張思佳, 胡賢磊, 劉相華

(東北大學(xué) 軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 遼寧 沈陽(yáng) 110819)

國(guó)家“十三五”規(guī)劃中指出,“改革、調(diào)整、綠色、創(chuàng)新”是鋼鐵行業(yè)未來(lái)的發(fā)展主線[1].在這種背景下,節(jié)能減排和高端制造成為鋼鐵行業(yè)的主要發(fā)展方向.傳統(tǒng)方法軋制鋼板追求厚度均勻,但是鋼板在服役過程中所承受的載荷往往分布不均勻,以均勻的厚度承載不均勻的外力,勢(shì)必造成材料浪費(fèi)[2].基于負(fù)荷裕量?jī)?yōu)化分配理論,通過軋輥在垂直方向的剛性位移速度和軋輥旋轉(zhuǎn)速度相互配合,制備厚度與載荷相匹配的變厚度板材,稱為軋制差厚板(以下簡(jiǎn)稱差厚板)[3-5].使用差厚板代替等厚度板,可以實(shí)現(xiàn)“節(jié)能、減排、降成本”的目標(biāo),已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于汽車工業(yè)[6].

由于差厚板沿軋制方向的厚度和力學(xué)性能分布不均勻,使其在成形過程中的應(yīng)力應(yīng)變分布、金屬流動(dòng)規(guī)律以及各區(qū)域變形速度等成形特征變得更加復(fù)雜.因此,差厚板的成形規(guī)律不同于傳統(tǒng)等厚度板,也無(wú)法完全借鑒局部加強(qiáng)板和激光拼焊板等變厚度板材[7].

20世紀(jì)90年代,差厚板在德國(guó)亞琛工業(yè)大學(xué)被成功開發(fā)出來(lái)后,科研人員投入了對(duì)其成形性能的研究,主要探究應(yīng)用差厚板制備復(fù)雜零件的可行性.Kleiner等[8]總結(jié)了差厚板的成形技術(shù),包括柔性模具可調(diào)系統(tǒng)、快速分段模具系統(tǒng)以及液壓脹形等.Urban等[9]將液壓脹形技術(shù)應(yīng)用于差厚板,成功地試制了變厚度蓋板和變厚度橫梁.Puteen等[10]對(duì)差厚板液壓脹形工藝進(jìn)行了有限元分析,優(yōu)化了相關(guān)工藝流程.我國(guó)對(duì)差厚板成形性能的研究起步較晚.Jiang等[11]對(duì)差厚板進(jìn)行拉深成形模擬,指出差厚板盒形件的薄壁圓角和過渡區(qū)底部容易發(fā)生開裂.Li等[12]和Zhang等[13]通過有限元方法分別研究了差厚板的部分幾何參數(shù)對(duì)其成形性能的影響.

差厚板冷軋后需要進(jìn)行退火處理,從而消除部分加工硬化,以利于進(jìn)一步深加工.在變厚度軋制過程中不同厚度對(duì)應(yīng)不同的壓下率,因此退火處理后差厚板的力學(xué)性能表現(xiàn)出明顯的差異化[14-15].然而在對(duì)差厚板的成形性能進(jìn)行有限元分析時(shí),文獻(xiàn)[10-11]默認(rèn)差厚板力學(xué)性能均勻,采用等厚度材料的力學(xué)性能參數(shù);文獻(xiàn)[12-13]則默認(rèn)差厚板力學(xué)性能單調(diào)變化,以板厚為變量,對(duì)薄區(qū)材料和厚區(qū)材料的力學(xué)性能參數(shù)進(jìn)行線性插值,從而構(gòu)建過渡區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,忽略了差厚板的力學(xué)性能差異化特性.

本文研究了差厚板經(jīng)退火處理后顯微組織及力學(xué)性能的分布規(guī)律,分析了造成差異化的原因.介紹了差厚板變厚度特性及性能變化特征的建模方法.對(duì)差厚板方盒件的拉深成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬,對(duì)比實(shí)驗(yàn)及模擬條件下的成形結(jié)果,驗(yàn)證了有限元模型的可靠性.根據(jù)驗(yàn)證后的有限元模型,以極限拉深高度和過渡區(qū)中心線偏移量為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn),分析了過渡區(qū)長(zhǎng)度、過渡區(qū)位置、薄區(qū)與厚區(qū)的厚度差對(duì)差厚板方盒件拉深成形性能的影響.

1 實(shí)驗(yàn)材料

1.1 軋制差厚板制備

以厚度為2.2 mm的CR340鋼板為實(shí)驗(yàn)材料,其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)為:C 0.080,Si 0.204,Mn 0.882,P 0.025,S 0.018,Al 0.047.利用四輥冷軋機(jī),通過在線調(diào)節(jié)軋輥輥縫的方法制備差厚板.將冷軋后的差厚板進(jìn)行620 ℃保溫60 min的退火處理以獲得實(shí)驗(yàn)用差厚板,其幾何尺寸如圖1所示.

圖1 實(shí)驗(yàn)用差厚板的幾何尺寸Fig.1 Schematic of geometric dimension of TRB inexperiment

1.2 差厚板的顯微組織和力學(xué)性能

差厚板是由一整塊等厚度板經(jīng)過變厚度軋制以及退火處理制備而成的,不同區(qū)域的材料具有相同的化學(xué)成分和原始組織.在制備差厚板的過程中,沿軋制方向連續(xù)變化的壓下量以及退火工藝參數(shù)對(duì)其顯微組織和力學(xué)性能的分布情況有顯著影響.

圖2給出了實(shí)驗(yàn)用差厚板沿軋制方向的組織變化,其中紅色組織為變形晶粒,黃色組織為亞晶結(jié)構(gòu)晶粒,藍(lán)色組織為再結(jié)晶晶粒.可以看出,差厚板的顯微組織形貌存在顯著差異,且變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒和再結(jié)晶晶粒的體積分?jǐn)?shù)發(fā)生明顯變化.這是因?yàn)镃R340鋼板的顯微組織為等軸狀再結(jié)晶晶粒,在變厚度冷軋過程中,隨著壓下率增加,亞晶粒逐漸在晶粒內(nèi)部形成,且晶粒內(nèi)部的平均取向差逐漸增大,原始組織中的再結(jié)晶晶粒首先轉(zhuǎn)變?yōu)閬喚ЫY(jié)構(gòu)晶粒,并最終轉(zhuǎn)變?yōu)樽冃尉Я?因此冷軋態(tài)差厚板內(nèi)再結(jié)晶晶粒的體積分?jǐn)?shù)隨著壓下率的增加而減小,變形晶粒的體積分?jǐn)?shù)隨著壓下率的增加而增大.在隨后的退火過程中,厚區(qū)金屬(壓下率9%)儲(chǔ)存的畸變能不足以驅(qū)動(dòng)其發(fā)生再結(jié)晶,因此顯微組織只發(fā)生回復(fù),晶粒的形貌幾乎不發(fā)生變化.薄區(qū)金屬(壓下率54%)具有足夠的畸變能驅(qū)動(dòng)其發(fā)生完全再結(jié)晶,從而使纖維狀變形晶粒完全被新生成的等軸狀再結(jié)晶晶粒所取代.過渡區(qū)(9%<壓下率<54%)內(nèi)金屬的組織轉(zhuǎn)變介于薄區(qū)與厚區(qū)之間,顯微組織在退火過程中發(fā)生不完全再結(jié)晶,最終由扁平的變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒以及等軸狀再結(jié)晶晶粒共同構(gòu)成,且壓下率越大,再結(jié)晶晶粒的體積分?jǐn)?shù)越大.需要注意的是,圖2c～圖2f中的再結(jié)晶晶粒為退火過程中新形成的再結(jié)晶晶粒,而圖2a和2b中的再結(jié)晶晶粒為從原始組織中再結(jié)晶晶粒.

圖2 實(shí)驗(yàn)用差厚板不同壓下率對(duì)應(yīng)的顯微組織Fig.2 Microstructure of the experimental TRBs after different reductions(a)—9%;(b)—18%;(c)—27%;(d)—36%;(e)—45%;(f)—54%.

通過單向拉伸實(shí)驗(yàn)檢測(cè)差厚板壓下率為9%，18%，27%，36%，45%和54%時(shí)材料與軋制方向成0°，45°和90°角的力學(xué)性能.如圖3所示,沿軋制方向差厚板的力學(xué)性能分布不均勻,隨著壓下率的增加,屈服和抗拉強(qiáng)度均先升高后降低,在壓下率為36%時(shí)達(dá)到峰值,均勻延伸率的變化趨勢(shì)與之相反.這是因?yàn)镃R340鋼板在變厚度冷軋過程中發(fā)生不同程度的加工硬化,隨著壓下率的增加,冷軋態(tài)差厚板的強(qiáng)度單調(diào)升高而塑性單調(diào)降低.經(jīng)過620 ℃/60 min退火處理后,差厚板厚區(qū)金屬只發(fā)生回復(fù),其力學(xué)性能幾乎不發(fā)生變化;薄區(qū)金屬發(fā)生完全再結(jié)晶,其力學(xué)性能恢復(fù)至軋制前的狀態(tài);過渡區(qū)內(nèi)金屬發(fā)生不完全再結(jié)晶,顯微組織由變形晶粒、亞晶結(jié)構(gòu)晶粒和再結(jié)晶晶粒組成,其力學(xué)性能與不同類型晶粒的體積分?jǐn)?shù)有關(guān),即再結(jié)晶晶粒的體積分?jǐn)?shù)越高,則強(qiáng)度越低,塑性越高.綜上所述,在加工硬化和再結(jié)晶軟化效應(yīng)的共同作用下,經(jīng)過620 ℃/60 min退火處理的差厚板的力學(xué)性能表現(xiàn)出不均勻的特點(diǎn).

圖3 實(shí)驗(yàn)用差厚板的力學(xué)性能分布Fig.3 Distribution of mechanical properties of experimental TRB

2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及有限元模型

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及參數(shù)

圖4為用于方盒件拉深成形實(shí)驗(yàn)的萬(wàn)能薄板成形實(shí)驗(yàn)機(jī)及拉深模具裝配示意圖.凹模邊長(zhǎng)為90 mm,底部圓角半徑為6 mm,厚區(qū)側(cè)壁圓角半徑和薄區(qū)側(cè)壁圓角半徑均為12 mm.凸模底部圓角半徑為6 mm,厚區(qū)側(cè)壁圓角半徑和薄區(qū)側(cè)壁圓角半徑分別為9.8 mm和10.9 mm.凸模與凹模間隙為1.1倍板料厚度.凹模和壓邊圈的板料接觸表面與差厚板的厚度變化相適應(yīng).壓邊力選用120 kN,凸模移動(dòng)速度為6 mm/min.板料選用直徑為180 mm的差厚板,其圓心與差厚板過渡區(qū)的中心重合.

圖4 差厚板方盒件拉深成形實(shí)驗(yàn)設(shè)備及模具Fig.4 Schematic diagram of equipment and die for deep drawing of square box made from TRB(a)—拉深成形實(shí)驗(yàn)設(shè)備； (b)—拉深成形模具裝配示意圖.

2.2 有限元模型

采用數(shù)值模擬軟件ABAQUS 2016對(duì)差厚板方盒件的拉深成形過程進(jìn)行模擬研究.差厚板采用CR340材料,密度ρ=7 850 kg/m3,楊氏模量E=210 GPa,泊松比ν=0.3.基于不同壓下率材料的力學(xué)性能數(shù)據(jù),使用拉格朗日插值法,以板料厚度為變量進(jìn)行插值,可獲得如圖5所示的差厚板過渡區(qū)的真應(yīng)力、真應(yīng)變與厚度之間的關(guān)系.利用軟件的前處理功能,通過引入場(chǎng)變量,使不同壓下率材料的力學(xué)性能對(duì)應(yīng)不同的場(chǎng)變量值,從而實(shí)現(xiàn)材料模型的導(dǎo)入.

圖5 差厚板過渡區(qū)的真應(yīng)力、真應(yīng)變與厚度之間的三維曲面關(guān)系Fig.5 Relationships among the true stress, true strain and thickness of the transition zone of TRB(a)—平行于軋制方向； (b)—與軋制方向成45°； (c)—垂直于軋制方向.

圖6為差厚板方盒件拉深成形模擬的幾何模型,采用二分之一模型.凸模、凹模和壓邊圈為離散剛體,幾何尺寸與實(shí)驗(yàn)用模具相同.由于與平面尺寸相比,差厚板的厚度很小,因此使用殼單元模擬差厚板,單元類型為S4R,網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm.通過解析場(chǎng)中的映射方法實(shí)現(xiàn)沿軋制方向變化厚度的賦予.壓邊力及凸模移動(dòng)速度均與實(shí)驗(yàn)相同,分別為120 kN和6 mm/min,摩擦系數(shù)選用0.12,質(zhì)量放大因子為1 000.

圖6 差厚板方盒件拉深成形模擬的幾何模型Fig.6 Geometric model to simulate deep drawing of square box made from TRB

3 有限元模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖7給出了差厚板方盒件拉深成形的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果.可以看出,由于沿軋制方向差厚板的厚度連續(xù)變化且力學(xué)性能分布不均勻,在拉深成形過程中薄側(cè)與厚側(cè)的變形程度不同.由圖3可知,與厚區(qū)相比,薄區(qū)材料具有較低的強(qiáng)度和較好的塑性,同時(shí)厚度較小,在相同外力作用下所受應(yīng)力較大.因此,在壓邊力一定的條件下,差厚板薄側(cè)首先發(fā)生變形,且金屬更容易流動(dòng).隨著拉深過程的進(jìn)行,由于厚側(cè)板料金屬流動(dòng)性較差,導(dǎo)致應(yīng)變分布不均勻,又因?yàn)榕c薄區(qū)相比,厚區(qū)材料的塑性較低.因此,在拉深成形過程中差厚板厚側(cè)直壁與底部之間的過渡圓角處首先破裂.

圖7 差厚板方盒拉深成形的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Experimental and simulation results of deep drawing of square box made from TRB(a)—有限元模擬； (b)—實(shí)驗(yàn).

對(duì)比圖7a和圖7b可以看出,數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)后方盒件的形貌和尺寸基本吻合,且開裂部位均位于方盒件厚側(cè)的底部圓角附近,說明有限元模型能夠很好地預(yù)測(cè)差厚板拉深過程中的變形行為和金屬流動(dòng)情況.圖8給出了實(shí)驗(yàn)和模擬條件下凸模的力-位移曲線,可以看出有限元模型所預(yù)測(cè)的載荷水平及整體變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合.此外,測(cè)量三次實(shí)驗(yàn)后方盒件的拉深高度分別為23.1,21.6和22.8 mm,平均值為22.5 mm;數(shù)值模擬方盒件的拉深高度為23.4 mm.經(jīng)計(jì)算,實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的誤差為4.0%.由此可見,本文構(gòu)建的差厚板拉深成形有限元模型具有較高的可靠性和準(zhǔn)確性,能夠有效預(yù)測(cè)差厚板方盒件的拉深成形過程.

圖8 實(shí)驗(yàn)和模擬條件下凸模的力-位移曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of the force-displacement curves of punching from experiment and simulation

4 幾何參數(shù)對(duì)方盒件拉深成形性能和輕量化效果的影響

4.1 差厚板方盒件拉深成形性能的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

采用極限拉深高度h和過渡區(qū)中心線偏移量Δl作為差厚板方盒件拉深性能的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn),研究在力學(xué)性能分布不均勻的情況下,差厚板的幾何參數(shù)(過渡區(qū)長(zhǎng)度、過渡區(qū)位置、薄區(qū)與厚度的厚度差)對(duì)其拉深成形性能的影響.

極限拉深高度是評(píng)價(jià)板料成形性能的常用指標(biāo),指板料在不發(fā)生破裂和起皺的前提下,可以達(dá)到的最大拉深高度.極限拉深高度越大,說明板料的成形性能越好.差厚板方盒件的極限拉深高度主要受到板料破裂位置的影響.過渡區(qū)中心線偏移量是用于評(píng)價(jià)差厚板成形性能的另一重要指標(biāo),指在達(dá)到極限拉深高度時(shí),差厚板過渡區(qū)中心線沿軋制方向的位移,測(cè)量方法如圖9所示(將過渡區(qū)中心線向厚側(cè)移動(dòng)的位移記作正值,向薄側(cè)移動(dòng)的位移記作負(fù)值).過渡區(qū)中心線偏移量能夠有效地反映差厚板的成形精度,過渡區(qū)內(nèi)應(yīng)變分布越均勻,則過渡區(qū)中心線偏移量越小,說明差厚板成形后零件的厚度分布與板料厚度分布越接近,有利于差厚板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì).

圖9 過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量的測(cè)量方法Fig.9 Measuring the displacement of each point on the center line of TTZ

4.2 過渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)位置和厚度差一定的條件下,對(duì)過渡區(qū)長(zhǎng)度分別為60，80，100，120和140 mm的差厚板進(jìn)行方盒件拉深成形模擬,圖10給出了不同過渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量.由圖10a可以看出,隨著過渡區(qū)長(zhǎng)度的增加,極限拉深高度先減小,后增大,當(dāng)長(zhǎng)度為100 mm時(shí),拉深高度最低,分別為25.6 mm(60 mm)，23.4 mm(100 mm)和24.1 mm(140 mm).當(dāng)過渡區(qū)長(zhǎng)度小于方盒件的邊長(zhǎng)時(shí),凸模圓角分別與等厚度的薄區(qū)和厚區(qū)接觸,變形主要集中在等厚度區(qū)域,而過渡區(qū)內(nèi)應(yīng)變較小.此時(shí)過渡區(qū)越長(zhǎng),則薄區(qū)和厚區(qū)占比越小,從而導(dǎo)致成形過程中能夠發(fā)生流動(dòng)的金屬減少,方盒件的極限拉深高度降低.當(dāng)過渡區(qū)長(zhǎng)度大于方盒件邊長(zhǎng)時(shí),凸模圓角與過渡區(qū)接觸,成形過程中過渡區(qū)和等厚度區(qū)域均發(fā)生較大變形.此時(shí)過渡區(qū)越長(zhǎng),沿軋制方向差厚板的厚度及力學(xué)性能變化越平緩,從而導(dǎo)致成形過程中應(yīng)變分布的不均勻程度降低,能夠發(fā)生流動(dòng)的金屬增多,方盒件的極限拉深高度升高.

由圖10b可以看出,位于方盒件底部的過渡區(qū)向厚側(cè)移動(dòng),而位于方盒件法蘭處的過渡區(qū)向薄側(cè)移動(dòng).這是由方盒件成形過程中金屬流動(dòng)方向和流量決定的:1)法蘭處的部分金屬分別向薄側(cè)圓角和厚側(cè)圓角流動(dòng),而側(cè)壁處的部分金屬向底部流動(dòng);2)薄側(cè)厚度較小且強(qiáng)度較低,成形時(shí)更容易發(fā)生變形,所以薄側(cè)流入凹模及其底部的金屬更多.此外,隨著過渡區(qū)長(zhǎng)度增加,過渡區(qū)中心線偏移量減小.由圖10b還可以看出,具有不同長(zhǎng)度過渡區(qū)的方盒件,中心線偏移量相差不大,說明過渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)過渡區(qū)移動(dòng)的影響較小.

圖10 不同過渡區(qū)長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度和過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量Fig.10 Limit drawing height and the offset of TTZ at different lengths of TTZ(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量.

4.3 過渡區(qū)位置對(duì)方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)的長(zhǎng)度和厚度差一定的條件下,對(duì)過渡區(qū)位置分別為-10,-5,0,5,10 mm的差厚板進(jìn)行方盒件拉深成形模擬(采用過渡區(qū)中心線與板料中心線之間的距離表述過渡區(qū)位置,過渡區(qū)靠近厚側(cè)時(shí),距離值為正;反之,距離值為負(fù)).圖11給出了不同過渡區(qū)位置對(duì)應(yīng)的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量.可以看出,隨著過渡區(qū)由厚側(cè)向薄側(cè)移動(dòng),方盒件的極限拉深高度逐漸上升，由24.3 mm升至26.6 mm;同時(shí),過渡區(qū)中心線的偏移量顯著減小.這是因?yàn)榕c薄區(qū)相比,厚區(qū)材料強(qiáng)度高而塑性低(屈服強(qiáng)度高91 MPa,均勻延伸率低4.2%),拉深過程中厚區(qū)金屬流動(dòng)性相對(duì)較差,盒形件首先在厚區(qū)底部圓角位置處破裂.當(dāng)過渡區(qū)靠近薄區(qū)時(shí),板料內(nèi)厚區(qū)所占比例較大,厚區(qū)金屬受到外力而發(fā)生的塑性應(yīng)變可以分散到更多區(qū)域內(nèi)進(jìn)行.因此,隨著板料內(nèi)厚區(qū)所占比例增加,板料內(nèi)應(yīng)變分布的均勻程度有所升高,從而導(dǎo)致極限拉深高度增加,過渡區(qū)中心線的偏移量降低.

圖11 不同過渡區(qū)位置對(duì)應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量Fig.11 Limit drawing height and the offset of TTZ at different positions of TTZ(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量.

4.4 厚度差對(duì)方盒件拉深成形性能的影響

在過渡區(qū)的長(zhǎng)度和位置一定的條件下,對(duì)厚度組合分別為1.0 mm/2.0 mm,1.2 mm/2.0 mm,1.4 mm/2.0 mm,1.6 mm/2.0 mm和1.8 mm/2.0 mm的差厚板進(jìn)行方盒件拉深成形模擬,以研究厚度差對(duì)極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量的影響.如圖12所示,隨著薄區(qū)與厚區(qū)的厚度差減小,方盒件的極限拉深高度上升，由25.6 mm升高至27.1 mm.同時(shí),過渡區(qū)中心線的偏移量顯著減小.造成這種現(xiàn)象的原因是:隨著厚度差的減小,板料厚度和力學(xué)性能的不均勻程度降低,在拉深成形過程中,板料薄厚兩側(cè)的厚度和力學(xué)性能越接近,則應(yīng)變分布越均勻,金屬流動(dòng)越充分,各區(qū)域的變形更加同步.因此,隨著厚度差的減小,差厚板成形過程中的變形方式更加接近等厚度板,從而導(dǎo)致極限拉深高度增加,過渡區(qū)中心線偏移量減小.

圖12 不同厚度組合對(duì)應(yīng)的差厚板方盒件的極限拉深高度以及過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量Fig.12 Limit drawing height and the offset of TTZ at different thickness combinations(a)—極限拉深高度； (b)—過渡區(qū)中心線上各點(diǎn)偏移量.

4.5 幾何參數(shù)對(duì)方盒件輕量化效果的影響

表1給出了典型差厚板的幾何參數(shù)、極限拉深高度和質(zhì)量.可以看出,實(shí)驗(yàn)用差厚板(TRB-1)方盒件的極限拉深高度為23.4 mm,質(zhì)量約為0.299 5 kg.將過渡區(qū)長(zhǎng)度由100 mm縮短至60 mm(TRB-2),可以在不改變方盒件質(zhì)量的前提下,使其拉深高度上升約9.1%.在此基礎(chǔ)上,采用將過渡區(qū)向薄側(cè)移動(dòng)或增加薄區(qū)厚度的方法均會(huì)使方盒件的極限拉深高度進(jìn)一步提升,使其輕量化效果降低.經(jīng)計(jì)算,將過渡區(qū)向薄側(cè)移動(dòng)10 mm(TRB-3),可使拉深高度上升3.9%,同時(shí)方盒件質(zhì)量增加8.1%;將薄區(qū)厚度由1.0 mm增加至1.8 mm(TRB-4),可使拉深高度上升5.9%,同時(shí)方盒件質(zhì)量增加26.7%.

表1 典型差厚板的幾何參數(shù)、極限拉深高度和質(zhì)量Table 1 Geometric parameters, limit drawing height and mass of the typical TRBs

因此,確定差厚板的幾何參數(shù)時(shí),需根據(jù)實(shí)際工況,綜合考慮板料的成形性能和輕量化效果,從而在滿足性能要求的前提下,獲得良好的節(jié)材減重效果.

5 結(jié) 論

1) 差厚板顯微組織及力學(xué)性能的分布情況由軋制壓下率和退火工藝參數(shù)決定.當(dāng)壓下率范圍為9%～54%,退火工藝為620 ℃,保溫60 min時(shí),厚區(qū)發(fā)生靜態(tài)回復(fù),薄區(qū)發(fā)生完全再結(jié)晶,過渡區(qū)則發(fā)生不完全再結(jié)晶,且壓下率越大,再結(jié)晶晶粒的體積分?jǐn)?shù)越大.隨著壓下率的增大,差厚板的強(qiáng)度呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì);塑性呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì).

2) 建立了差厚板方盒件拉深成形的有限元模型,采用引入場(chǎng)變量的方法導(dǎo)入材料模型,采用解析場(chǎng)中構(gòu)建映射關(guān)系的方法賦予工件厚度變化.模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合,說明有限元模型能夠有效地預(yù)測(cè)差厚板方盒件的拉深成形過程.

3) 對(duì)于力學(xué)性能分布不均勻的差厚板,其方盒件的拉深成形性能與板料幾何參數(shù)有關(guān).隨著過渡區(qū)長(zhǎng)度的增加,極限拉深高度呈現(xiàn)先減小、后增大的趨勢(shì);過渡區(qū)中心線偏移量減小.隨著過渡區(qū)由厚側(cè)向薄側(cè)移動(dòng),極限拉深高度增加;過渡區(qū)中心線偏移量減小.隨著板料薄區(qū)與厚區(qū)厚度差的減小,極限拉深高度增加;過渡區(qū)中心線偏移量減小.