车门防撞梁热成形工艺优化仿真与试验

胡 健 陈泽中 刘 涛 杨金华

1.上海理工大学材料科学与工程学院，上海，2000932.东北大学轧制技术及连轧自动化国家重点实验室，沈阳，1108193.南京星乔威泰克汽车零部件有限公司，南京，211100

0 引言

近年来，面对降低油耗、提高燃油经济性、减少污染排放的难题，车企愈发重视车辆轻量化技术的研发。超高强度钢热冲压成形结合了冲压和热处理两种工艺方法，将高温奥氏体化后的板料放进内置有冷却系统的专用模具中一步成形并保压淬火，最终得到强度达1500 MPa的全马氏体组织制件，是当前最有效的轻量化路径之一[1-2]。超高强钢在汽车白车身结构件上的使用既能满足日趋完善的正侧碰撞法规的安全性要求，又能减轻整车负担，提高燃油使用率，且符合我国第六阶段(“国六”)轻型汽车污染物排放标准[3]。

超高强度钢热成形伴随着复杂的传热、变形和相变多物理场耦合问题，自板料加热至淬火结束的全工艺流程都引起了国内外学者的广泛研究。对超高强钢板材的高温热成形工艺参数、显微组织转变及高温本构模型等[4-7]方向的研究，助力了热冲压成形工艺在数值模拟领域的发展。WANG等[8]基于BR1500HS钢非等温变形条件下的流变试验，建立了简单V形件热-力-相耦合模型，研究了非等温变形条件下材料初始变形温度和应变速率对硼合金钢流变行为及微观组织的影响；薛克敏等[9]通过输入22MnB5高温力学性能参数至ABAQUS软件中，建立了U形件热冲压热-力耦合模型，分析了不同板料初始温度对零件厚度分布、回弹及冷却速率的影响，并由试验验证了模拟的可靠性；赵运运等[10]在分析某汽车B柱结构的基础上，合理添加压料板完成了B柱模具型面设计，通过仿真与试验相结合的方法验证了热成形工艺设计的可靠性；吕萌萌等[11]通过PAM-STAMP软件研究了简化的22MnB5钢车门防撞梁热成形过程，发现不同成形阶段板料厚度、温度、显微组织及性能的变化规律，得到了最优工艺参数，并成功试制出与模拟结果一致的零件。

目前有关汽车车身结构件热冲压研究主要集中在U形截面构件中，少有涉及不同热冲压工艺方案在数值模拟及试验研究领域对比的文献报道，而热成形工艺及模具设计是热冲压技术的重要发展方向。因此，本文基于DYNAFORM软件，通过引入材料及模具热物性参数，建立了准确的热-力-相耦合模型，对B1500HS钢车门防撞梁的热冲压过程进行数值模拟。根据其M形截面特征，建立两种热成形工艺方案。对比分析热成形及淬火阶段的应力场、温度场和厚度分布结果，并对最优方案进行了热成形试制，验证了模拟及工艺方案结果的可靠性。

1 有限元模型的建立

1.1 几何模型与工艺分析

车门防撞梁作为安装在汽车门板内旨在保护驾乘人员侧面碰撞安全的重要结构部件，以管状、矩形、单帽及双帽形截面梁结构为主。其中，双帽形截面梁结构抗碰吸能效果最优，结合超高强度钢板的使用，更容易达到其高强度要求来提高侧面防撞抵抗力。图1所示为某型轿车前左车门防撞梁，整体呈长条状，中部为双帽形(M形)截面沿复杂轮廓曲线延伸出的空间不规则曲面，两端平面均有凹槽，凹槽最大深度达40.6 mm。零件整体尺寸为665.8 mm×125.7 mm×40.6 mm，料厚为1.2 mm。对防撞梁端面圆形及圆角矩形孔进行填补，外延其两侧起伏法兰曲边生成压料面并进行工艺补充,得到的凸模工具体型面模型如图2所示。

图1 某轿车车门防撞梁几何模型Fig.1 Geometry model of door anti-collision beam

图2 车门防撞梁模具型面Fig.2 Mold surface of door anti-collision beam

从传统的冷冲压工艺角度考虑，上下模常按照图2中分型线1所示模具型面上法兰边的轮廓线进行分型，得到图3a所示带压边圈式热冲压方案一。然而在热冲压时，高温下板料流动性很好，工艺及模具设计集中关注的是成形过程中走料状况，要求压料曲面的平滑光顺度良好[10]，因此结合防撞梁典型M形截面顶部平整特征，采用图2中分型线2的形式，可建立图3b所示的方案二模型，去掉压边圈改用压料板工艺，避免板料与大面积压边圈先行接触而冷却硬化，确保板料与模具在理想接触时序下有良好接触。

1.2 材料模型建立

本研究中的车门防撞梁选用宝钢生产的1.2 mm厚冷轧硼钢板B1500HS，其主要化学成分如表1所示。由静态拉伸试验可得室温下原始B1500HS钢板的上屈服强度为375 MPa,抗拉强度为524 MPa。

(a)压边圈式方案一

(b)带压料板式方案二图3 车门防撞梁热冲压有限元模型Fig.3 FE model of hot stamping for door anti-collision beam

表1 B1500HS硼钢板的化学成分(质量分数)

DYNAFORM作为板材成形专用软件，在进行热成形分析时待分析材料需要有结构材料模型及热材料模型的双重定义。在热冲压成形模块中开发了*MAT_106热影响黏-弹塑性模型和*MAT_244超高强钢模型来定义高强钢板材结构模型。后者考虑了材料弹性模量和泊松比随温度的变化及相转变过程中热膨胀、潜热、激活能等因素对相组织分布的影响，可输出相变模拟结果，更加适用于热成形工艺。为更加准确地描述材料在实际工况中的热变形行为，提高仿真精度，本文选取*MAT_244模型，且材料试验和成形试制选用同一批板材。采用Zwick100 kN万能材料试验机进行高温拉伸试验，以20 ℃/s的加热速率将拉伸样件加热至920 ℃并保温300 s，再以50 ℃/s速率分别快冷到900 ℃、800 ℃、700 ℃、600 ℃后保温8 s，以0.1 s-1的应变速率进行恒温拉伸，获得材料在成形温度区间内的真应力-真应变曲线，如图4所示。图5为B1500HS硼合金钢板弹性模量与泊松比随温度变化曲线。

图4 B1500HS真实应力应变曲线Fig.4 True stress-strain curves of B1500HS

图5 B1500HS弹性模量与泊松比曲线Fig.5 Young’s modulus and Poisson’s ratio curves of B1500HS

DYNAFORM软件中共有六种热材料模型供选用，其中6*MAT_THERMAL_ISOTROPIC_TD_LC专为耦合结构中材料传热分析开发，可定义材料热影响特性，要求同时定义工具材料热物性。根据傅里叶热传导定律，一般合金材料热导率λ可表示为

λ=αρcp

(1)

式中，λ为热导率，W/(m·K) ;α为热扩散系数，mm2/s;ρ为材料密度，g/mm3;cp为质量定压热容，J/(g·K)。

由于密度对温度变化的依赖度较小，故忽略其对热导率的影响，采用室温下材料密度即可。本文选用了优质H13模具钢作为工具体材料，据学者研究[12-13]测定其与B1500HS硼合金钢板随温度变化的质量定压热容及热扩散系数,如图6a、图6b所示，最终由式(1)得到热导率随温度变化关系如图6c所示。

(a)热扩散系数

(b)质量定压热容

(c)热导率图6 B1500HS与模具钢H13热物理性能曲线Fig.6 Thermal physical parameters curves of B1500HSand H13 die steel

1.3 相变模型与接触模型

高强度钢板热成形是板材内部温度场与应力应变场共存耦合的复杂过程,准确且有效的温度场模拟对板料奥氏体均匀化、高温成形性和相转变及分布具有重要影响。板料与模具的接触瞬态热传递分析一般采用有限元法直接耦合计算，在此前假设热传导的高强度钢板为各向同性材料，将钢板和模具简化为四节点温度壳单元,基于三维温度场的傅里叶微分方程如下：

(2)

(3)

式中，L为奥氏体转变成马氏体的潜热；ξ为马氏体转变量。

采用等效质量热容将相变潜热产生的热量代入到式(2)中，整理得

(4)

(5)

式中，ceff为等效比热，J/(kg·K)。

热成形淬火过程中，非扩散型马氏体相变通常采用Koistinen-Marburger模型：

XM=1-exp (-β(Ms-θ))

(6)

式中，β为反映马氏体转变速率的材料常数。

等式两边分别对温度求偏导得

(7)

式中，XM为马氏体转变量；Ms为马氏体初始转变温度。

将式(7)代入到式(5)中便可获得等效质量热容。因此在仿真模拟时，添加材料相关常数L、β、Ms等，当温度降至Ms后，通过式(5)用等效质量热容ceff替换cp，即可考虑相变潜热对温度场的影响。

变温物体中每个单元瞬态温度场的有限元列式如下[14]：

(8)

瞬态温度场变分方程只有转化为有限元可求解的方程组形式才可应用到模拟中，对于式(8)含有一阶时间导数的方程，常采用步进式差分算法对时间域离散，离散精度较高的多步-Houbolt法如下：

(9)

式中，θt、θt+Δt、θt-Δt、θt-2Δt分别为t、t+Δt、t-Δt、t-2Δt时刻对应的温度。

将式(9)代入到式(8)中得到实际分析温度场时采用的有限元方程如下[14]：

(10)

对于常见的三种热边界条件，DYNAFORM中预先定义的是接触面上对流换热的第三类边界条件，主要考虑模具表面温度和传热系数：

(11)

式中，nx、ny、nz分别为边界外法线在x、y、z方向的方向余弦；θa为模具温度，℃；K为各向同性热导率；h为模具与板料间热对流传热系数，W/(m2·K)。

热成形全过程中，板料和模具分别设为变形体和刚体，初始温度分别为820 ℃、20 ℃，模具间隙取值为0.95-1.1H(H为板料厚度，mm)。将实际生产工况中的热相关参数输入软件中，其中板料与模具等效界面传热系数为1500 W/(m2·K),接触模型选用Coulomb摩擦模型，摩擦因数为0.35；将实际冲压速率100 mm/s放大40倍后的4000 mm/s作为仿真速度，成形压边或压料力与淬火保压力分别为600 kN和6 kN, 保压时间为8 s。

2 仿真结果分析

2.1 热成形应力分析

对冲压成形仿真的应力分析通常采用符合第四强度理论的Max_von Mises应力来表征，其值是符合Mises准则的最大等效应力，图7为两种方案热成形终了时的等效应力分布云图。从图7可看出方案一在中间底部、上顶部两侧壁及曲平面拐角处应力集中较严重，最大峰值应力约为2600 MPa;而方案二从整体上看等效应力分布均匀，应力集中在上顶侧凸模圆角处，但最大峰值应力约为2900 MPa。

(a)方案一

(b)方案二图7 热成形终了等效应力分布图Fig.7 Equivalent stress distribution after hot forming

成形应力集中有拉裂危险，主要与产品截面形状和模具加载方式有关。车门防撞梁三处典型截面A、B、C形状特征如图8所示，法兰与外部侧壁处及A-A、C-C截面曲平面拐角处形状急剧变化，不利于应力扩展而聚集。此外，热成形初始阶段，方案一中与模具先接触的凸模圆角区与中间凹槽处等效应力最大，热量最先开始传递，随形变增大、温度降低，变形抗力增大，应力转移至侧壁困难而集中。方案二中压料板先接触板料，等效应力从中间凹槽处向侧壁扩展，内外侧壁不同步温降使得外侧壁变形抗力较小，应力得以扩展至外侧壁及法兰，应力分布均匀。

图8 车门防撞梁典型截面图Fig.8 Plot of typical sections of door anti-collision beam

2.2 热成形及淬火温度场分析

车门防撞梁热成形仿真分为重力加载、热成形、淬火三个步骤，其初始温度下的状态应与工程中板料从加热炉转移至模具时相同，考虑板料在转移过程中的热传递、热辐射损失，在重力加载步中设置初始温度为820 ℃。由图9可看出两种方案热成形终了时温度分布情况：板料经模具成形后温度均降至600～720 ℃，法兰边及两端平面为高温区，中间凹槽为低温区域，平均温差约为60 ℃ 。由图10的C-C截面上Ⅰ-Ⅸ不同位置的温度分布情况可看出方案二温度分布均匀，但方案二Ⅴ区域的温度更低，两种方案此区域温差约30 ℃。这是由于方案二中压料板首先与板料接触，热传递充分，且压料力使得压料板与凸模压紧后加快了热传导，Ⅴ区域温降更快。

(a)方案一

(b)方案二图9 热成形终了温度场分布Fig.9 Temperature field distribution after hot forming

图10 C-C截面温度分布曲线Fig.10 Temperature distribution’s curves of section C-C

(a)方案一

(b)方案二图11 淬火终了温度场分布Fig.11 Temperature field distribution after quenching

图11所示为两种方案淬火结束时整体与局部C-C截面温度分布情况。淬火结束后，板料温度均降至35～110 ℃之间，温度分布均匀，但在外侧壁Ⅱ、Ⅷ附近都存在明显温度梯度。这是由于：一方面，淬火阶段，由板料与模具接触热传导的热量不断通过冷却水输出至外界，板料受模具保压力作用与模具接触紧密，散热较快，温度梯度较小；另一方面，由车门防撞梁三种典型截面特征容易看出，侧壁斜度较小几乎垂直于法兰边，不利于凸凹模合模后的良好接触，热传导不充分从而导致侧壁在淬火后温度较高。

2.3 板料厚度分布结果分析

车门防撞梁初始坯料厚度为1.2 mm,受热成形过程中拉、压、弯曲应力及摩擦力综合作用使其发生厚度变化。图12为两种方案在淬火终了时C-C截面局部厚度分布云图。可看出：①在中间侧壁Ⅳ、Ⅵ处都有不同程度减薄现象，而法兰与两端平面处厚度分布均匀；②沿C-C截面的9个厚度测点结果表明，方案一板料淬火后总体厚度较小，其Ⅳ、Ⅵ处减薄情况更为严重。这是由于方案一凹模下行过程中，凸模顶部Ⅲ、Ⅶ处先与板料接触，等效应力最大，随形变增大应力向中间侧壁扩展时一方面受顶部温降快、变形抗力大从而板料流向侧壁较困难影响，另一方面底部Ⅴ处受凸模与板料摩擦力影响同样限制板料流动，侧壁承受两端拉力最大而减薄明显；同理，方案二压料板先与板料接触，侧壁受凸模拉应力及凹模弯曲力矩作用产生料流，但由于顶部Ⅲ、Ⅶ处温降较慢，变形抗力小，料流容易，且顶部及侧壁应力分布较均匀，所以厚度收缩较小。

(a)方案一

(b)方案二图12 C-C截面局部厚度分布Fig.12 Thickness variation curves of section C-C

图13为截面厚度分布曲线图，可看出两种方案下车门防撞梁厚度变化趋势一致，法兰边厚度值最大，沿法兰边向内的凸凹模圆角处厚度值均出现一定程度减小，中间侧壁Ⅳ、Ⅵ区域厚度最小，其中最大减薄率分别约为20.17%和14.67%。不难看出，方案二的厚度分布较均匀且最大减薄率较低，更适合热冲压成形。

图13 C-C截面厚度分布曲线图Fig.13 Thickness variation of C-C section

3 车门防撞梁热成形试验

3.1 车门防撞梁热冲压试制

工业生产中，采用CAE仿真结果指导模具及工艺设计，同时利用试制方式验证模拟的准确性。本文根据模拟结果对比分析后，选择成形过程中应力分布较均匀且数值较小、各区域温度变化较小、关键部位厚度分布均匀且减薄程度较小的带压料板式方案二进行试验。

依据DYNAFORM软件中坯料轮廓设计及优化方法,得到板料轮廓形状如图14所示，然后据此裁剪出实际料片。将裁剪好的B1500HS板料放入箱式加热炉中加热至920 ℃，在炉保温300 s。机械臂驱动端拾器夹持出炉中板料转移至自主研发的带压料板的热成形模具模膛中，转移时间约4 s, 模具初始温度为20 ℃。热成形开始时，分别由压力机和氮气弹簧驱动的凹模与压料板一同下行接触板料，与板料接触后预成形中间凹槽区域，其型腔结构设计与模具分别见图15a和图15b。4个氮气弹簧均匀排布在压料板上方，每个氮气弹簧初始压力为150 MPa，冲压速度为100 mm/s。

图14 车门防撞梁料片Fig.14 The sheets of door anti-collision beam

为吻合模拟时摩擦因数，工具体间通过自润滑导板进行导向与接触，确保接触良好；当压料板与凸模闭合时，氮气弹簧共施以600 kN压料力压紧料片，凹模继续下行直至与凸模完全闭合，成形动作结束,凸凹模合模状态如图15c所示；由凸凹模型腔及压料板内置水道入水口通入21～25 ℃冷却水，冷却水流速为100～125 mm/s,开始模内淬火，模冷过程凹模与压料板保压力分别为600 kN及6750 kN，保压时间为8 s；开模置于空气中冷却至室温后所得制件如图16所示。

3.2 热冲压防撞梁性能分析

(a)凹模与压料板型腔结构设计图

(b)凹模与压料板型腔模具图

(c)合模示意图图15 模具结构示意图Fig.15 Schematic diagram of die structure

(a)室温下制件

(b)C-C截面局部照片图16 热冲压试制车门防撞梁Fig.16 Trial-producted door anti-collision beam by hot stamping

(a)区域Ⅱ (b)区域Ⅳ

(c)区域Ⅴ (d)区域Ⅶ图17 车门防撞梁不同部位微观组织Fig.17 Microstructures of different parts of door anti-collision beam

高强钢热成形淬火后板料马氏体组织分布及马氏体形貌对产品最终抗拉强度及硬度有很大的影响，因此有必要分析关键区域的显微组织状况。在Ⅱ、Ⅳ、Ⅴ、Ⅶ区域通过线切割取10 mm×10 mm金相试样，经打磨、抛光、吹干、腐蚀、干燥等一系列步骤后，将所得金相样品放至JEOL JXA-8503F场发射电子探针显微分析仪上，采用二次电子图像分析得到组织如图17所示。从图17中可以看出，试验后得到的车门防撞梁显微组织全都是马氏体组织，其中，底部Ⅴ区域和顶部Ⅶ区域由于与模具接触紧密，冷却效果更好，温降速率较高，得到的板条状马氏体组织更加细密匀称。

图18 车门防撞梁维氏硬度试验和仿真值Fig.18 Experimental and simulated Veckers hardness

为测量比较模拟与试验所得制件硬度分布情况，在图16b所示车门防撞梁C-C截面标注a～i共9个测点，分别对应模拟中Ⅰ～Ⅸ9个区域。取试验中5个车门防撞梁制件，分别在对应测点使用MHV-1000Z数显显微维氏硬度计测量硬度值，去掉最大最小值后取其平均值作为试制硬度值与模拟值对比，如图18所示。由图18可见：车门防撞梁维氏硬度超过450 HV，试验值与模拟数据吻合良好，侧壁及法兰硬度值比底部及顶部硬度值小，这与显微组织和温度场分析一致；仿真降温速率较高且试制过程有高温氧化皮产生，这导致仿真值普遍高于试验值20～35 HV。对照GB/T 34566—2017[15]中热成形后零件力学性能参考值可知，该硬度值符合要求。

4 结论

(1)两种方案热成形后的等效应力及厚度分布结果表明：方案二中压料板先与板料接触，传热充分，合模后温降更快，等效应力得以从中间Ⅴ区域向外扩展而分布均匀；此外，中间侧壁由于受两端拉力及底部摩擦力作用而出现最大减薄，分别为20.17%、14.67%，但方案二顶部Ⅲ、Ⅶ处降温较慢，变形抗力小，料流容易，且顶部及侧壁应力分布较均匀，厚度收缩较小，更适合热冲压成形。

(2)热成形后板料温度均降至600～720 ℃之间，法兰边及两端平面为高温区，中间凹槽处为低温区，温差约为60 ℃；对比M形截面温度分布可知，方案二温度分布较均匀，但Ⅴ区域温差约30 ℃；淬火后板料温度均降至35～110 ℃之间，温度分布均匀，外侧壁Ⅷ区域由于斜度较小与模具接触不紧密而存在明显的温度梯度。

(3)依据压料板式方案参数成功试制出的车门防撞梁显微组织均为板条状马氏体，且顶部及底部组织更为细密。由于仿真温降较快、忽略了高温氧化皮，仿真硬度值普遍比试验硬度值大20～35 HV，但整体数据吻合良好，且维氏硬度试验值均达450 HV，符合热冲压零件性能标准。