崔振楠，林 利，朱國(guó)明?，康永林，劉仁東，田 鵬

1) 北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083 2) 北京科技大學(xué)材料先進(jìn)制備技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083 3) 鞍鋼股份有限公司技術(shù)中心，鞍山 114009

隨著社會(huì)對(duì)資源環(huán)境可持續(xù)發(fā)展的要求日益高漲以及世界各國(guó)節(jié)能減排相關(guān)的法律法規(guī)的出臺(tái)，汽車(chē)行業(yè)面臨著越來(lái)越大的壓力，從能源的消耗上看，輕質(zhì)車(chē)身所消耗的化石燃料要遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)車(chē)身的消耗，因此汽車(chē)行業(yè)發(fā)展的一個(gè)重點(diǎn)就在于輕量化.目前輕量化主要有兩種解決方案：一是通過(guò)使用輕質(zhì)材料達(dá)到減輕車(chē)身的作用；二是使用空心結(jié)構(gòu)件來(lái)減輕車(chē)身重量.基于第一種設(shè)想曾提出過(guò)全鋁車(chē)身的概念，但是由于成本過(guò)高難以實(shí)行，目前較為廣泛被整車(chē)廠所接受的是第二種方法，即在車(chē)身上采用空心結(jié)構(gòu)件，通過(guò)使用如扭力梁[1]、副車(chē)架[2]、儀表盤(pán)等變截面管空心結(jié)構(gòu)件減重，因此研究管件液壓成形工藝就顯得尤為重要.

管狀試樣脹形是一種先進(jìn)的雙向應(yīng)力路徑力學(xué)性能測(cè)試方法，從20世紀(jì)70年代末德國(guó)就開(kāi)始了內(nèi)高壓成形的基礎(chǔ)研究[3].2000年Sokolowski等采用管材液壓成形的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了管件液壓成形的數(shù)值模擬，證明了在模擬中使用管材液壓成形實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的結(jié)果準(zhǔn)確性更高[4].2004年，Strano與Altan通過(guò)實(shí)驗(yàn)證明了管材液壓成形實(shí)驗(yàn)得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線相比較于傳統(tǒng)的單向拉伸實(shí)驗(yàn)得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線更能反映管材的性能[5].2008年，Velasco與Boudeau提出基于圓形輪廓面的液壓成形理論模型[6]；2014年，Saboori等通過(guò)比較低碳鋼管和鋁合金管的液壓成形試驗(yàn)和單向拉伸實(shí)驗(yàn)，提出一種方法，使用3D變形測(cè)量系統(tǒng)結(jié)合分析模型評(píng)估不同材料的應(yīng)力?應(yīng)變行為[7].Cui等探討了雙面管液壓成形在方形截面模具中的變形行為[8].He等在假設(shè)軸向曲率半徑為橢圓輪廓的基礎(chǔ)上提出了管材液壓成形的理論分析模型[9]，該模型依靠?jī)?nèi)壓和脹形高度計(jì)算應(yīng)力分量和極點(diǎn)厚度，簡(jiǎn)化了計(jì)算[10]；2015年，Yang等通過(guò)比較從各種應(yīng)變路徑獲得的成形極限圖（FLD），揭示了改變應(yīng)變路徑的影響[11].程鵬志等研制出了一套約束邊界清晰、加載精確的管材自由脹形試驗(yàn)系統(tǒng)[12].2016年，Ge等針對(duì)管材液壓成形的加載路徑進(jìn)行了研究，提出了一種利用差分進(jìn)化的多目標(biāo)優(yōu)化，以獲得內(nèi)部壓力和端部進(jìn)給過(guò)程之間的最佳協(xié)作[13].Hashemi等應(yīng)用了基于修改的MK方法的用于FLD確定的新校準(zhǔn)方法預(yù)測(cè)了AA6063和AA6065鋁無(wú)縫擠壓管的成形極限圖（FLD）并用實(shí)驗(yàn)成功驗(yàn)證[14].2017年，Abdelkefi等對(duì)管材液壓成形過(guò)程中角部填充規(guī)律進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[15].李坤等針對(duì)常規(guī)的管材液壓成形技術(shù)需要昂貴的專(zhuān)用設(shè)備及模具、生產(chǎn)效率低等不足缺點(diǎn)，開(kāi)發(fā)了一種簡(jiǎn)單實(shí)用、可在沖床或壓力機(jī)上使用的管材沖擊液壓成形裝置，可用于薄壁金屬管材的自然脹形、軸壓脹形和異形截面中空件的沖擊液壓成形[16].林艷麗等提出了采用一點(diǎn)法，僅需在脹形過(guò)程中測(cè)量最高點(diǎn)脹形高度，即可獲得材料雙向加載下的力學(xué)性能，為建立一個(gè)簡(jiǎn)單可靠且能在線實(shí)時(shí)測(cè)量的材料力學(xué)性能測(cè)試方法奠定了基礎(chǔ)[17].

近年來(lái)，應(yīng)用于汽車(chē)上的液壓成形件的種類(lèi)增多，對(duì)液壓成形件的使用要求也越來(lái)越高，目前大量應(yīng)用于汽車(chē)結(jié)構(gòu)空心件的材料主要為低碳鋼和合金，低碳鋼雖易于加工成形但強(qiáng)度卻不夠高，鋁合金等材料雖然強(qiáng)度很高但是成本卻不低，而高強(qiáng)鋼除了強(qiáng)度較高以外，成本相對(duì)合金也較低，因此成為一個(gè)研究的熱點(diǎn)，但是有關(guān)高強(qiáng)鋼的液壓成形性能和液壓成形機(jī)理的研究卻很少，本文針對(duì)兩種雙相高強(qiáng)鋼DP590和DP780，研究不同長(zhǎng)徑比和管徑條件下焊接鋼管的破裂失效行為、壁厚分布、膨脹率變化的規(guī)律，為高強(qiáng)鋼在工業(yè)領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用奠定基礎(chǔ).

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)用材料為DP590和DP780兩種管材，兩種管材均由板材經(jīng)過(guò)卷管然后焊接得到，其規(guī)格如表1所示（表中所有管徑均為外徑）.

表1 實(shí)驗(yàn)管材規(guī)格Table 1 Experimental tube specifications

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

為確定高強(qiáng)鋼板在卷管前后的差異，在對(duì)管材進(jìn)行研究前需要對(duì)兩種高強(qiáng)鋼板的力學(xué)性能進(jìn)行研究，實(shí)驗(yàn)采用DP590/DP780的2 mm厚板，利用單向拉伸試驗(yàn)測(cè)材料力學(xué)性能，拉伸試樣根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》加工成A50標(biāo)準(zhǔn)試樣，利用北京科技大學(xué)測(cè)試中心MTS810電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn).當(dāng)試樣拉伸15%時(shí)，測(cè)試試樣寬度和厚度方向的應(yīng)變比即可得到材料的厚向異性系數(shù)r，拉伸試樣在板料的邊部（與邊距離10 mm）、1/4處、以及中心處分別取樣，在與軋制方向?yàn)?°、45°、90°時(shí)各取一個(gè)樣.

然后對(duì)管材的基本參數(shù)進(jìn)行研究，為確定兩種管材的基體組織，從兩種材料卷成的直徑為89 mm的圓管上取下來(lái)試樣，經(jīng)砂紙研磨，然后在拋光機(jī)上進(jìn)行拋光，洗凈后用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精腐蝕數(shù)秒，用酒精洗凈吹干，用場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡觀察管材周向的橫截面.為確定焊縫及熱影響區(qū)的范圍，采用維氏硬度計(jì)對(duì)截取的管材進(jìn)行硬度測(cè)量，確定實(shí)驗(yàn)用管材的焊縫及熱影響區(qū)的大??；然后針對(duì)兩種管材進(jìn)行液壓成形實(shí)驗(yàn)，采用液壓成形試驗(yàn)機(jī)并結(jié)合其配套的系統(tǒng)對(duì)不同長(zhǎng)徑比、不同管徑、不同材料的兩種高強(qiáng)鋼管進(jìn)行液壓成形試驗(yàn)，測(cè)量并比較其應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù).

管材的自由脹形實(shí)驗(yàn)借助如圖1所示的液壓成形實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)時(shí)采取兩端固定的形式對(duì)管材進(jìn)行固定脹形，管材在該狀態(tài)下軸向的自由度被限制，在脹形過(guò)程中脹形區(qū)受力近似平面雙向應(yīng)力狀態(tài).

圖1 液壓成形實(shí)驗(yàn)機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1 Hydroforming test machine structure

實(shí)驗(yàn)時(shí)采用液壓成形實(shí)驗(yàn)機(jī)配套的相關(guān)管材力學(xué)性能測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行控制，實(shí)驗(yàn)前對(duì)管材兩端倒角，安裝實(shí)驗(yàn)?zāi)＞?，在充液之前?duì)管材端口進(jìn)行擴(kuò)口密封，密封完成后采用管材力學(xué)性能測(cè)試系統(tǒng)控制液壓伺服器對(duì)管材進(jìn)行充液脹形，壓力加載方式為線性加載，在加載到脹裂過(guò)程中，通過(guò)模具兩側(cè)的激光位移傳感器以及壓力傳感器實(shí)時(shí)測(cè)量管材在脹形過(guò)程中的位移?內(nèi)壓曲線，液壓成形系統(tǒng)采用橢圓輪廓曲率半徑的假設(shè)對(duì)脹形過(guò)程中的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算，脹形完成之后對(duì)得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行比較分析.

2 管材基本參數(shù)

2.1 雙相鋼管的基體組織

雙相鋼良好的強(qiáng)度和延展性是由它的組織決定的.從圖2中可以看到馬氏體一般呈現(xiàn)亮白色，鐵素體一般為暗黑色，DP590材料，其馬氏體主要以馬氏體島的形式存在，馬氏體體積分?jǐn)?shù)約為23%.DP780材料，其馬氏體主要以馬氏體島和部分的馬氏體板條的形式存在，馬氏體體積分?jǐn)?shù)約為29%.

2.2 板材力學(xué)性能

單向拉伸實(shí)驗(yàn)得到的板材的真應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示，實(shí)驗(yàn)得到的板材的力學(xué)性能參數(shù)如表2所示.其中，r值為塑性應(yīng)變比，指材料在沖壓成形時(shí)寬度上的應(yīng)變值和厚度上的應(yīng)變值的比值，因?yàn)殇摪寰哂懈飨虍愋裕詼y(cè)量r值時(shí)應(yīng)取與軋制方向成90°、45°、0°（標(biāo)記為r90、r45、r00）的試樣實(shí)驗(yàn)結(jié)果的平均值；n值為加工硬化指數(shù)，該值越大，材料的加工硬化能力越強(qiáng).根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，DP590的最大伸長(zhǎng)率可達(dá)24.2%，DP780的最大伸長(zhǎng)率可達(dá)16.5%，二者的真應(yīng)力?應(yīng)變曲線上均未出現(xiàn)明顯的屈服點(diǎn)，呈現(xiàn)連續(xù)屈服的狀態(tài).

圖2 直徑89 mm圓管截面掃描電子顯微鏡照片.（a） DP590；（b） DP780Fig.2 SEM photograph of the cross section of a 89 mm diameter tube: (a) DP590; (b) DP780

圖3 DP590/DP780板材真應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig.3 True stress?strain curves of DP590/DP780 sheet

2.3 焊縫及熱影響區(qū)的大小

在脹形前從管材上截取一如圖4所示環(huán)狀試樣利用VMHT30M顯微硬度計(jì)進(jìn)行環(huán)向硬度測(cè)量，從而確定管材的焊縫及熱影響區(qū)范圍，進(jìn)而研究管材脹形的規(guī)律.進(jìn)行硬度測(cè)量前，在管材環(huán)向粘貼網(wǎng)格紙進(jìn)行定位，在進(jìn)行硬度測(cè)量時(shí)，從焊縫中心線開(kāi)始間隔1 mm進(jìn)行取點(diǎn)測(cè)量.

經(jīng)過(guò)測(cè)量得到兩種管材的硬度數(shù)據(jù)如圖5所示，其中，橫坐標(biāo)為負(fù)表示離開(kāi)焊縫中心線逆時(shí)針的距離，橫坐標(biāo)為正表示離開(kāi)焊縫中心線順時(shí)針的距離，DP590的63.5 mm管徑的管材，其焊縫及熱影響區(qū)的寬度大約為其焊縫左右沿環(huán)向約10 mm的寬度；DP590和DP780的89 mm管徑的管材，其焊縫及熱影響區(qū)的寬度大約為其焊縫左右沿環(huán)向約28～30 mm的寬度.

表2 兩種材料的力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of two materials

圖4 硬度測(cè)量試樣Fig.4 Hardness measurement sample

3 結(jié)果與討論

3.1 管材的力學(xué)性能

首先選取DP590管材的兩種管徑規(guī)格的試驗(yàn)管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)用管材的長(zhǎng)徑比為1.6，根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的工程應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算擬合得到真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù).為了對(duì)比DP780管材的力學(xué)性能，選取長(zhǎng)徑比為1.6的φ89 mm的DP780管進(jìn)行液壓成形實(shí)驗(yàn)，三種試樣的編號(hào)分別為DP590-89、DP590-63.5和DP780-89.

因管材脹形測(cè)試系統(tǒng)得到的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)無(wú)法直接使用，需要對(duì)所得應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，如圖6所示為得到的擬合真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，實(shí)驗(yàn)得到的兩種管材的液壓成形性能參數(shù)如表3所示.因?yàn)楣懿脑谝簤好浶螌?shí)驗(yàn)中僅需考慮沿其軸向（即板材的軋制方向）的寬度應(yīng)變值與厚度應(yīng)變值的變化，故測(cè)量這一方向上的r值，K值為材料的硬化系數(shù)，為可計(jì)算的材料常數(shù)，其通過(guò)冪指型材料硬化模型計(jì)算得到，與應(yīng)力δ和應(yīng)變?chǔ)乓约皀值的關(guān)系為δ=Kεn.K值越大，管材的成形性能越好.

圖5 管材周向維氏硬度.（a） DP590-φ89 mm管；（b） DP780-φ89 mm管；（c） DP590-φ63.5 mm管Fig.5 Circumferential Vickers hardness of the tube: (a) DP590-φ89 mm tube; (b) DP780-φ89 mm tube; (c) DP590-φ63.5 mm tube

圖6 試驗(yàn)管的擬合真應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of fitting true stress?strain curves of the studied tubes

可以看出，φ89 mm的DP590管的屈服強(qiáng)度要高于φ63.5 mm的管，并且在屈服以后，φ89 mm的管相較于φ63.5 mm的管其應(yīng)力應(yīng)變曲線更加平緩，這表明，相同材料制成的管材，管材直徑越大越難以成形.從擬合曲線還可以看到DP590管的89 mm直徑管最大應(yīng)變小于63.5 mm直徑管的最大應(yīng)變.DP780管材的屈服強(qiáng)度相比較于DP590高約150 MPa，兩種管材的應(yīng)力應(yīng)變曲線都較平緩，成形較為困難.將管材力學(xué)性能數(shù)據(jù)與板材的力學(xué)性能數(shù)據(jù)對(duì)比，可以看出高強(qiáng)鋼在卷管后，屈服強(qiáng)度變化不大，但管材的r值和n值相比較于板材有所減小，所以依靠板材的力學(xué)性能參數(shù)去指導(dǎo)生產(chǎn)和科研是不精確的，管材的液壓脹形實(shí)驗(yàn)才是得到管材準(zhǔn)確性能參數(shù)的正確途徑.

表3 DP590/DP780高強(qiáng)鋼材料性能參數(shù)Table 3 Material properties of DP590/DP780 high-strength steel

3.2 破裂行為

DP590脹形破裂后的管材如圖7所示，可以發(fā)現(xiàn)，管材在脹形過(guò)程中的破裂位置全部位于靠近焊縫及熱影響區(qū)的母材區(qū)域，經(jīng)測(cè)量，φ63.5 mm的管其破裂位置位于距離焊縫中心線一側(cè)沿環(huán)向約7 mm處，φ89 mm的管其破裂位置位于距離焊縫中心線一側(cè)沿環(huán)向約15 mm處，裂縫均沿軸向，這說(shuō)明管材是在環(huán)向拉應(yīng)力的作用下發(fā)生的破裂，并且隨著管材長(zhǎng)徑比的增大，裂縫的長(zhǎng)度以及寬度均有所增大，這表明隨著脹形區(qū)內(nèi)管材體積的增大，內(nèi)壓力作用于脹形區(qū)引起失效破裂時(shí)的瞬時(shí)沖擊力也有所增大.

圖7 DP590管脹形破裂位置.（a） φ63.5 mm；（b） φ89 mmFig.7 Bulging rupture position of DP590 tubes: (a) φ63.5 mm; (b) φ89 mm

根據(jù)測(cè)量管材的環(huán)向硬度值得到的焊縫及熱影響區(qū)寬度可知，破裂位置均位于焊縫及熱影響區(qū)和基體材料交界的部分.這是因?yàn)楹缚p自身與母材存在強(qiáng)度差異，焊縫及熱影響區(qū)的強(qiáng)度較基體要高許多，具有進(jìn)一步抵抗發(fā)生變形的能力，因此會(huì)將變形轉(zhuǎn)移到鄰近部分，而在焊縫及熱影響區(qū)與基體交界的部分，管材的組織和性能分布不均勻，在受到內(nèi)壓力時(shí)相較于基體部分和焊縫及熱影響區(qū)部分更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中[18]，更容易發(fā)生劇烈的變形，所以最終脹破的裂縫基本上都位于此區(qū)域.

在液壓成形實(shí)驗(yàn)中一項(xiàng)重要的參數(shù)為破裂壓力，它反映了材料成形性能的好壞，根據(jù)文獻(xiàn)[19]可知管材極限破裂壓力計(jì)算公式為：

式中：σb為材料的抗拉強(qiáng)度，MPa；t0為管材的初始厚度，mm；D0為管材的外徑，mm.

根據(jù)試驗(yàn)管的規(guī)格可以計(jì)算得到理論開(kāi)裂壓力，其中抗拉強(qiáng)度為如表3所示液壓脹形實(shí)驗(yàn)所得參數(shù).

選取如表4所示規(guī)格的管材進(jìn)行實(shí)驗(yàn).在加載到脹裂的過(guò)程中，液壓成形實(shí)驗(yàn)機(jī)控制系統(tǒng)將會(huì)實(shí)時(shí)記錄脹裂壓力，最后得到的脹裂壓力結(jié)果如圖8所示.可以看出，在材料和管徑不變時(shí)，長(zhǎng)徑比不同，管材的失效破裂壓力無(wú)明顯變化趨勢(shì)；對(duì)于DP590管材來(lái)說(shuō)，在相同長(zhǎng)徑比的前提下，φ63.5 mm的管破裂壓力均大于φ89 mm的管；對(duì)于φ89 mm的管材，在相同長(zhǎng)徑比的前提下，DP590管的破裂壓力要小于DP780的管，這是因?yàn)镈P780的強(qiáng)度較高，難以發(fā)生變形，因此要使其發(fā)生破裂，施加的內(nèi)壓力要大得多.

圖8 不同長(zhǎng)徑比管材破裂壓力Fig.8 Burst pressure of tubes with different length-to-diameter ratios

表5所示為理論開(kāi)裂壓力與實(shí)驗(yàn)開(kāi)裂壓力的對(duì)比.可以看出實(shí)驗(yàn)得到的開(kāi)裂壓力要大于經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得開(kāi)裂壓力，如果在生產(chǎn)中采用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得的開(kāi)裂壓力進(jìn)行工藝設(shè)計(jì)，可能會(huì)影響材料成形性能的發(fā)揮，因此，經(jīng)驗(yàn)公式僅能作為實(shí)際生產(chǎn)應(yīng)用時(shí)的參考，要得到準(zhǔn)確的材料物性參數(shù)必須通過(guò)液壓成形實(shí)驗(yàn)確定.

表5 管材開(kāi)裂壓力Table 5 Tube cracking pressure

3.3 極限膨脹率

選取表4規(guī)格的管材脹形后變形最大截面的最高點(diǎn)進(jìn)行測(cè)量，得到管材自由脹形的極限膨脹率.

如圖9（a）所示為DP590管的膨脹率結(jié)果，對(duì)于φ63.5 mm的DP590管，隨著管材長(zhǎng)徑比從1.2增加到2.0，管材的極限膨脹率從19.97%逐漸降低至15.34%；對(duì)于φ89 mm的DP590管，隨著管材長(zhǎng)徑比從1.2增加到2.0，管材的極限膨脹率從18.65%逐漸降低至10.56%；隨著管材長(zhǎng)徑比的增加，管材的極限膨脹率呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，這是因?yàn)殡S著管材脹形區(qū)長(zhǎng)度的增加，管材脹形區(qū)的受力狀態(tài)越接近平面應(yīng)變狀態(tài).

從圖9（a）中可以看出，對(duì)于DP590的管材來(lái)說(shuō)，φ63.5 mm管材的膨脹率變化曲線始終位于φ89 mm管材的膨脹率變化曲線之上.因?yàn)镈P590的成形能力并不會(huì)因制管的管徑大小發(fā)生變化，管材直徑越小，相對(duì)的管材的脹形高度就越高，即表現(xiàn)出管材的脹形能力隨管徑減小而增大的現(xiàn)象，因此小管徑的工件的成形效果要比大管徑的工件要好.

圖9 管材極限膨脹率對(duì)比.（a） DP590管；（b） φ89 m管Fig.9 Comparison of the ultimate expansion ratio of the tubes: (a) DP590 tubes; (b) φ89 mm tubes

如圖9（b）所示為φ89 mm規(guī)格的兩種高強(qiáng)鋼的膨脹率變化曲線，可以看出，隨著管材長(zhǎng)徑比的增大，管材的膨脹率逐漸減小.DP590的膨脹率變化曲線始終位于DP780膨脹率變化曲線之上，根據(jù)圖2可知，卷管以后得到的雙相鋼管材，DP590中的馬氏體主要以馬氏體島存在，而DP780的馬氏體部分以板條狀形式存在，并且DP590的鐵素體含量較DP780要多，因此DP590的膨脹性能要優(yōu)于DP780.

3.4 壁厚分布

取脹形破裂后管徑63.5 mm、長(zhǎng)徑比為1.6的DP590管進(jìn)行壁厚的測(cè)量，選取如圖10所示4個(gè)典型截面進(jìn)行分析，A截面為脹形區(qū)最高點(diǎn)所在截面，B截面和C截面為距A截面10 mm和20 mm處的截面，另外，還需單獨(dú)測(cè)量管材夾持區(qū)的壁厚，因?yàn)閵A持區(qū)始終處于被模具固定的狀態(tài)，所以?shī)A持區(qū)的壁厚分布也可以看做是原始管材的壁厚分布，取夾持區(qū)為D截面.

實(shí)驗(yàn)所選取管材均由2 mm厚的板材經(jīng)卷管焊接而成，從圖11可以看出，卷管后原始管材的壁厚基本在2 mm上下浮動(dòng)，除了因制管導(dǎo)致的管材不均勻外，管材夾持區(qū)在脹形過(guò)程中產(chǎn)生了微量的材料流動(dòng)也是導(dǎo)致原始管材壁厚分布不均的原因之一.

圖10 厚度分布截面截取位置Fig.10 Intercept position of the thickness distribution section

圖11 DP590管不同截面壁厚分布圖Fig.11 Wall thickness profile of different sections of DP590 tube

脹形區(qū)所選的3個(gè)截面的最大壁厚均位于焊縫處，減薄率僅為1%～2%，而最小壁厚位于焊縫一側(cè)近7 mm處，這是因?yàn)楹缚p處的強(qiáng)度很高，很難發(fā)生變形，相對(duì)于母材區(qū)域相當(dāng)于一個(gè)剛性約束，母材與焊縫及熱影響區(qū)的過(guò)渡區(qū)域變形不協(xié)調(diào)，很容易造成應(yīng)變集中，產(chǎn)生過(guò)度減薄甚至開(kāi)裂，所以管材自由脹形的開(kāi)裂區(qū)一般位于焊縫及熱影響區(qū)與基體的過(guò)渡區(qū)域，這與前文實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果相吻合.根據(jù)圖11分析三個(gè)脹形區(qū)的截面的壁厚分布規(guī)律，可以看出，A截面的壁厚減薄率最大，截面越接近管材夾持區(qū)，減薄率越小，但是三個(gè)壁厚分布曲線的形狀基本相同，最大壁厚均位于焊縫處，沿著焊縫向兩側(cè)基體壁厚呈變小趨勢(shì).管件液壓成形的壁厚分布規(guī)律可用于管件液壓成形過(guò)程中工序的設(shè)計(jì)，通過(guò)調(diào)整管件的位置，控制容易發(fā)生減薄的區(qū)域，使壁厚分布均勻，從而最終獲得壁厚分布均勻，成形率較好的工件.

4 結(jié)論

（1）DP590/DP780板材在卷管后成形性能被消耗了一部分，因此板材的參數(shù)不能用于指導(dǎo)管材的液壓成形研究，管材的液壓成形實(shí)驗(yàn)才是獲得管材準(zhǔn)確力學(xué)性能參數(shù)的途徑.

（2）管材在脹形過(guò)程中的破裂壓力比理論計(jì)算公式得到的破裂壓力大許多，因此在生產(chǎn)和研究中經(jīng)驗(yàn)公式并不適用于高強(qiáng)鋼管.

（3）失效破裂位置全部位于靠近焊縫的母材區(qū)域，φ63.5 mm的管的破裂位置位于距離焊縫中心一側(cè)約7 mm處，φ89 mm的管的破裂位置位于距離焊縫中心一側(cè)約15 mm處，與焊縫及熱影響區(qū)和基體的交界位置基本重合，因此提高焊接質(zhì)量可以控制失效破裂位置.

（4）隨著管徑的增大和長(zhǎng)徑比的增大，脹形區(qū)頂點(diǎn)受力狀態(tài)逐漸接近平面應(yīng)變狀態(tài)，管材的極限膨脹率呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，因此合理選擇管材的長(zhǎng)徑比有利于管材性能的充分發(fā)揮.

（5）在自由脹形過(guò)程中，管材的焊縫區(qū)域基本上不發(fā)生減薄，最小壁厚位于管材的熱影響區(qū)和基體的過(guò)渡區(qū)域，并且壁厚的減薄率在脹形最高點(diǎn)所在截面最大，越靠近管材夾持區(qū)，壁厚的減薄率越小，在生產(chǎn)中通過(guò)合理控制各處的減薄有利于降低液壓成形零件的破裂風(fēng)險(xiǎn).