高强度钢筒形件拉深工艺研究

范豇宇,刘 帅,占 乐,周 宇,秦泗吉,吕知清

(燕山大学 先进锻压成型技术与科学教育部重点实验室，河北 秦皇岛 066004)

0 引言

随着工业的发展，环境污染与能源短缺问题日益加剧。在汽车行业中，为了减少燃油消耗，降低废气排放，汽车轻量化成为汽车发展的一种趋势；在这种趋势下，因为高强度钢具有较高的强度，不仅能满足汽车轻量化的需求，还能保证汽车的安全性能[1-3]。

根据ULSAB-AVC(超轻钢制汽车车身概念项目)的定义，通常把屈服强度在210～550 MPa的钢板称为高强度钢板[4]。但因高强度钢自身结构的特点，其成形性能较差，在拉深成形过程中易出现起皱、破裂等缺陷[5-7]。而拉深是汽车大多覆盖件的主要成形工序，拉深产品的质量直接影响汽车整体结构，在不同的压边工况下拉深制件的质量又有不同的表现[8]；除了材料本身的性质与模具自身结构的影响，拉深工艺参数对拉深产品的减薄与增厚同样起到较大的影响，且不同参数之间交互作用[9-12]。温彤等[13]对B210P1和B280VK钢材进行拉深数值模拟与物理实验，较好地预测了材料力学性能参数对板料拉深成形的影响，发现材料的屈服强度对最大拉深力影响较大，且材料的厚度变化是产品质量的一个重要因素；文献[14-16]采用恒压边力与不同压边力曲线方法对冷轧钢板进行拉深模拟，发现采用变压边力能有效提高材料在危险断面的最小厚度，并对其起皱程度与破裂均产生一定的影响。因此，对于完善高强度钢拉深工艺参数，提高产品质量具有重要意义。

本文首先借助有限元模拟软件对高强度钢筒形件整个拉深过程进行模拟，设计凸凹模间隙、压边力、凸凹模圆角半径三因素正交试验，并进行参数优化，得到一组满足成形性能的参数，再选用低碳钢(AISI 1010)为研究对象，通过临界区淬火后，对其进行拉深，并与模拟结果相对比，且对拉深后的工件进行硬度分析，为筒形件高强度钢拉深产品的制备提供理论与实验支持。

1 有限元模拟与分析

1.1 有限元模型

用DYNAFORM有限元软件建立拉深模型如图1所示。将试样经临界区淬火后的材料(AISI 1010)力学性能(密度为7.85×103kg/m3，杨氏模量为207 GPa，泊松比为0.28，屈服强度为460 MPa，抗拉强度为649 MPa，延伸率为15.1%)导入模型的材料属性。对模型参数进行设定：原始坯料直径为78 mm，厚度为1 mm，凹模直径为40 mm，设定摩擦系数为0.1，设置虚拟拉深速度为3 m/s。坯料最大网格尺寸为3，最小网格尺寸为0.3。拉深深度为13 mm。

图1 筒形件拉深模型Fig.1 Cylinder drawing model

1.2 有限元正交试验设计及分析

金属板料在拉深成形过程中，起皱和开裂是比较常见的缺陷。为获得更高质量的工件，需要对拉深工艺参数进行合理的设计。本文以凸凹模间隙、压边力、凸凹模圆角半径为试验因素，设计正交试验，综合分析以上3个因素对筒形件成形质量的影响。

本试验凸凹模间隙的选取水平为1.05、1.1、1.15 mm，压边力的选取水平为10、20、30 kN，凸凹模圆角半径的4、4.5、5 mm。由此设计出一个三因素三水平的正交试验表如表1所示。

表1 正交试验设计表Tab.1 Table of orthogonal test design

本文主要考察凸凹模间隙、压边力、凸凹模圆角半径对筒形件拉深成形质量的影响，考察指标可由模拟结果成形极限图得出，不过为了量化结果，可比较筒形件成形后最大减薄率与最大增厚变化情况，进而选取最佳参数。正交表与减薄率/增厚率的试验结果如表2。

表2 减薄率和增厚率试验结果分析Tab.2 Analysis of test results of thinning rate and thickening rate

在正交试验中一般用平均值来反映同一个因素的各个不同水平对试验结果影响的大小，并以此确定该因素应取的最佳水平，将各列相同水平对应的试验数据相加后除以3，得到平均值，以平均值确定该因素应取的最佳水平。各因素不同水平下的最大结果与最小结果之差为极差，极差的大小反映该列因素的影响程度。计算结果如表3所示。

通过表2的计算及表3的结果可以看出，凸凹模间隙取1.05 mm时最大减薄率最小，平均最小减薄率为16.7%，压边力取10 kN时最大减薄率最小，平均最小减薄率为16.7%，凸凹模圆角半径取5 mm时最大减薄率最小，平均最小减薄率为14.1%。因此综合考虑这3个因素，可得到使得最大减薄率最小的工艺组合，即凸凹模间隙1.05 mm，压边力10 kN，凸凹模圆角半径5 mm。

表3 减薄率和增厚率极差结果分析Tab.3 Analysis of the range of thinning rate and thickening rate

通过极差值比较，可得到上述3个因素对筒形件最大减薄率的不同影响程度。极差数值越大，说明该因素的影响程度越大，从表3可以看出，对最大减薄的影响程度为：凸凹模圆角半径(9.0)>凸凹模间隙(1.5)>压边力(1.3)。

同样可得出在不同工艺参数下筒形件最大增厚率变化情况，从表3可以看出，上述3个因素分别取1.05 mm(凸凹模间隙)，10 kN(压边力)，4.0 mm和5.0 mm(凸凹模圆角半径)时，筒形件最大增厚率最小，3个因素对应的平均最小增厚率分别为9.8%、9.6%、9.7%。且通过极差值比较，对最大增厚率影响程度为：压边力(0.7) >凸凹模圆角半径(0.6) >凸凹模间隙(0.2)。

不难看出，使得筒形件最大减薄率最小与最大增厚率最小的工艺组合为：凸凹模间隙1.05 mm，压边力10 kN，凸凹模圆角半径5 mm。

1.3 正交结果优化

综合上述分析，从成形质量及各参数影响程度考虑，选取试验参数为：凸凹模间隙1.05 mm，压边力20 kN，凸凹模圆角半径5 mm，模拟结果如图2所示。

从图2(a)中可以看出，筒形件只在法兰边缘有少量的起皱，且其余部分成形质量良好。而法兰处的起皱缺陷问题，主要是因为圆筒形拉深件主要变形区在凸缘部分，而该变形区的切向压缩是主要变形，当凸缘的外边缘部分的切向压应力为最大时，该部分的起皱首先发生[17]。图2(b)为筒形件厚度分布图，最大减薄率出现在凸模圆角处，为13.7%，最大增厚率出现在法兰边缘处，为7.5%。由此可见，所选参数得到的最大减薄率和最大增厚率均小于9组正交试验中最小的结果，因此，此优化参数是可取的。此外，在圆筒底部有少量减薄，减薄率为2.1%～2.9%，在凹模圆角处有3.6%的减薄，而在直壁部分也有不同程度的减薄，减薄率为3.0%～3.4%。

图2 最优参数模拟结果图Fig.2 Optimal parameter simulation result graph

为进一步了解筒形件厚度分布情况，将厚度分布图沿圆筒中轴线剖切，并读取不同部位厚度大小，如图2(c)所示。为方便理解，给出了测量厚度取点示意图，如图2(d)所示。

2 筒形件拉深试验分析

2.1 试验材料与方法

试验材料选用了10钢(AISI 1010)，其化学成分为(质量分数，%)：C 0.12，Si 0.31，Mn 0.52，P 0.035，S 0.035，Cr 0.15，Ni 0.25，Cu 0.25，其余为Fe。用线切割将钢板切成φ78 mm×1 mm的试样，试样经850 ℃临界区淬火，保温1 min后，快速水冷，得到铁素体-马氏体双相组织。将临界区淬火后的试样在H1F 80-11伺服压力机进行拉深试验，使用线切割将拉深件沿对称轴切开，测量筒形件各节点厚度分布，并使用FM-700FM-ARS显微硬度仪测试各节点硬度值。

2.2 筒形件拉深试验厚度分析

10钢(AISI 1010)经临界区淬火后的力学性能与显微组织如图3所示。

图3 高强度钢力学性能与显微组织Fig.3 Mechanical properties and microstructure of high strength steel

根据之前的模拟结果，试验所采取的模具单边间隙为1.05 mm，即凸模直径为37.9 mm，压边力设置为10 kN，凸凹模圆角半径为5 mm。研究认为虚拟速度是实际速度的1 000倍左右时，模拟结果的相对误差较小，较为合理[18]，因此设定实际拉深速度为3 mm/s。拉深深度与模拟一致，为13 mm。试验结果如图4所示。从图4中可以看出，工件表面质量良好，与模拟结果相符。

图4 筒形件最优参数实物图Fig.4 Physical diagram of optimal parameters of cylindrical part

为进一步验证模拟结果的准确性，现使用线切割沿工件中心轴切开，并使用游标卡尺量取各节点厚度值，并与模拟值做对比，对比结果如图5所示。由图5可知，各节点模拟值与试验值减薄率(负值代表增厚)变化趋势一致，且试验值均大于模拟值。经计算，两者最大误差为1.7%，出现在节点11处，即法兰边缘处，因为在板料厚度方向，由于压边圈的压边力作用，其产生的轴向压应力要远小于径向压力和切向压力，因此板料主要发生径向方向的流动，同时也会向着板料厚度方向流动使得板料厚度增加，本试验表面质量良好，法兰外缘没有明显的起皱，而模拟中法兰最外缘产生了一定的起皱，进而对其硬度值产生一定的误差影响。由此可见，DYNAFORM计算出的模拟值与试验值是比较接近的，成形结果合理的预测对减少生产成本和时间是非常重要的。

图5 模拟值与试验值减薄率对比Fig.5 Comparison of thinning rate between simulated value and test value

2.3 硬度测试

拉深前材料原始硬度为238 HV。对拉深后筒形件截面各节点位置进行硬度测试，结果如图6所示。从图6中可以看出，筒形件各节点硬度值均大于拉深前试样的硬度值；其中，筒形件底部(节点1～3)硬度值变化并不明显，硬度增加率最大为4.6%；减薄最为严重处(节点5)的硬度值为290 HV，增加了21.8%；增厚率最大处(节点11)的硬度值为329 HV，增加了38.2%；硬度最大值出现在节点10处，即法兰区，硬度值为336 HV，增加了41.2%。凹模圆角处(节点8和节点9)，该部分是法兰部分与筒形件直壁部分的过渡部分，拉深过程中板料由于弯曲变形和凹模圆角的压力作用产生塑性变形，这一部分主要受到径向拉应力，试验硬度提高没有直壁区明显，是因为该区域相对于直壁区变形量较小的缘故。

Anurag Vaidyanathan和Amit Kumar Gupta等[19]研究了CGPed钢的超深拉深过程，CGPed钢首次通过约束槽压制拉深成形后，硬度略高于原始材料，该硬度的增加可能是因为加工硬化导致位错的堆积；文献[20]发现AZ31镁合金拉深成形后，靠近法兰区的硬度值最大，且越靠近工件底部，硬度值越小，但最小硬度值也远大于坯料原始硬度值。相比于文献[20]，本试验更符合文献[19]中的结论，因为本试验钢的冷作硬化现象相较于AZ31不是特别明显，尤其是本试验中工件底部硬度相比原始硬度增加较少，表明底部变形程度最小。由此可见，拉深成形后工件各部分变形程度不一致，各部分性能也存在较大差异。

图6 不同节点的硬度值Fig.6 Hardness values of different nodes

3 结论

1) 凸凹模间隙、压边力、凸凹模圆角半径三个因素对筒形件最大减薄率和最大增厚率影响大小不相同，其中对最大减薄率为：凸凹模圆角半径>凸凹模间隙>压边力，对最大增厚率为：压边力>凸凹模圆角半径>凸凹模间隙。

2) 600 MPa级低碳钢较好的拉深工艺参数组合为：凸凹模间隙1.05 mm，压边力10 kN，凸凹模圆角半径5 mm。

3) 试验钢经有限元模拟中最佳参数下拉深成形后，最大减薄率为13.9%，出现在凸模圆角处，最大增厚率为3%，出现在法兰区；且拉深后硬度值均大于拉深前，其中筒形件底部变化最小，增加了2.5%，法兰区变化最大，增加了41.2%。