謝文才，苑世劍

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001；2 一汽轎車(chē)股份有限公司，長(zhǎng)春 130012)

?

低碳鋼薄壁焊管液壓脹形行為

謝文才1,2，苑世劍1

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001；2 一汽轎車(chē)股份有限公司，長(zhǎng)春 130012)

為了研究焊管液壓脹形過(guò)程的變形行為，在管材脹形性能測(cè)試系統(tǒng)上進(jìn)行了不同長(zhǎng)徑比條件下低碳鋼(STKM11A)薄壁焊管的脹形實(shí)驗(yàn)，獲得了焊管的壁厚分布規(guī)律、脹形區(qū)輪廓形狀、極限膨脹率和應(yīng)變分布規(guī)律。結(jié)果表明：管材焊縫區(qū)的減薄率僅為2.4%～5.5%，等效應(yīng)變僅為0.05～0.10，變形程度相對(duì)母材區(qū)較小，主要發(fā)生幾何位置移動(dòng)。環(huán)向壁厚的最薄點(diǎn)位于以焊縫為中心的對(duì)稱兩側(cè)±30°位置處。隨著脹形區(qū)長(zhǎng)度增大，管材破裂壓力、減薄量、極限膨脹率均發(fā)生減小，脹形區(qū)輪廓逐漸偏離橢圓形，當(dāng)長(zhǎng)徑比達(dá)到2.0時(shí)，已不再適合用橢圓函數(shù)描述。此外，脹形區(qū)長(zhǎng)度增大過(guò)程中，管材從雙拉向平面應(yīng)變狀態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)變，在此基礎(chǔ)上建立了焊管的成形極限圖。

薄壁焊管；液壓脹形；長(zhǎng)徑比；變形行為；焊縫區(qū)

內(nèi)高壓成形技術(shù)具有減輕零件質(zhì)量、減少零件數(shù)量、降低模具費(fèi)用、減少工序、提高結(jié)構(gòu)整體性和剛度等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)在汽車(chē)領(lǐng)域、航空航天領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[1,2]。內(nèi)高壓成形使用的材料主要為無(wú)縫管材和焊接管材。焊接管材由于生產(chǎn)成本低、生產(chǎn)效率高、壁厚均勻和成形性能好等優(yōu)勢(shì)，在內(nèi)高壓成形中的應(yīng)用愈來(lái)愈多[3]。由于焊縫和熱影響區(qū)的存在使得焊接管材內(nèi)高壓變形規(guī)律和成形性能有別于無(wú)縫管材內(nèi)高壓成形的情況，而自由脹形時(shí)其破裂行為也與無(wú)縫管材有較大區(qū)別。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)焊縫管的材料特性進(jìn)行了一些研究，主要利用純拉伸實(shí)驗(yàn)法、基于拉伸實(shí)驗(yàn)的混合準(zhǔn)則法以及基于顯微硬度測(cè)試的經(jīng)驗(yàn)公式法等方法來(lái)確定焊縫和熱影區(qū)材料特性[4-7]。通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，由于焊縫的存在，所有焊接試樣的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、顯微硬度、強(qiáng)度系數(shù)以及應(yīng)變硬化指數(shù)都高于母材，但其伸長(zhǎng)率卻低于母材[8-10]。

焊縫區(qū)與母材區(qū)不同的材料性能使得焊管的內(nèi)高壓成形變形行為與無(wú)縫管材有著顯著的不同。對(duì)于無(wú)縫管材在內(nèi)高壓成形過(guò)程中的自由脹形規(guī)律、圓角充填規(guī)律以及實(shí)際結(jié)構(gòu)件成形過(guò)程中的一些變形規(guī)律都進(jìn)行了大量的研究。而對(duì)于焊縫管材，卻缺乏深入細(xì)致的研究。由于焊縫和熱影響區(qū)的存在，焊接管材在液壓脹形過(guò)程中表現(xiàn)出與無(wú)縫管材不同的變形行為，如輪廓形狀、壁厚分布和成形極限。文獻(xiàn)[11]在分析液壓成形STK400和STM12A兩種焊縫管的破裂原因時(shí)，發(fā)現(xiàn)試件環(huán)向壁厚分布不均勻，其中焊縫的影響是重要因素之一。對(duì)STK400管材采用自適應(yīng)模擬加載路徑時(shí)，破裂位置離焊縫中心10°左右，采用自進(jìn)給加載路徑時(shí)并未發(fā)生破裂。對(duì)STM12A管材，無(wú)論采用自適應(yīng)模擬加載路徑還是自進(jìn)給加載路徑，失效位置均位于離焊縫中心180°左右。此外，將有限元模擬和Oyane韌性斷裂準(zhǔn)則結(jié)合起來(lái)，成功地預(yù)測(cè)了高頻電阻焊管的成形極限和破裂壓力，其破裂失效位于熱影響區(qū)，且預(yù)測(cè)的破裂失效壓力小于不考慮焊縫及熱影響區(qū)和僅考慮焊縫的兩種有限元模型模擬獲得的值[12]。除了利用實(shí)驗(yàn)研究焊接管材的液壓脹形行為[13]，利用理論模型也可以預(yù)測(cè)焊接管材的變形行為，文獻(xiàn)[14]建立了一種理論模型用來(lái)預(yù)測(cè)焊接管材內(nèi)高壓成形的成形極限圖，利用這種模型并結(jié)合Hosford屈服準(zhǔn)則計(jì)算得到了QSTE340焊接鋼管的FLD，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常吻合。然而，在對(duì)低碳鋼焊縫管進(jìn)行T形脹形實(shí)驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)，焊縫質(zhì)量好時(shí)，焊縫線的方位不會(huì)影響管材的成形性能[15]。

為了深入研究焊接管材的自由脹形行為，利用低碳鋼STKM11A焊管進(jìn)行自由液壓脹形實(shí)驗(yàn)，研究不同長(zhǎng)徑比條件下焊接鋼管的破裂壓力、壁厚分布、脹形區(qū)輪廓以及應(yīng)變分布等變形規(guī)律，為焊接管材內(nèi)高壓成形在汽車(chē)領(lǐng)域以及航空航天領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 材料

所用管材為高頻電阻焊(ERW)管，其外徑為78.3mm，名義壁厚為2.6mm，材料為低碳鋼STKM11A。沿管材軸向在母材區(qū)域與焊縫區(qū)域分別切取弧形試樣，然后在電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單向拉伸實(shí)驗(yàn)，得到的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖1所示。表1中給出了母材區(qū)和焊縫區(qū)具體的軸向力學(xué)性能參數(shù)。

圖1 管材軸向的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-strain curves of tubes along the axial direction

MechanicalparameterValueBasematerialWeldzoneYieldstrength，σs/MPa328394Ultimatetensilestrength，σb/MPa438496Totalelongation，δ/%28．7717．35Strengthcoefficient，K/MPa491575Strainhardeningexponent，n0．160．14

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置與方案

利用哈爾濱工業(yè)大學(xué)液力成形工程研究中心研制的THF-160/50管材脹形性能測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行焊接鋼管液壓脹形實(shí)驗(yàn)，如圖2(a)所示。圖2(b)為管材液壓脹形的原理示意圖，管材兩端采用錐形沖頭，同時(shí)起到密封內(nèi)壓與固定管材端部運(yùn)動(dòng)的作用，使脹形區(qū)無(wú)軸向補(bǔ)料。

圖2 脹形實(shí)驗(yàn)裝置及實(shí)驗(yàn)原理 (a)管材脹形性能測(cè)試設(shè)備；(b)脹形實(shí)驗(yàn)原理及參數(shù)定義Fig.2 True stress-strain curves of tubes along the axial direction (a)tube hydroformability testing unit；(b)principal of bulging test and definition of parameters

實(shí)驗(yàn)時(shí)采用的模具圓角半徑為5mm，分別對(duì)不同脹形區(qū)長(zhǎng)徑比(L0/D0)的管材進(jìn)行脹形實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中采用的脹形區(qū)長(zhǎng)徑比分別為1.2，1.4，1.6，1.8，2.0和3.0。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中對(duì)管材內(nèi)部的液壓以及脹形區(qū)最高點(diǎn)處的脹形高度進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量。待實(shí)驗(yàn)完成后，測(cè)量管材的環(huán)向壁厚分布、軸向輪廓形狀、應(yīng)變分布等。

2 結(jié)果與分析

圖3為不同長(zhǎng)徑比條件下進(jìn)行液壓脹形得到的STKM11A焊接鋼管。由圖3可以發(fā)現(xiàn)，破裂位置全部位于靠近焊縫的母材區(qū)域，裂縫均沿軸向，個(gè)別管材還在焊縫的另一側(cè)發(fā)生了頸縮現(xiàn)象，屬于強(qiáng)組配焊接管材。這說(shuō)明管材是在環(huán)向拉應(yīng)力作用下發(fā)生的破裂，并且隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增大，裂縫長(zhǎng)度及開(kāi)口程度有所增大，這說(shuō)明隨著脹形區(qū)腔內(nèi)體積的增大，內(nèi)部液體對(duì)脹形區(qū)發(fā)生破裂的瞬時(shí)沖擊力也有所增大。

圖3 不同長(zhǎng)徑比條件下的脹形實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Experimental results of bulging test under different ratios of length to diameter

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)記錄管材的內(nèi)壓以及脹形區(qū)最高點(diǎn)的脹形高度，得出不同長(zhǎng)徑比條件下焊接鋼管的結(jié)果，如表2所示。由表2可以發(fā)現(xiàn)，隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增大，管材脹形的破裂壓力逐漸降低，脹形高度逐漸降低，當(dāng)脹形區(qū)長(zhǎng)徑比達(dá)到2.0以上時(shí)，脹形高度值趨于穩(wěn)定。

表2 不同長(zhǎng)徑比條件下焊接鋼管脹形破裂壓力和脹形高度Table 2 Fracture pressures and bulging heights of welded tubes under different ratios of length to diameter

2.1 壁厚分布

圖4是不同長(zhǎng)徑比條件下脹形區(qū)最高點(diǎn)處截面的環(huán)向壁厚分布。由圖可以發(fā)現(xiàn)，焊縫處在脹形過(guò)程中基本沒(méi)有發(fā)生減薄，減薄率僅為2.4%～5.5%，只是隨著母材區(qū)域的膨脹而發(fā)生幾何位置的移動(dòng)。環(huán)向壁厚的最薄點(diǎn)位于焊縫的兩側(cè)，這是由于在脹形的過(guò)程中，焊縫處變形量很小，對(duì)于母材區(qū)域相當(dāng)于是一個(gè)剛性的約束，在母材與焊縫的過(guò)渡區(qū)域的變形不協(xié)調(diào)容易導(dǎo)致在這個(gè)區(qū)域發(fā)生局部減薄，所以環(huán)向壁厚的最薄點(diǎn)位于以焊縫為中心的對(duì)稱兩側(cè)±30°位置處。

此外，從圖4還可以看出，隨著脹形區(qū)長(zhǎng)度的增加，母材區(qū)和焊縫區(qū)的管材的減薄量呈逐漸減小的趨勢(shì)。這是由于隨著管材脹形區(qū)長(zhǎng)度的增加，管材越接近于無(wú)限長(zhǎng)管材的脹形，也就越接近于平面應(yīng)變狀態(tài)。在之前的關(guān)于板料成形極限的研究中，成形極限曲線FLC在平面應(yīng)變狀態(tài)時(shí)處于最低點(diǎn)，成形極限最低，由此可以說(shuō)明脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增加會(huì)使管材的成形極限降低，其壁厚減薄的程度也會(huì)減輕。

圖4 不同長(zhǎng)徑比條件下管材的環(huán)向壁厚分布Fig.4 Circumferential thickness distributions of welded tubes under different ratios of length to diameter

圖5所示為長(zhǎng)徑比1.6時(shí)管材脹形破裂后三個(gè)典型橫截面的位置及壁厚分布，其中A-A橫截面為脹形區(qū)最高點(diǎn)處的橫截面，A-A與B-B、B-B與C-C截面間距離都約為22.5mm。設(shè)焊縫為0°，截面內(nèi)沿環(huán)向每30°測(cè)量壁厚，獲得三個(gè)不同橫截面處的壁厚分布如圖5(b)所示。由圖可以發(fā)現(xiàn)，管材脹形區(qū)最高點(diǎn)處的壁厚減薄最為嚴(yán)重，越接近兩端，減薄量越小。對(duì)于焊縫，同樣是脹形區(qū)最高點(diǎn)處的截面A-A處的減薄量最大。

2.2 輪廓形狀及極限膨脹率

將管材沿與裂紋垂直的軸向面剖開(kāi)，以管材中心為坐標(biāo)原點(diǎn)，管材軸線為z軸方向，管材徑向?yàn)閞軸方向，測(cè)量管材沿軸向的半徑分布，如圖6所示。在之前的研究中，為了利用液壓脹形法直接測(cè)試管材的應(yīng)力應(yīng)變曲線，需要將管材脹形區(qū)輪廓形狀假設(shè)為某一函數(shù)形狀，如梯形、圓形、橢圓形、雙曲線型等。文獻(xiàn)[16,17]發(fā)現(xiàn)在自由脹形過(guò)程中管材的軸向輪廓形狀可以非常精確地用橢圓函數(shù)進(jìn)行描述。本工作將各長(zhǎng)徑比條件下焊接管材的軸向輪廓形狀利用橢圓函數(shù)進(jìn)行擬合，如圖6所示，由圖可以看出，當(dāng)脹形區(qū)長(zhǎng)徑比較小時(shí)，可以用橢圓函數(shù)非常精確地?cái)M合焊接管材脹形區(qū)的軸向輪廓形狀。隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增加，其輪廓形狀發(fā)生了一定的變化，當(dāng)管材長(zhǎng)徑比達(dá)到2.0以上時(shí)，利用橢圓函數(shù)擬合脹形區(qū)軸向輪廓形狀時(shí)其誤差已經(jīng)非常大，最高點(diǎn)處的擬合高度低于實(shí)驗(yàn)值，隨著向脹形區(qū)兩端過(guò)渡，擬合值先是變?yōu)楦哂趯?shí)驗(yàn)值，然后在脹形區(qū)兩端的擬合值又重新變?yōu)榈陀趯?shí)驗(yàn)值。

圖5 長(zhǎng)徑比1.6管材典型截面及壁厚分布 (a) 典型截面位置；(b) 壁厚分布Fig.5 Typical cross-sections and thickness distributions of the welded tube with a ratio of length to diameter of 1.6(a) typical cross-sections；(b) thickness distributions

由上述研究可以得出，對(duì)于STKM11A焊接鋼管，隨著脹形區(qū)長(zhǎng)度的增加，脹形區(qū)輪廓的形狀會(huì)發(fā)生一定的轉(zhuǎn)變，長(zhǎng)徑比較大時(shí)，橢圓函數(shù)已不再適合用于描述輪廓形狀。換言之，如果希望通過(guò)利用橢圓函數(shù)測(cè)量STKM11A焊接鋼管的應(yīng)力應(yīng)變曲線，選取的長(zhǎng)徑比一定不能太高，具體的數(shù)值需要以后進(jìn)一步的工作進(jìn)行研究。

圖6 不同長(zhǎng)徑比條件下管材的軸向輪廓形狀Fig.6 Axial profiles of welded tubes under different ratios of length to diameter

此外，隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增加，脹形區(qū)最高點(diǎn)處的半徑逐漸降低，從31.93%逐漸降低到27.72%。由此可知，STKM11A焊接鋼管的極限膨脹率發(fā)生了降低，其變化規(guī)律如圖7所示。

圖7 不同長(zhǎng)徑比下管材的極限膨脹率Fig.7 Ultimate expansion ratios of welded tubes under different ratios of length to diameter

2.3 應(yīng)變分析

首先選取長(zhǎng)徑比1.6的STKM11A焊接鋼管進(jìn)行不同截面A-A，B-B和C-C上的應(yīng)變分布測(cè)量，截面位置如圖5(a)所示。主要采用網(wǎng)格應(yīng)變測(cè)試的方法進(jìn)行研究，事先在管材上印制尺寸為2mm×2mm的網(wǎng)格，圖像采集設(shè)備為尼康D200單反相機(jī)，標(biāo)定塊尺寸為15mm，網(wǎng)格分析采用ASAME應(yīng)變分析軟件。通過(guò)對(duì)比脹形前后網(wǎng)格發(fā)生的變形獲得管材表面的應(yīng)變分布數(shù)值。測(cè)量得到的不同截面上的等效應(yīng)變分布如圖8所示。

圖8 長(zhǎng)徑比為1.6時(shí)STKM11A焊管典型截面等效應(yīng)變分布Fig.8 Effective strain distribution on the typical cross-sections of the welded tube with a ratio of length to diameter of 1.6

由圖8可以看出，A-A截面和B-B截面沿環(huán)向的等效應(yīng)變分布規(guī)律基本一致，焊縫區(qū)兩側(cè)的母材區(qū)均出現(xiàn)了應(yīng)變集中；焊縫區(qū)由于自身強(qiáng)度較高，等效應(yīng)變數(shù)值較低，各截面焊縫區(qū)均在0.05～0.10之間。C-C截面母材區(qū)等效應(yīng)變數(shù)值分布平穩(wěn)，基本維持在20%，這是由于C-C截面整體的應(yīng)變較低，還未發(fā)生局部頸縮現(xiàn)象。位于更靠近脹形最高點(diǎn)一側(cè)的B-B截面上，母材區(qū)等效應(yīng)變數(shù)值出現(xiàn)了較為明顯的波動(dòng)，±30°處均出現(xiàn)了峰值，隨著角度的增大，應(yīng)變數(shù)值的波動(dòng)逐漸趨于平穩(wěn)；在脹形最高點(diǎn)所在截面，即A-A截面，在±30°處也相應(yīng)出現(xiàn)了峰值，母材區(qū)應(yīng)變數(shù)值的分布情況與B-B截面基本一致。分析認(rèn)為焊縫自身與母材存在強(qiáng)度差異，具有抵抗進(jìn)一步發(fā)生變形的能力，將變形轉(zhuǎn)移到鄰近部分，進(jìn)而導(dǎo)致距離焊縫最近的±30°處發(fā)生明顯的應(yīng)變集中，由于此處發(fā)生的變形最為劇烈，因此最終脹破的裂縫基本位于此區(qū)域。

采用ASAME應(yīng)變測(cè)試軟件對(duì)不同脹形區(qū)長(zhǎng)徑比管材脹破后最高點(diǎn)處裂口附近區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行應(yīng)變分析，并結(jié)合單向拉伸極限應(yīng)變數(shù)值，可初步得到STKM11A焊管成形極限圖FLD，如圖9所示。此成形極限圖既可以作為一種判據(jù)判斷焊接管材內(nèi)高壓成形具體零件過(guò)程中頸縮失穩(wěn)的發(fā)生，也可以用來(lái)驗(yàn)證針對(duì)焊接管材提出的成形極限理論模型的預(yù)測(cè)精度。

圖9 不同長(zhǎng)徑比管材的脹形極限應(yīng)變Fig.9 Ultimate strains of welded tube bulging under different ratios of length to diameter

3 結(jié)論

(1)不同長(zhǎng)徑比條件下脹形區(qū)最高點(diǎn)處焊縫的減薄率僅為2.4%～5.5%，表明管材焊縫區(qū)域在脹形過(guò)程中的減薄量非常小，只是隨著母材區(qū)域的膨脹而發(fā)生幾何位置的移動(dòng)；環(huán)向壁厚的最薄點(diǎn)位于以焊縫為中心的對(duì)稱兩側(cè)±30°位置處，隨著脹形區(qū)長(zhǎng)度的增加，母材區(qū)和焊縫區(qū)的管材的減薄量呈逐漸減小的趨勢(shì)。

(2)隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的增加，焊接管材脹形區(qū)輪廓形狀發(fā)生變化，脹形區(qū)長(zhǎng)徑比較小時(shí)，可以準(zhǔn)確地由橢圓函數(shù)進(jìn)行描述，當(dāng)長(zhǎng)徑比達(dá)到2.0以后，不再符合橢圓模型。

(3)分析了管材不同橫截面處的等效應(yīng)變分布，焊縫區(qū)等效應(yīng)變數(shù)值較低，均在0.05～0.10之間，而焊縫區(qū)兩側(cè)的母材區(qū)均出現(xiàn)了應(yīng)變集中，各截面沿環(huán)向的等效應(yīng)變分布規(guī)律基本一致。

(4)隨著脹形區(qū)長(zhǎng)徑比從1.2增加到3.0，管材的極限膨脹率從31.93%逐漸降低到了27.72%。此外，根據(jù)不同脹形區(qū)長(zhǎng)徑比的應(yīng)變結(jié)果，初步建立了STKM11A焊接鋼管的成形極限圖。

[1] 齊軍, 何祝斌, 苑世劍. 鋁合金管材熱態(tài)內(nèi)高壓成形研究[J]. 航空材料學(xué)報(bào), 2006, 26(3): 99-102.

QI J, HE Z B, YUAN S J. Research on warm hydroforming of aluminum tube[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2006, 26(3): 99-102.

[2] ALASWAD A, BENYOUNIS K Y, OLABI A G. Tube hydroforming process: a reference guide [J]. Materials & Design, 2012, 33: 328-339.

[3] 苑世劍, 何祝斌, 劉鋼, 等. 內(nèi)高壓成形理論與技術(shù)的新進(jìn)展[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2011,21(10): 2523-2533.

YUAN S J, HE Z B, LIU G, et al. New developments in theory and processes of internal high pressure forming [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2011,21(10):2523-2533.

[4] 閻啟. 激光焊管技術(shù)在轎車(chē)上的應(yīng)用[J]. 應(yīng)用激光, 2005,25(1): 20-22.

YAN Q. The application of tailor welded tubes in the automobile industry [J]. Applied Laser, 2005,25(1): 20-22.

[5] 孫克銳. 焊縫管液壓成形規(guī)律的研究[D]. 桂林：桂林電子科技大學(xué)，2007.

SUN K R. Study on the deformation behaviors of tailor-welded tube in hydroforming [D]. Guilin: Guilin University of Electronic Technology, 2007.

[6] ABDULLAH K, WILD P M, JESWIET J J, et al. Tensile testing for weld deformation properties in similar gage tailor welded blanks using the rule of mixtures [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 112(1): 91-97.

[7] REIS A, TEIXEIRA P, DUARTE J F, et al. Tailored welded blanks-an experimental and numerical study in sheet metal forming on the effect of welding [J]. Computers & Structures, 2004, 82(17-19): 1435-1442.

[8] KHALFALLAH A. Experimental and numerical assessment of mechanical properties of welded tubes for hydroforming [J]. Materials & Design, 2014, 56: 782-790.

[9] GHOO B. Evaluation of the mechanical properties of welded metal in tailored steel sheet welded by CO2laser [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 113(1-3): 692-698.

[10] PANDA S K, KUMAR D R, KUMAR H, et al. Characterization of tensile properties of tailor welded IF steel sheets and their formability in stretch forming [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 183(2-3): 321-332.

[11] KIM J, KIM Y W, KANG B S, et al. Finite element analysis for bursting failure prediction in bulge forming of a seamed tube [J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2004, 40(9-10): 953-966.

[12] AUE-U-LAN Y, NGAILE G, ALTAN T. Optimizing tube hydroforming using process simulation and experimental verification [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 146(1): 137-143.

[13] SONG W, HEO S, KU T, et al. Evaluation of effect of flow stress characteristics of tubular material on forming limit in tube hydroforming process [J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2010, 50(19): 753-764.

[14] CHEN X, YU Z, HOU B, et al. A theoretical and experimental study on forming limit diagram for a seamed tube hydroforming [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2011, 211(12): 2012-2021.

[15] AHMETOGLU M, SUTTER K, LI X J, et al. Tube hydroforming: current research, applications and need for training [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 98(2): 224-231.

[16] HWANG Y, LIN Y. Analysis of tube bulge forming in an open die considering anisotropic effects of the tubular material [J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2006, 46(15): 1921-1928.

[17] HE Z, YUAN S, LIN Y, et al. Analytical model for tube hydro-bulging test, part I: models for stress components and bulging zone profile [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2014, 87: 297-306.

(本文責(zé)編：解 宏)

Bulging Behavior of Thin-walled Welded Low Carbon Steel Tubes

XIE Wen-cai1,2，YUAN Shi-jian1

(1 School of Materials Science and Engineering,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China；2 FAW Car Co.,Ltd.,Changchun 130012,China)

In order to investigate the deformation behaviour of welded tubes during hydraulic bulging process, the hydraulic bulging tests of thin-walled welded low carbon steel tubes (STKM11A) were conducted on the tube hydroformability testing unit. The thickness distribution, profiles of bulging area and the strain distribution were all obtained. Results show that the thickness reduction of weld zone is just 2.4%-5.5% while its effective strain is just 0.05-0.10, which is very small and negligible compared with the parent material and means that just the geometric position of weld zone is changed with the continuous bulging. The thinnest points are located on the both sides of weld seam symmetrically and the angle between the thinnest point and weld seam is about 30°, at which the necking has been occurred. When the length of bulging area increases, the fracture pressure, the thickness reduction and the ultimate expansion ratio all decrease, and the profile of the bulging area gradually steps away from the elliptical model which is powerless for the ratio of length to diameter up to 2.0. Moreover, the strain state of the tube is transformed from biaxial tension to plane strain state with the increasing length of bulging area, on the basis of this the forming limit diagram of welded STKM11A steel tubes can be established.

thin-walled welded tubes；hydraulic bulging；ratio of length to diameter；deformation behavior；weld zone

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000312

TG394

A

1001-4381(2017)01-0072-06

長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃(IRT1229)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51175111)

2015-03-19；

2016-08-04

苑世劍(1963-)，男，教授，博士，主要研究方向?yàn)椴牧纤苄猿尚卫碚撆c技術(shù)研究，尤其是內(nèi)高壓成形理論、工藝、設(shè)備，板料液壓成形技術(shù)等，聯(lián)系地址：黑龍江省哈爾濱市南崗區(qū)西大直街92號(hào)哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院430信箱(150001)，E-mail:syuan@hit.edn.cn