圖3所示為凸模上升過程中沖裁邊質量試樣邊部表面主應變的動態變化情況，板料與凸模接觸的頂部位置首先發生變形，隨著凸模上升，與球頭模接觸的中心位置不再是主應變最大區域，最大主應變區域逐步向試樣中心兩側轉移，并在凸模邊緣距離試樣中心約1/4處達到整個過程的最大主應變而發生開裂。圖4所示為選取試樣邊緣3個點及靠近中心處1點進行應變路徑測量，試樣邊緣3個點的應變值均在成形極限圖的左側，為拉伸應變狀態，而靠近中心處開始變形時為雙拉應變狀態，但隨后逐步轉變成拉伸應變狀態。

圖3 DP780材料沖裁邊質量試樣表面主應變的動態變化過程

圖4 DP780材料沖裁邊質量試樣邊部應變路徑變化

2.2 不同鋼種邊部成形性和敏感性對比

縱梁類零件翻邊過程由于受到周向力的限制，邊緣既存在拉伸也存在一定的滑移。試驗基于半球凸模脹形模具，圖5所示為板料在變形過程中不同時刻的形態，壓邊圈限制了板料周向的運動，試樣受凸模拉伸時，試樣中心點升高并向一側偏移。設置凸模邊緣O點為坐標原點，縱軸為高度方向，橫軸為凸模直徑方向，根據凸模直徑φ100 mm，可計算試樣頂點位置不同階段的偏移角度α，其式為：

圖5 板料在變形過程中不同時刻的形態

其中，α為開裂時的極限開裂角度，（°）；H為試樣頂點的高度偏移值，mm；L為試樣頂點和橫向偏移值，兩者均可通過DIC方法獲得。當試樣發生開裂時，試樣頂點處的偏移角度作為極限開裂角度，以此判斷不同鋼種的邊部成形性。

為了研究不同邊部質量對不同材料的邊部成形性影響并分析其敏感程度，表2列出了4種780 MPa級別典型高強鋼在沖裁及銑削邊質量下試樣開裂時頂點的高度偏移量、橫向偏移量，并計算其開裂時的極限開裂角度。由表2可見，當邊部為沖裁邊時，CP780的極限開裂角度最大，達到58.7°；DH780極限開裂角度稍低于CP780，達到49.23°；DP780及TRIP780鋼相比其他2個鋼種，極限開裂角度大幅下降，分別為32.68°和33.94°，僅為DH780的60%左右。因此，在同樣的試驗條件下，沖裁邊質量的CP780及DH780邊部成形性明顯優于DP780和TRIP780材料。當邊部質量由沖裁改為銑削后，圖6所示為沖裁與銑削邊質量對比，沖裁邊邊部撕裂導致的微裂紋、毛刺及小缺口被去除，銑削后由于邊部質量提升，顯著提高了4種鋼的邊部成形性，4種鋼的極限開裂角度均得到明顯提升，極限開裂角度均達到55°以上，但其提升程度有所不同。

進一步對比銑削和沖裁2種邊部質量下不同鋼種的極限開裂角度，如圖7所示。CP980銑削后比沖裁邊質量的極限開裂角度提升程度最小，僅為0.57%，受邊部質量影響最小；DH780銑削后的邊部質量提升了25%左右；DP780及TRIP780受邊部質量影響最大，邊部質量改善后極限開裂角度提升最明顯，分別提升70.37%與80.98%。

圖7 沖裁邊與銑削邊質量極限開裂角度對比

測量4種高強鋼分別在沖裁邊質量及銑削邊質量下的試樣開裂處的厚度，結果如表3所示，試樣的減薄程度如圖8所示。原始厚度均為1.4 mm的試樣，成形后在板材開裂位置發生減薄，4種材料的減薄程度依次為 CP780、DH780、TRIP780和 DP780。當邊部采用沖裁時，CP780在邊部減薄28.9%左右開裂，DH780邊部減薄15.3%后開裂，而DP780及TRIP780分別在邊部減薄8.2%和9.5%后開裂，TRIP780鋼由于TRIP效應的存在，減薄率略高于DP780；邊部經過銑削時，CP780邊部減薄仍達到29.2%，同沖裁邊質量下的邊部減薄程度一致，DH780減薄率由15.3%提升至22.5%，DP780及TRIP780邊部減薄率提升較多，分別由8.2%和9.5%提升至17.6%和18.3%。

表3 在沖裁及銑削邊質量下試樣開裂處厚度 mm

圖8 沖裁邊與銑削邊質量邊部減薄率對比

3 金相組織對邊部成形性的影響

從以上分析可以看出，銑削工藝改善了邊部成形性，但對不同鋼種影響程度不同。因此，影響高強鋼邊部成形性的更重要原因是材料組織。

圖9所示為4種高強鋼的金相組織，由圖9可知，DP780雙相鋼主要為鐵素體與馬氏體的雙相組織，馬氏體組織呈島狀彌散分布在鐵素體基體上，馬氏體硬度遠高于鐵素體，作為硬質強化相提升鋼的強度，但馬氏體與鐵素體基體硬度差異大，容易在兩相交界處萌生裂紋并發生開裂，限制了其邊部成形性。TRIP780組織為鐵素體、貝氏體及少量的殘余奧氏體，由于TRIP效應，殘余奧氏體在變形過程中逐步轉變為馬氏體，馬氏體與鐵素體相組織差異大。DP780與TRIP780由于其本身相組織的差異，邊部容易開裂，在沖裁邊質量下，邊部存在的微裂紋進一步降低了其邊部成形性。

圖9 4種高強鋼的金相組織

DH780高成形性雙相鋼相比DP780雙相鋼多出部分殘余奧氏體和貝氏體，通過變形過程中的TRIP效應獲得更好的成形性能，相組織更加均勻，因此其邊部減薄率和極限開裂角度也更高，邊部成形性優于DP780。CP780復相鋼除了少量的鐵素體及馬氏體以外，其主要組織為貝氏體[7]，貝氏體均勻細小并彌散分布于整個基體，占據相組織的60%以上，相組織之間硬度差異減小，同時由于碳化物在晶界處的聚集、球化導致貝氏體組織比馬氏體具有更好的抗裂紋擴展能力[8,9]，材料對于邊部質量不敏感。

4 結束語

通過對4種典型高強鋼沖裁及銑削2種邊部質量狀態下的試樣頂點的極限開裂角度和開裂位置的邊部減薄率進行了對比，得出以下結論。

（1）4種780 MPa級別的高強鋼中，沖裁邊質量下CP780極限開裂角度最大，DH780極限開裂角度略低于CP780，DP780及TRIP780極限開裂角度明顯降低，僅為DH780的60%左右；針對開裂位置的邊部減薄率，CP780邊部減薄率最高達到28.9%，DH780達到15.3%，DP780及TRIP780僅為DH780的一半，分別為8.2%和9.5%。

（2）改善邊部質量可有效提升材料的邊部成形性，但不同鋼種對其敏感程度不同。相比沖裁邊質量，經過邊部銑削的DP780及TRIP780邊部極限開裂角度及邊部減薄率提升約1倍左右，對邊部質量敏感程度最高；CP780僅提升1%左右，對邊部質量的敏感程度最低；DH780介于CP780、DP780、TRIP780之間。

（3）4種高強鋼中，CP780具有最好的邊部成形性，高成形性雙相鋼DH780邊部成形性明顯優于DP780，TRIP780與DP780相同，邊部成形性一般。