成形历史对车身部件冲击变形行为的影响

成形历史对车身部件冲击变形行为的影响

车辆大部分采用重型结构。在零件制备过程中，不同的波形技术（压、泵、热变形等）会导致金属板的局部厚度和力学属性的变化，从而影响整体结构的性能。通过分析板的形成历史来研究该模型对结构碰撞性能的影响，已成为被动车辆安全设计的研究热点，引起了人们的广泛关注。杜吨等人研究了铸造后厚度的变化、变形适应性和剩余效应对原油肿胀管动态影响的影响。与传统的碰撞模型相比，在分配波形信息后，刚性墙的位移减少了54%。在汽车前纵梁组件的影响模拟中，随着挤压变形后的等效变形和板厚分布，结果表明，如果在模拟的碰撞分析中不考虑波形信息的影响，则可能会导致20%的计算误差。陈桂江等人通过模拟方法，分析了dp800钢链结构对rp80资料轴向运动变形行为的影响。此外，从初始板料形状和材料替代品特性的角度，研究了声音特性对冲突结果的影响。然而，到目前为止，由于条件限制，这些研究主要是模拟分析，提供了完整的实验过程和相关数据，以及缺乏可靠性。本文针对2种高强钢材料——低合金高强钢HSLA340和双相钢DP590,选用折弯和冲压2种成形方式制备帽形部件,并以点焊连接,然后对此闭口帽形薄壁梁进行准静态轴向压溃实验.为考虑实际成形变差,冲压成形帽形件均采用了大小2种压边力冲制而成.在此过程中,讨论了冲压过程导致的结构局部几何弱化和材料强化现象,并对薄壁梁结构轴向压溃过程的变形、吸能特性及板材失效行为进行了分析,为相关研究提供了必要的实验基础.1拉伸性能实验所选材料为传统高强钢HSLA340和先进高强钢DP590,板厚均为1.37mm,名义屈服强度约340MPa,材料化学元素组成(质量分数)见表1.依据GB/T228-2002标准,分别沿与板料轧制方向成0°、45°、90°方向截取标准试样,利用Zwick/Roell020拉伸试验机进行准静态单轴拉伸试验,同时根据GB/T5027-2007标准确定各向塑性应变比r.实验所得工程应力应变曲线如图1所示,表2为相关力学参数.表中,σy为屈服强度,σu为抗拉强度,δu为均匀延伸率,δt为总延伸率.由图1可见,DP590具有明显的连续屈服及快速应变硬化特性,而HSLA340存在上下屈服点,流动硬化行为不如DP590显著;2种材料各自三向应力应变曲线有效段非常接近,且由于三向r值接近于1,表明2种材料近似各向同性.2用于形成和压缩实验的流程2.1压边力对材料的影响帽形部件通过折弯和冲压(见图2)2种工艺制备而成,垂直帽形件截面方向为轧制板料横向.折弯部件所有内角半径均为3mm,冲压成形凸、凹模圆角半径分别为5.5和3mm,凸凹模间隙1.75mm,拉延筋压头圆角半径6mm,板料冲压初始尺寸为350mm×260mm.冲压成形过程中压边力大小对部件成形质量有重要影响,考虑到板料在成形后的回弹和破裂2种主要缺陷,对2种材料均采用了大小2种恒定压边力成形方案.为限定回弹量,使之不影响装配几何,HSLA340和DP590的下限压边力取值分别为68.67和88.29kN.过大的压边力会造成局部减薄严重,导致板料破裂,实验中HSLA340和DP590的上限压边力分别为98.10和127.53kN.图3所示为切边后不同压边力下冲压成形部件与折弯成形部件截面形状比较.小压边力条件下(LBHF),帽形部件法兰回弹严重,其中DP590材料还伴随明显的侧壁弯曲现象.随着压边力加大(HBHF),法兰部位回弹量降低,DP590材料的侧壁弯曲现象也有所改善.折弯部件不存在回弹和侧壁弯曲现象,可视为理想成形方式.折弯过程(纯弯)中板料塑性变形仅发生在圆角处,中性面向圆角内侧偏移,厚度出现微小变化,其余部分板厚和力学属性没有变化,可以认为与初始板料相同.冲压成形过程(拉弯)中板料流经拉延筋或凹模圆角后发生较大塑性变形,板料减薄,材料相应出现加工硬化现象.冲压成形帽形件半截面厚度分布如图4所示.由图可见,厚度减薄主要位于侧壁,随着压边力加大,侧壁减薄加剧.主要减薄区宽度约占侧壁总宽度的75%,其中极限减薄点(A)位于侧壁近法兰圆角处.在主要减薄区沿截面垂直方向截取标准单轴拉伸试样,测定局部材料力学属性.帽形件冲压成形过程满足平面应变假设,已知厚向减薄率,通过Hill′1948各向异性屈服准则,依据:ε¯=1+r(1+2r)1/2(ε21+ε23+2r1+rε1ε3)1/2(1)ε¯=1+r(1+2r)1/2(ε12+ε32+2r1+rε1ε3)1/2(1)可确定不同压边力条件下主要减薄区对应的等效塑性预应变ε¯ε¯.式中,ε1、ε3分别为板料拉伸方向和厚向真应变.变形后材料局部流动应力曲线如图5所示.由图可见,2种材料均呈现一定程度的交叉硬化特性.表3所示为不同压边力P下的等效塑性预应变ε¯ε¯和强度增加百分比δ.因其低屈强比特性,相近减薄量条件下,DP590应变硬化导致的材料强度增加远高于HSLA340;大压边力条件下,DP590的二次屈服强度σ′y增加接近150%.2.2构件焊接尺寸帽形部件与腹板通过电阻点焊连接,焊接电流9.5kA,夹持力3.332kN,持续时间14周波,焊核直径5mm.因焊后局部热收缩及卸载应力释放等作用,各构件端面均出现一定偏斜.为保证后续压缩实验不受影响,所有构件端面均经线切割工艺处理,使其保持为平面且上下端面平行,并与薄壁梁轴线垂直.焊后构件最终几何尺寸如图6所示.2.3准静态压饱实验动态冲击实验因受加载条件影响,结果的不确定性增大,相对而言准静态实验具有更可靠的实验结果,因此利用WDW-200KN液动压缩试验机进行了闭口帽形结构的准静态压溃实验.实验中,压缩总位移170mm,速度20mm/min,帽形结构上下端面与压头、底座直接接触,无额外约束装置,变形支反力数据通过压头上方传感器传至计算机.3结果与分析3.1压制成形构件的变形试样的压溃形式如图7所示.由图可见,2种材料折弯成形构件在压缩过程中均能保持较为稳定的准非外张型变形模式.HSLA340小压边力冲压成形构件在压缩过程初期,保持规则的准非外张型变形模式,后期帽形圆角局部失稳,结构底端变形异常;DP590小压边力冲压成形构件因其初始截面翘曲(侧壁内凹,顶面外凸),压缩开始即在上端面形成一个三角形皱褶,进而导致余部形成2个显著外凸皱褶.2种材料大压边力成形构件在压缩过程中上端面均出现大尺度板材撕裂现象,导致结构最终侧倾失稳.3.2应力状态分析大压边力冲压构件在压缩过程中出现的板材撕裂现象可以解释为冲压成形及压缩变形两过程中材料局部累积塑性应变超过相应临界值,在外载作用下结构失效.但裂纹产生于沿凹模圆角法兰侧(见图8)则说明,仅仅用累积临界塑性应变概念还无法完全解释这种行为.因为从图4及图9(a)中可以看出,冲压结束后,板材极限减薄区位于侧壁近凹模圆角处——A点(最大应变区),凹模圆角法兰侧(B点)减薄量明显低于前者,在压缩过程集中应力驱动下,裂纹扩展理应沿A点向管件轴向进行.实验观测现象表明,影响板材失效行为还存在另一重要因素——应力状态.借助成形极限图(FormingLimitDiagram,FLD)概念及有限元仿真软件帮助,轴向压缩过程中A、B点应变路径变化表示在面内主应变(ε1-ε2)空间中(见图9(a)),同时,根据VonMises各向同性屈服条件,将其近似转换至应力三轴度-等效塑性应变(η-εp)空间中(见图9(b)).图9(a)表明,压缩过程中折弯部件A、B点无成形历史影响,应变路径始终位于准单轴压缩区,且A点应变远大于B点应变;冲压部件A点应变路径介于平面应变与单轴拉伸状态之间,并最终趋向单轴拉伸状态,而B点从近平面应变区穿越单轴拉伸区,达到纯剪切区.Wierzbicki等研究结果表明,金属材料失效应变曲线在应力三轴度坐标下并非单调变化,存在形如图9(b)所示的“W”型曲线,即剪切状态及平面应变状态下材料失效应变存在2个极值,均低于单轴拉伸状态下临界失效应变,压缩状态下材料失效应变值接近无穷大.冲压成形过程导致的预应变虽然在B点小于A点,但由于B点达到剪切型临界失效应变所需的二次应变量εBad远低于A点达到韧窝型(拉伸)失效应变所需的二次应变量εAad,所以,压缩过程中裂纹首先在B点产生,能量释放加剧,向纵深扩展.实验结果同时显示,板材失效部位为光滑剪切面,没有明显颈缩现象,验证了这一解释.以上分析表明,板料冲击变形失效行为是与应变历史及应力状态相关的,未来的数值分析中必须采用合理的失效模型加以描述,以获取准确可靠的冲击变形仿真结果.3.3比较实验曲线3.3.1冲压成形构件的充放电性能以HSLA340折弯成形构件稳定变形段为参考标准,所有试样均截取140mm内变形数据,压缩过程中力-位移曲线如图10所示.图中,F为冲击力,s为某一变形位移值.由图可见,HSLA340折弯构件曲线能保持较为稳定的波峰波谷间隔,其余试样曲线响应均不稳定,特别是大压边力冲压成形构件,板材撕裂瞬间,力曲线出现突降段(HSLA340异步撕裂2个下降段,DP590同步撕裂1个下降段),后续响应曲线趋向不规则.原因是:薄壁梁具有相同截面尺寸,且材料屈服强度相近,所有试样的峰值力较为接近(见表4),但成形条件对峰值力的影响并不相同.HSLA340小压边力冲压成形构件峰值力略高于折弯构件,而大压边力冲压成形构件峰值力明显低于折弯构件,前者说明成形预应变硬化导致的材料强化作用优于厚度减薄导致的几何弱化作用,后者说明几何弱化作用严重降低了临界屈曲力,材料强化作用已经无法弥补.DP590冲压成形构件峰值力均明显高于折弯构件,说明DP590的材料强化作用始终优于几何弱化作用,最终使得临界屈曲力上升.3.3.2吸收能量分析薄壁结构轴向变形吸收能量可由力-位移曲线包围的面积得到.此外,评价结构吸能特性的一个重要参数是平均力Fm,可表示为Fm=1s∫s0F(s)ds(2)Fm=1s∫0sF(s)ds(2)式中:积分项为变形位移s吸收的能量;F(s)为当前冲击力.同种材料不同成形条件构件轴向压溃过程中140mm变形内能量和平均力曲线如图11所示.图中,E为吸收能量.由图可见:对于HSLA340材料,小压边力冲压成形构件变形前期吸收能量略高于折弯成形构件,由于后继变形模式趋向不规则,变形后期吸收能量相较于折弯成形构件略有下降;大压边力冲压成形构件压溃过程出现板材撕裂现象,在变形前期吸收的能量即低于其他2种试样,板材撕裂导致侧向非稳定变形模式加剧,62mm变形后,试样吸收能量的差异逐渐增大,140mm变形吸收总能量为3.675kJ,仅为折弯构件的79.58%.对于DP590材料,50mm变形前3种不同成形条件试样能量吸收情况相同;52～95mm变形段,小压边力冲压成形构件吸收能量高于其他两构件,在此变形范围内虽然大压边力冲压成形构件出现了板材撕裂现象,但是其能量吸收情况与折弯成形构件并无显著区别;此后,折弯成形构件保持稳定的非对称变形模式,冲压成形构件变形异常,导致折弯构件吸收能量高于冲压构件,而此时2种冲压成形构件的能量吸收情况非常接近,冲压构件140mm变形吸收总能量约为折弯构件的97.65%.平均力曲线表明,平均力存在一定波动现象,随着变形加大,逐渐趋向稳定.以变形140mm处对应数值为参考量,所有试件平均力Fm值如表4所示.由于冲压成形过程严重影响了帽形结构压溃变形模式,所有Fm均低于折弯构件理想变形模式下的平均力值,但是DP590构件的Fm值波动受冲压条件变化的影响更小.同时,虽然2种材料具有相近的屈服强度,但是由于DP590独特的低屈强比硬化特性,使得其构件吸能特性明显优于HSLA340构件,即使在非稳定大欧拉屈曲变形过程中,也能保持较高的吸能量,这一特点使DP590尤其适用于汽车碰撞中易出现板材撕裂现象的吸