分享：CR1500HF热成形钢 U形件不同位置的高速拉伸性能及其有限元模拟

刘培星 

(山东钢铁集团日照有限公司钢铁研究院,日照 276800) 

摘 要:在 CR1500HF热成形钢 U 形件不同位置取样,进行应变速率在1~500s -1 的拉伸试 验,研究了不同位置拉伸性能的差异和应变速率对热压成形件拉伸性能的影响;建立材料拉伸有限 元模型,模拟分析了该钢的高速拉伸性能和拉伸试样加持端应力分布。结果表明:该热压成形 U 形件侧壁位置的抗拉强度和屈服强度低于法兰和底部位置,在进行碰撞分析时需考虑部分位置因 冷却不足强度降低的影响;随着应变速率的增加,U 形件不同位置的屈服强度和抗拉强度均增大; 由拉伸有限元模型模拟得到的真应力-真塑性应变曲线与combinedS-H 本构模型拟合得到的曲线 吻合较好,应变速率1,500s -1 下真应力均方根误差分别为19.98,39.48 MPa;高速拉伸过程中拉 伸试样夹持端大部分处于弹性变形阶段,应变片粘贴位置距试样圆弧处的距离应大于19mm。

 关键词:热成形钢;U 形件;高速拉伸;应变速率;有限元模拟 中图分类号:TG142 文献标志码:A 文章编号:1000-3738(2021)05-0096-04

0 引 言

 汽车轻量化是降低能源消耗、减少温室气体排 放的重要途径。1.5GPa热成形钢(超高强钢)是汽 车轻量化的重要材料,已广泛应用于如门内防撞梁、 保险杠、中 通 道 以 及 A,B,C 柱 等 车 身 安 全 结 构 件[1-3]。热成形零部件一般采用热成形淬火工艺制 造,加热至奥氏体化的板料在高温成形后的保压过 程中快速冷却,显微组织由奥氏体转变为马氏体,从 96 刘培星:CR1500HF热成形钢 U 形件不同位置的高速拉伸性能及其有限元模拟 而获得极高强度。板料在高温状态下的成形性能较 好,零部件回弹小[4]。 在整 车 开 发 设 计 过 程 中 采 用 有 限 元 方 法 (FEM)进行计算机辅助工程(CAE)碰撞仿真,可以 降低汽车开发成本,缩短车型开发周期。CAE仿真 所用材料卡片的准确性直接关系到有限元仿真结果 的准确性。材料动态力学性能试验可以为有限元碰 撞仿真分析提供基础材料参数;不同应变速率下的 屈服强度、流变应力、抗拉强度和延伸率等是车身安 全重点关注的性能[5]。国内外车用材料高速拉伸性 能的相关研究很多,内容包括检测试验设备、检测方 法[6]、本构方程[7-8]等;但目前大多是原材料的高速 拉伸性能研究。服役过程是零部件的碰撞安全服役 过程,需考虑从零部件取样进行分析。 为此,作者在1.5GPa级热成形钢 U 形件不同 位置取样进行高速拉伸试验,对比分析了不同位置 的拉伸性能以及应变速率对拉伸性能的影响,采用 combinedS-H 模型对真应力-真塑性应变曲线进行 拟合延伸;构建材料高速拉伸有限元模型,模拟了材 料的高速拉伸行为及夹持端应力分布,拟为热成形 钢在车身中的碰撞安全设计与分析提供基础数据和 技术支撑。

 1 试样制备与试验方法

 试验 材 料 为 山 东 钢 铁 集 团 有 限 公 司 生 产 的 1.5mm 厚 CR1500HF热成形钢,主要化学成分(质 量分数/%)为 0.24C,0.26Si,1.25Mn,0.0033B, 0.19Cr,0.03Ti。采用200T 热成形系统制备热压淬 火 U 形零部件 (形 状 和 尺 寸 见 图 1),加 热 温 度 为 930℃,保温时间为5min,压力为20 MPa,保压时 间为10s。为了进行对比,采用冷冲压成形工艺制 备相同尺寸 U 形零部件,压力为20 MPa,保压时间 为10s。 在 U 形零部件的法兰、侧壁和底部3个位置取 样,制 成 如 图 2 所 示 的 高 速 拉 伸 试 样。 采 用 HTM5020型高速拉伸试验机进行拉伸试验,应变 速率分别为1,10,100,200,500s -1,各做3次试验 取平均 值。拉 伸 过 程 中 当 应 变 速 率 大 于 100s -1 时,通过应变片采集拉伸应力;实际拉伸前先进行预 拉伸试验,在弹性段受力范围内标定应变片。 

2 U形件拉伸性能分析 

2.1 热压成形与冷冲压成形件拉伸性能对比

 由图3(a)可以看出,冷冲压成形 U 形件不同位 图1 U形件的截面尺寸和整体形状 Fig 1 Sectionsize a andoverallshape b ofU-shapedpart 图2 高速拉伸试样尺寸 Fig.2 Sizeofhigh-speedtensilespecimen 置的抗拉强度相差不大,但侧壁位置的屈服强度相比 于法兰和底部位置提高约40MPa。这是由于冷冲压 成形过程中零部件在侧壁位置发生塑性变形导致的。 因此,冷冲压成形零部件在进行碰撞分析时需要考虑 部分区域塑性变形导致的性能不均的影响。由图3 (b)可以看出,热压成形 U 形件法兰和底部位置的拉 伸性能比较均匀,但侧壁位置的屈服强度和抗拉强度 相比于法兰和底部位置均降低约100 MPa。这是由 于在热压成形过程中侧壁位置发生减薄,模具与板料 之间间隙增大,板料冷却不足导致的[9]。因此,热压 成形零部件在进行碰撞分析时需要考虑部分位置因 冷却不足导致强度降低的影响。 

2.2 热压成形件的高速拉伸性能 

由图4(a)和图4(b)可以看出,随着应变速率的 增加,U 形件法兰位置的屈服强度和抗拉 强 度 增 大,而断后伸长率先下降再增大后又降低,未表现出 明显的规律性。 不考虑颈缩和断裂过程,对试验获取的工程应 力-应变曲线进行数据处理,获得真应力-真塑性应 变曲线,见图5(a);采用combinedS-H 模型(Swift 和 Hockett-Sherby模型)拟合延伸图5(a)中的真应 97 刘培星:CR1500HF热成形钢 U 形件不同位置的高速拉伸性能及其有限元模拟 图3 冷冲压成形和热压成形 U形件不同位置的拉伸性能 (应变速率1s -1) Fig 3 TensilepropertiesatdifferentlocationsofU-shapedpartsby coldstamping a andhotstamping b 1s -1strainrate 图4 热压成形 U形件法兰位置在不同应变速率下的拉伸性能 Fig 4 Tensilepropertiesofflangeofhot-stampedU-shapedpartat differentstrainrates a engineeringstress-straincurvesand b strengthandpercentageelongationafterfracture 力-真塑性应变曲线(95%置信度条件),延伸至应变 为1处,结果见图5(b)。combinedS-H 模型表达 式为 图5 试验得到不同应变速率下的真应力-真塑性应变曲线及 经combinedS-H 模型拟合延伸后的曲线 Fig 5 Truestressvstrueplasticstraincurvesatdifferentstrain ratesbytests a andtheirextendingcurvesbyfittingwith combinedS-H model b σ=(1-α)[C(εpl+ε0)m ]+ α[σsat - (σsat -σi)exp(-αεp pl)] (1) 式中:σ为真应力;α 为组合因子;εpl 为真塑性应变; σsat 为拟合曲线的屈服极限;σi 为拟合曲线初始流 变应力;C,ε0,m,p 为常数。

 3 拉伸有限元建模及结果

 3.1 模型建立及条件设置

 根据实际几何尺寸建立高速拉伸有限元模型, 选择壳单元(*SECTION_SHELL)进行网格划分, 网格和边界条件设置见图 6,通过控制不同“位移 VS时间”实 现 不 同 应 变 速 率 拉 伸 仿 真。采 用 “* MAT24”号 材 料 卡 片 (Cowper-Symonds 本 构 模 型),将图5(a)中不同应变速率下的真应力-真塑性 应变输入卡片中进行模拟,试验材料的弹性模量为 2.07×10 11 MPa,密度为7830kg·m -3,泊松比为 0.28,屈服强度为1147.2MPa。 为简化计算,对物理模型作如下假设:1)拉伸过 程中试样变形速率恒定,忽略实际拉伸过程中速率 降低对拉伸性能的影响;2)弹性段变形可完美恢复, 忽略弹性段标定过程对后续拉伸性能的影响;3)弹 性模量为恒定值,忽略应变速率对弹性模量的影响。 98 刘培星:CR1500HF热成形钢 U 形件不同位置的高速拉伸性能及其有限元模拟 图6 高速拉伸试样有限元网格划分和边界条件 Fig.6 Finiteelementmeshingandboundaryconditionsofhigh-speedtensilesample 图7 高速拉伸过程中真应力-真塑性应变曲线和夹持端应力 有限元分析结果 Fig 7 Finiteelementanalysisresultsoftruestress-trueplastic straincurves a andstressesofclampingend b-c duringhigh-speedtensile b stressdistributionand c equivalentstresschangecurvesatdifferentpositions 

3.2 有限元模拟结果及验证 

采用建立的有限元模型计算应变速率分别为 1,500s -1 下 的 真 应 力-真 塑 性 应 变 曲 线,并 与 经 combinedS-H 模型延伸的试验结果进行对比。由 图7(a)可以看出,有限元计算结果与试验结果具有 较好的一致性,应变速率为1,500s -1 下真应力的均 方根误差分别为19.98,39.48MPa。由图7(b)可见, 在高速拉伸过程中拉伸试样夹持端虽然大部分都处 于弹性段(如位置 A~F),但不同位置的受力状态不 同,位置 D,E,F处的等效应力变化曲线重合。由此 判断,该拉伸试样上应变片粘贴位置距离试样圆弧的 距离至少应大于14mm,建议大于19mm。

 4 结 论

 (1)CR1500HF 钢冷冲压成形 U 形件不同位 置抗拉强度相差不大,但侧壁位置的屈服强度略高 于法兰和底部位置,冷冲压成形件在进行碰撞分析 时需考虑部分区域塑性变形导致的性能不均的影 响;热成形 U 形件侧壁的屈服强度和抗拉强度低于 法兰和底部位置,在进行碰撞分析时需要考虑部分 位置因冷却不足强度降低的影响。 (2)随着应变速率的增加,热压成形 U 形件不 同 位 置 的 屈 服 强 度 和 抗 拉 强 度 均 增 大,即 CR1500HF钢具有一定的应变速率强化效应。 (3)由高速拉伸有限元模型模拟得到的真应 力-真塑性应变曲线与combinedS-H 材料本构模型 拟合延伸得到的真应力-真塑性应变曲线吻合较好, 应变速率1,500s -1 的均方根误差分别为19.98, 39.48 MPa;有限元模拟得到高速拉伸过程中拉伸 试样夹持端大部分处于弹性变形阶段,应变片粘贴 位置距试样圆弧处距离应大于19mm。 

来源：材料与测试网