模具摩擦及润滑条件对超高强钢板热冲压成形的影响

摩擦是影响热冲压的重要因素, 摩擦润滑条件直接影响热冲压过程中的应力应变分布、 板料和模具的接触传热、 温度分布, 从而影响热冲压件的成形质量, 应避免出现起皱、 破裂缺陷。 近年来, 较多学者对模具摩擦及润滑条件对超高强钢板热冲压成形的影响进行了研究, 巩子天纵利用有限元模拟, 设置摩擦系数, 研究摩擦对热冲压的影响, 结果表明增大摩擦系数会导致板料减薄量增大; 王荣吉等通过数值模拟和正交实验研究了摩擦系数对保压结束后 U 型件最大温差的影响, 摩擦系数对保压后的 U 型件最大温差影响较小; 黄炳林通过有限元模拟研究摩擦因子对模具磨损的影响, 结果表明随着摩擦系数的增大, 模具磨损率增大; 田晓薇 通过高温摩擦磨损实验, 研究了不同速率和不同温度时的摩擦机理, 测得摩擦因子, 并应用于 U 型件热冲压实验, 结果表明随着板料温度的增加, 粘滞磨损越严重, 摩擦因子越大, 随着相对速度的增大, 摩擦因子越小; 范广宏等开发了一种超高强钢用新型复合材料涂料, 能够在热冲压中降低摩擦系数, 避免缺陷产生。 目前的大部分有限元模拟中常采用库伦摩擦模型, 且摩擦因子取定值, 影响模拟结果的准确性。鲜有不同润滑条件对复杂汽车零件用超高强硼钢板热冲压的影响的研究。

本文以复杂汽车零件纵梁为例 (图 1), 对其综合力学性能要求较高。 纵梁为 U 型件, 存在弯曲、上翘部分, 形状复杂, 成形时容易出现问题。 因此,提出建立库伦 - 剪切复合摩擦模型, 研究复合摩擦系数对超高强钢板热冲压的影响, 在不同润滑条件下, 通过复杂汽车零件纵梁的热冲压实验, 研究润滑条件对超高强钢板热冲压成形的影响。

1 有限元模拟

1． 1 有限元模型的建立

零件的长、 宽分别为 810 和 66 mm, 深度约为 62 mm, 设计如图 2 所示拉深件。 根据拉深件, 计算出毛坯的形状和尺寸。 材料为 22MnB5 钢, 料厚为 1． 6 mm, 模型选用 22MnB5 钢模型, 该模型自带板料在不同温度下的应力 - 应变曲线^[10] 。 板料温度为 900 ℃, 模具温度和环境温度均为 20 ℃, 坯料与环境的换热系数为 50 W·m ^-2 ·K ^-1 , 坯料对环境的热辐射率为 0． 25, 坯料与模具之间的换热系数与接触压力的关系如表 1 所示 。 本文有限元模拟采用实体单元, 如图 3 所示, 由凸模、 凹模、 压件器、 顶件器、 冷却水道和坯料组成。 冲压速度为 20 mm·s ^-1 , 采用软件自带的热冲压库伦 - 剪切复合摩擦模型。 在低载荷条件下, 在零件界面压力达到临界值前, 剪切应力与正压力成正比, 与库仑摩擦模型一致。 在高载荷条件下, 当界面压力超过临界值时, 零件与模具发生粘结, 剪切应力为常数且等于纯剪切屈服应力^[12] 擦系数。 保压淬火时间为 23 s, 水温为 20 ℃; 冷却管道直径为Φ10 mm, 水在管道内的流动速度为20m·s- 1,水与冷却 管 道 的 对 流 换 热 系 数 为2500W·m-2·K -1 。

1． 2 有限元模拟结果

分析为了研究复合摩擦系数对超高强硼钢板热冲压的影响, 建立了有限元模型, 设置库伦 - 剪切复合摩擦模型: 库伦摩擦系数为 0． 18, 剪切摩擦系数分别为 0． 3, 0． 4 和 0． 43; 剪切摩擦系数为 0． 3, 库伦摩擦系数分别为 0． 16, 0． 18 和 0． 19。 进行有限元模拟, 得到有限元模拟结果, 并对结果进行分析。 库伦摩擦系数为 0． 18 时, 不同剪切摩擦系数下的等效应变分布如图 4 所示, 厚度分布如图 5 所示。 剪切摩擦系数为 0． 3 时, 不同库伦摩擦系数下的等效应变分布图如图 6 所示。 由图 4 和图 6 可知, 热冲压件成形完整, 应变较大处主要集中在纵梁两头弯曲位置, U 型梁侧壁等效应变较大。 由图 4 可知, 热冲压件板料厚度分布是在 U 型底部厚度值较大, U 型侧壁和圆角处厚度值较小。

库伦摩擦系数为 0． 18 时, 不同剪切摩擦系数下成形后的等效应变曲线和厚度曲线如图 7 所示。 剪切摩擦系数为 0． 3 时, 不同库伦摩擦系数下成形后的等效应变曲线和厚度曲线如图 8 所示。 由图 7 可知, 剪切摩擦系数分别为 0． 3, 0． 4 和 0． 43 时的热冲压件关键部位的等效应变最大为 0． 916, 最小为 0． 866, 厚度最大为 1． 12 mm。 由图 8 可知, 库伦摩擦系数分别为 0． 16, 0． 18 和 0． 19 时的热冲压件关键部位的等效应变最大为 0． 9, 厚度最大为1． 2 mm。摩擦对热冲压的影响的总体趋势为: 随着摩擦系数的增大, 热冲压件的厚度越小, 等效应变值越大。

2 热冲压实验

2． 1 实验条件及过程

板料材料为 22MnB5 钢, 组织为铁素体和少量珠光体, 如图 9 所示, 硬度为 195 HV_{0． 5} 左右, 抗拉强度为 500 ~600 MPa。 在自主开发的热冲压生产线上进行热冲压实验, 先进行无润滑剂超高强钢板热冲压, 然后依次将石墨润滑剂、 玻璃润滑剂均匀喷涂在坯料上, 再将坯料送入充满保护性气体的 45kW 箱式电阻加热炉中加热到 900 ℃, 保温 5min, 使坯料完全奥氏体化, 迅速取出加热后的坯料, 放入自主设计的热成形模具中。 模具结构如图 10所示，冲压包速凸模、 凹模、 压件器和顶件器等主要

结构, 冲压速度为 10 mm·s- 1,上模向下运动,直到冲 压 完 成。 由 水 泵 向 冷 却 水 管 中 充 入 流 速 为10 m·s - 1的水, 保压淬火, 最后取件, 完成实验。

2． 2 实验结果与分析

无润滑直接热冲压、 石墨润滑热冲压、 玻璃润滑热冲压实验得到的热冲压件如图 11 所示。 图 11a 为无润滑剂直接热冲压件, U 型件侧面存在较多的划痕, 甚至出现破裂 。 图 11b 为石墨润滑的热冲压件, U 型件侧面存在局部划痕, 出现局部破裂。 图 11c 为玻璃润滑的热冲压件, 成形完整, 没有明显的缺陷, 表面氧化不严重, 成形质量较好。 在无润滑剂和石墨润滑的热冲压时, 摩擦系数过大, 在成形过程中拉应力过大, 造成热冲压件 U 型侧面出现划痕, 甚至破裂。 玻璃润滑剂有利于改善模具摩擦条件, 成形质量较好。 在热冲压件不同位置取样进行拉伸实验, 测得 3 种润滑条件下的热冲压件抗拉强度在 1460 MPa 以上, 屈服强度在 1230 MPa 以上, 伸长率在 6% 以上。 分别在不同润滑条件下的热冲压件上的C处取样, 通过金相实验和显微硬度测量实验, 测得 3 种润滑条件下的显微组织均为板条状马氏体, 如图 12 所示, 显微硬度在 455 HV 以上。分别在无润滑条件下和玻璃润滑剂条件下热冲压件 U 型底部D处取样, 在 SEM 下观察表面形貌, 如图 13 所示。 无润滑剂的热冲压件表面有大块氧化皮, 玻璃润滑剂条件下热冲压件表面氧化皮较少, 基本平整, 玻璃润滑剂在热冲压件表面形成保护层, 有利于增强热冲压过程中的抗氧化性。

选取热冲压件C处截面, 从左向右测量其厚度, 得到 3 种润滑条件下的热冲压件的截面厚度分布曲线, 如图 14 所示。 由图 14 可知: U 型底部厚度最大, 厚度最小处为 U 型侧壁和过渡圆角处, 这与模拟结果一致; 无润滑剂条件下的热冲压件的 U 型侧壁和圆角处板料厚度分别为1． 2 和1． 16 mm, U 型底部为 1． 53 mm; 石墨润滑剂条件下热冲压件的 U 型侧壁和圆角处板料厚度分别为 1． 3 和 1． 29 mm, U 型底部为 1． 54 mm; 玻璃润滑剂条件下的热冲压件的 U 型侧壁和圆角处板料厚度分别为 1． 48 和 1． 46 mm, U 型底部为 1． 56 mm; 3 种润滑条件下的热冲压件的厚度逐渐增大。 实验得到的板料厚度比有限元模拟得到的厚度要大, 模拟结果总体接近实验结果。

3 结论