DP590/DP780高强钢管液压成形的性能

工程科学学报.第42卷，第2期：233-241.2020年2月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.2:233-241,February 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.15.004;http://cje.ustb.edu.cn DP590/DP780高强钢管液压成形的性能 崔振楠，林利，)，朱国明)区，康永林12，刘仁东》，田鹏) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)北京科技大学材料先进制备技术教育部重点实验室，北京1000833)鞍钢股份有 限公司技术中心，鞍山114009 区通信作者，E-mail:huguoming@ustb.edu.cn 摘要为对生产进行指导，研究了DP590/DP780高强钢焊管在液压成形过程中的变形行为：使用场发射扫描电镜观察管材 周向的横截面以确定基体的组织，通过VMHT30M显微硬度计确定管材的焊缝及热影响区的大小，以便研究液压成形破裂行 为：采用液压成形试验机对两种管件进行液压成形研究.实验结果表明：管材在胀形过程中的破裂压力比理论计算公式得到 的破裂压力大，破裂位置全部位于靠近焊缝及热影响区的母材区域：随着管径的增大和长径比的增大，管材的极限膨胀率呈 现下降趋势：在自由胀形过程中，管材的焊缝区域基本上不发生减薄，最小壁厚位于管材的热影响区和基体的过渡区域.并且 壁厚的减薄率在胀形最高点所在截面最大，越靠近管材夹持区，壁厚的减薄率越小.最终得到以下结论：管材液压成形实验 是准确获得管材力学性能参数的途径：提高焊接质量有助于控制失效破裂位置：合理选择管材的长径比有利于管材性能的充 分发挥：通过合理控制各处的减薄有利于降低液压成形件的破裂风险 关键词高强钢：液压成形：变形行为；长径比：破裂压力；减薄率 分类号TG394 Hydroforming performance of DP590/DP780 high-strength steel tube CUl Zhen-nan,LIN Li),ZHU Guo-ming,KANG Yong-lin 2),LIU Ren-dong,TIAN Peng 1)School of Material Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Key Laboratory for Advanced Materials Processing of Ministry of Education,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Ansteel Technology Center,Anshan 114009,China Corresponding author,E-mail:zhuguoming @ustb.edu.cn ABSTRACT In recent years,the automotive industry has become increasingly demanding for the strength of hollow structural parts. To meet the strength and toughness requirements,major automakers have begun to use high-strength steel for the production of automotive hollow structural parts,and the hydroforming process is the most economical way to achieve this purpose.However,studies on the hydroforming process of high-strength steel in the industry are few.To guide the production of high-strength steel hydroformed parts,the deformation behavior of DP590/DP780 high-strength steel welded tube during hydroforming was investigated in this study The cross section of the circumferential direction of the tube was observed by scanning electron microscopy to determine the microstructure of the base metal.The sizes of the weld and the heat-affected zone of the tube were determined by VMHT30M microhardness tester to study the hydroforming fracture behavior.The deformation behavior of DP590/DP780 high-strength steel welded tube during hydroforming was studied by a tube hydroforming test machine.The experimental results are as follows:the fracture pressure of the tube during the bulging process is larger than the fracture pressure obtained by the theoretical calculation formula,and the rupture position is located in the base metal area near the weld and heat-affected zone.With the increase of the tube diameter and the length-to-diameter ratio,the maximum expansion ratio of the tube exhibits a downward trend.In the process of free bulging,the weld 收稿日期：2019-01-15 基金项目：国家自然科学基金资助项目(U1460101)

DP590/DP780 高强钢管液压成形的性能 崔振楠1)，林    利1,3)，朱国明1) 苣，康永林1,2)，刘仁东3)，田    鹏1) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083    2) 北京科技大学材料先进制备技术教育部重点实验室，北京 100083    3) 鞍钢股份有 限公司技术中心，鞍山 114009 苣通信作者，E-mail：zhuguoming@ustb.edu.cn 摘    要    为对生产进行指导，研究了 DP590/DP780 高强钢焊管在液压成形过程中的变形行为；使用场发射扫描电镜观察管材 周向的横截面以确定基体的组织，通过 VMHT30M 显微硬度计确定管材的焊缝及热影响区的大小，以便研究液压成形破裂行 为；采用液压成形试验机对两种管件进行液压成形研究. 实验结果表明：管材在胀形过程中的破裂压力比理论计算公式得到 的破裂压力大，破裂位置全部位于靠近焊缝及热影响区的母材区域；随着管径的增大和长径比的增大，管材的极限膨胀率呈 现下降趋势；在自由胀形过程中，管材的焊缝区域基本上不发生减薄，最小壁厚位于管材的热影响区和基体的过渡区域，并且 壁厚的减薄率在胀形最高点所在截面最大，越靠近管材夹持区，壁厚的减薄率越小. 最终得到以下结论：管材液压成形实验 是准确获得管材力学性能参数的途径；提高焊接质量有助于控制失效破裂位置；合理选择管材的长径比有利于管材性能的充 分发挥；通过合理控制各处的减薄有利于降低液压成形件的破裂风险. 关键词    高强钢；液压成形；变形行为；长径比；破裂压力；减薄率 分类号    TG394 Hydroforming performance of DP590/DP780 high-strength steel tube CUI Zhen-nan1) ，LIN Li1,3) ，ZHU Guo-ming1) 苣 ，KANG Yong-lin1,2) ，LIU Ren-dong3) ，TIAN Peng1) 1) School of Material Science and Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Key Laboratory for Advanced Materials Processing of Ministry of Education, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Ansteel Technology Center, Anshan 114009, China 苣 Corresponding author, E-mail: zhuguoming@ustb.edu.cn ABSTRACT    In recent years, the automotive industry has become increasingly demanding for the strength of hollow structural parts. To  meet  the  strength  and  toughness  requirements,  major  automakers  have  begun  to  use  high-strength  steel  for  the  production  of automotive hollow structural parts, and the hydroforming process is the most economical way to achieve this purpose. However, studies on the hydroforming process of high-strength steel in the industry are few. To guide the production of high-strength steel hydroformed parts, the deformation behavior of DP590/DP780 high-strength steel welded tube during hydroforming was investigated in this study. The  cross  section  of  the  circumferential  direction  of  the  tube  was  observed  by  scanning  electron  microscopy  to  determine  the microstructure  of  the  base  metal.  The  sizes  of  the  weld  and  the  heat-affected  zone  of  the  tube  were  determined  by  VMHT30M microhardness tester to study the hydroforming fracture behavior. The deformation behavior of DP590/DP780 high-strength steel welded tube  during  hydroforming  was  studied  by  a  tube  hydroforming  test  machine.  The  experimental  results  are  as  follows:  the  fracture pressure of the tube during the bulging process is larger than the fracture pressure obtained by the theoretical calculation formula, and the rupture position is located in the base metal area near the weld and heat-affected zone. With the increase of the tube diameter and the length-to-diameter ratio, the maximum expansion ratio of the tube exhibits a downward trend. In the process of free bulging, the weld 收稿日期: 2019−01−15 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（U1460101） 工程科学学报，第 42 卷，第 2 期：233−241，2020 年 2 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 2: 233−241, February 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.15.004; http://cje.ustb.edu.cn

234 工程科学学报，第42卷，第2期 area of the tube is basically not thinned.The position of the minimum thickness is located in the heat-affected zone of the tube and the transition zone of the base body;the wall thickness reduction rate is the largest at the highest point of the bulging region,and the closer to the tube clamping zone,the smaller the wall thickness reduction rate.Finally,the following conclusions can be drawn:the hydroforming experiment of the tube can accurately obtain the mechanical properties of the tube.Improving the welding quality could help to control the failure rupture position.A reasonable selection of the length-to-diameter ratio of the tube is beneficial to the tube overall performance.It is beneficial to reduce the risk of cracking of the hydroformed part by reasonably controlling the thickness reduction rate of each part. KEY WORDS high-strength steel;hydroforming;deformation behavior;length-to-diameter ratio;fracture pressure;thinning rate 随着社会对资源环境可持续发展的要求日益 系统.2016年，Ge等针对管材液压成形的加载 高涨以及世界各国节能减排相关的法律法规的出 路径进行了研究，提出了一种利用差分进化的多 台，汽车行业面临着越来越大的压力，从能源的消 目标优化，以获得内部压力和端部进给过程之间 耗上看，轻质车身所消耗的化石燃料要远小于传 的最佳协作)Hashemi等应用了基于修改的M 统车身的消耗，因此汽车行业发展的一个重点就 K方法的用于LD确定的新校准方法预测了 在于轻量化.目前轻量化主要有两种解决方案：一 AA6063和AA6065铝无缝挤压管的成形极限图 是通过使用轻质材料达到减轻车身的作用：二是 (FLD)并用实验成功验证4,2017年，Abdelkefi等 使用空心结构件来减轻车身重量.基于第一种设 对管材液压成形过程中角部填充规律进行了实验 想曾提出过全铝车身的概念，但是由于成本过高 研究李坤等针对常规的管材液压成形技术需 难以实行，目前较为广泛被整车厂所接受的是第 要昂贵的专用设备及模具、生产效率低等不足缺 二种方法，即在车身上采用空心结构件，通过使用 点，开发了一种简单实用、可在冲床或压力机上使 如扭力梁山、副车架)、仪表盘等变截面管空心结 用的管材冲击液压成形装置，可用于薄壁金属管 构件减重，因此研究管件液压成形工艺就显得尤为 材的自然胀形、轴压胀形和异形截面中空件的冲 重要 击液压成形6林艳丽等提出了采用一点法，仅需 管状试样胀形是一种先进的双向应力路径力 在胀形过程中测量最高点胀形高度，即可获得材 学性能测试方法，从20世纪70年代末德国就开始 料双向加载下的力学性能，为建立一个简单可靠 了内高压成形的基础研究)2000年Sokolowski 且能在线实时测量的材料力学性能测试方法奠定 等采用管材液压成形的实验数据进行了管件液压 了基础7 成形的数值模拟，证明了在模拟中使用管材液压 近年来，应用于汽车上的液压成形件的种类 成形实验数据得到的结果准确性更高2004年， 增多，对液压成形件的使用要求也越来越高，目前 Strano与Altan通过实验证明了管材液压成形实验 大量应用于汽车结构空心件的材料主要为低碳钢 得到的应力应变曲线相比较于传统的单向拉伸实 和合金，低碳钢虽易于加工成形但强度却不够高， 验得到的应力应变曲线更能反映管材的性能问 铝合金等材料虽然强度很高但是成本却不低，而 2008年，Velasco与Boudeau提出基于圆形轮廓面 高强钢除了强度较高以外，成本相对合金也较低， 的液压成形理论模型，20l4年，Saboori等通过比 因此成为一个研究的热点，但是有关高强钢的液 较低碳钢管和铝合金管的液压成形试验和单向拉 压成形性能和液压成形机理的研究却很少，本文 伸实验，提出一种方法，使用3D变形测量系统结 针对两种双相高强钢DP590和DP780,研究不同 合分析模型评估不同材料的应力-应变行为) 长径比和管径条件下焊接钢管的破裂失效行为、 Ci等探讨了双面管液压成形在方形截面模具中 壁厚分布、膨胀率变化的规律，为高强钢在工业领 的变形行为⑧.He等在假设轴向曲率半径为椭圆 域的广泛应用奠定基础 轮廓的基础上提出了管材液压成形的理论分析模 1实验材料和方法 型9，该模型依靠内压和胀形高度计算应力分量和 极点厚度，简化了计算u,2015年，Yang等通过比 1.1实验材料 较从各种应变路径获得的成形极限图(FLD),揭示 实验用材料为DP590和DP780两种管材，两 了改变应变路径的影响川.程鹏志等研制出了一 种管材均由板材经过卷管然后焊接得到，其规格 套约束边界清晰、加载精确的管材自由胀形试验 如表1所示（表中所有管径均为外径）

area of the tube is basically not thinned. The position of the minimum thickness is located in the heat-affected zone of the tube and the transition zone of the base body; the wall thickness reduction rate is the largest at the highest point of the bulging region, and the closer to  the  tube  clamping  zone,  the  smaller  the  wall  thickness  reduction  rate.  Finally,  the  following  conclusions  can  be  drawn:  the hydroforming experiment of the tube can accurately obtain the mechanical properties of the tube. Improving the welding quality could help to control the failure rupture position. A reasonable selection of the length-to-diameter ratio of the tube is beneficial to the tube overall  performance.  It  is  beneficial  to  reduce  the  risk  of  cracking  of  the  hydroformed  part  by  reasonably  controlling  the  thickness reduction rate of each part. KEY WORDS    high-strength steel；hydroforming；deformation behavior；length-to-diameter ratio；fracture pressure；thinning rate 随着社会对资源环境可持续发展的要求日益 高涨以及世界各国节能减排相关的法律法规的出 台，汽车行业面临着越来越大的压力，从能源的消 耗上看，轻质车身所消耗的化石燃料要远小于传 统车身的消耗，因此汽车行业发展的一个重点就 在于轻量化. 目前轻量化主要有两种解决方案：一 是通过使用轻质材料达到减轻车身的作用；二是 使用空心结构件来减轻车身重量. 基于第一种设 想曾提出过全铝车身的概念，但是由于成本过高 难以实行，目前较为广泛被整车厂所接受的是第 二种方法，即在车身上采用空心结构件，通过使用 如扭力梁[1]、副车架[2]、仪表盘等变截面管空心结 构件减重，因此研究管件液压成形工艺就显得尤为 重要. 管状试样胀形是一种先进的双向应力路径力 学性能测试方法，从 20 世纪 70 年代末德国就开始 了内高压成形的基础研究[3] . 2000 年 Sokolowski 等采用管材液压成形的实验数据进行了管件液压 成形的数值模拟，证明了在模拟中使用管材液压 成形实验数据得到的结果准确性更高[4] . 2004 年， Strano 与 Altan 通过实验证明了管材液压成形实验 得到的应力应变曲线相比较于传统的单向拉伸实 验得到的应力应变曲线更能反映管材的性能[5] . 2008 年，Velasco 与 Boudeau 提出基于圆形轮廓面 的液压成形理论模型[6] ；2014 年，Saboori 等通过比 较低碳钢管和铝合金管的液压成形试验和单向拉 伸实验，提出一种方法，使用 3D 变形测量系统结 合分析模型评估不同材料的应力−应变行为[7] . Cui 等探讨了双面管液压成形在方形截面模具中 的变形行为[8] . He 等在假设轴向曲率半径为椭圆 轮廓的基础上提出了管材液压成形的理论分析模 型[9] ，该模型依靠内压和胀形高度计算应力分量和 极点厚度，简化了计算[10] ；2015 年，Yang 等通过比 较从各种应变路径获得的成形极限图（FLD），揭示 了改变应变路径的影响[11] . 程鹏志等研制出了一 套约束边界清晰、加载精确的管材自由胀形试验 系统[12] . 2016 年，Ge 等针对管材液压成形的加载 路径进行了研究，提出了一种利用差分进化的多 目标优化，以获得内部压力和端部进给过程之间 的最佳协作[13] . Hashemi 等应用了基于修改的 M￾K 方法的用 于 FLD 确定的新校准方法预测 了 AA6063 和 AA6065 铝无缝挤压管的成形极限图 （FLD）并用实验成功验证[14] . 2017 年，Abdelkefi 等 对管材液压成形过程中角部填充规律进行了实验 研究[15] . 李坤等针对常规的管材液压成形技术需 要昂贵的专用设备及模具、生产效率低等不足缺 点，开发了一种简单实用、可在冲床或压力机上使 用的管材冲击液压成形装置，可用于薄壁金属管 材的自然胀形、轴压胀形和异形截面中空件的冲 击液压成形[16] . 林艳丽等提出了采用一点法，仅需 在胀形过程中测量最高点胀形高度，即可获得材 料双向加载下的力学性能，为建立一个简单可靠 且能在线实时测量的材料力学性能测试方法奠定 了基础[17] . 近年来，应用于汽车上的液压成形件的种类 增多，对液压成形件的使用要求也越来越高，目前 大量应用于汽车结构空心件的材料主要为低碳钢 和合金，低碳钢虽易于加工成形但强度却不够高， 铝合金等材料虽然强度很高但是成本却不低，而 高强钢除了强度较高以外，成本相对合金也较低， 因此成为一个研究的热点，但是有关高强钢的液 压成形性能和液压成形机理的研究却很少，本文 针对两种双相高强钢 DP590 和 DP780，研究不同 长径比和管径条件下焊接钢管的破裂失效行为、 壁厚分布、膨胀率变化的规律，为高强钢在工业领 域的广泛应用奠定基础. 1    实验材料和方法 1.1    实验材料 实验用材料为 DP590 和 DP780 两种管材，两 种管材均由板材经过卷管然后焊接得到，其规格 如表 1 所示（表中所有管径均为外径）. · 234 · 工程科学学报，第 42 卷，第 2 期

崔振楠等：DP590/DP780高强钢管液压成形的性能 235 表1实验管材规格 个样 Table 1 Experimental tube specifications 然后对管材的基本参数进行研究，为确定两 材料 管径mm 壁厚/mm 种管材的基体组织，从两种材料卷成的直径为89mm DP590 63.5、89 2 的圆管上取下来试样，经砂纸研磨，然后在抛光机 DP780 89 2 上进行抛光，洗净后用体积分数4%的硝酸酒精腐 蚀数秒，用酒精洗净吹干，用场发射扫描电镜观察 12实验方法 管材周向的横截面.为确定焊缝及热影响区的范 为确定高强钢板在卷管前后的差异，在对管 围，采用维氏硬度计对截取的管材进行硬度测量， 材进行研究前需要对两种高强钢板的力学性能 确定实验用管材的焊缝及热影响区的大小；然后 进行研究，实验采用DP590/DP780的2mm厚板， 针对两种管材进行液压成形实验，采用液压成形 利用单向拉伸试验测材料力学性能，拉伸试样根 试验机并结合其配套的系统对不同长径比、不同 据标准GB/T228.1一2010《金属材料室温拉伸试 管径、不同材料的两种高强钢管进行液压成形试 验方法》加工成A50标准试样，利用北京科技大学 验，测量并比较其应力应变数据 测试中心MTS810电子万能试验机试验.当试样 管材的自由胀形实验借助如图1所示的液压 拉伸15%时，测试试样宽度和厚度方向的应变比 成形实验机进行，实验时采取两端固定的形式对 即可得到材料的厚向异性系数r,拉伸试样在板料 管材进行固定胀形，管材在该状态下轴向的自由 的边部（与边距离10mm)、1/4处、以及中心处分 度被限制，在胀形过程中胀形区受力近似平面双 别取样，在与轧制方向为0°、45°、90时各取一 向应力状态 支座冲头 左连接板 右连接板夹紧套 拉杆油缸座 油缸 动轴承，导套调节块 底座 图1液压成形实验机结构 Fig.1 Hydroforming test machine structure 实验时采用液压成形实验机配套的相关管材 铁素体一般为暗黑色，DP590材料，其马氏体主要 力学性能测试系统进行控制，实验前对管材两端 以马氏体岛的形式存在，马氏体体积分数约为 倒角，安装实验模具，在充液之前对管材端口进行 23%.DP780材料，其马氏体主要以马氏体岛和部 扩口密封，密封完成后采用管材力学性能测试系 分的马氏体板条的形式存在，马氏体体积分数约 统控制液压伺服器对管材进行充液胀形，压力加 为29%. 载方式为线性加载，在加载到胀裂过程中，通过模 2.2板材力学性能 具两侧的激光位移传感器以及压力传感器实时测 单向拉伸实验得到的板材的真应力应变曲线 量管材在胀形过程中的位移-内压曲线，液压成形 如图3所示，实验得到的板材的力学性能参数如 系统采用椭圆轮廓曲率半径的假设对胀形过程中 表2所示.其中，r值为塑性应变比，指材料在冲压 的等效应力和等效应变进行计算，胀形完成之后 成形时宽度上的应变值和厚度上的应变值的比 对得到的应力应变曲线进行比较分析 值，因为钢板具有各向异性，所以测量r值时应取 2管材基本参数 与轧制方向成90°、45°、0°（标记为r90、r45、ro0)的 试样实验结果的平均值；n值为加工硬化指数，该 2.1双相钢管的基体组织 值越大，材料的加工硬化能力越强.根据实验结果 双相钢良好的强度和延展性是由它的组织决 可知，DP590的最大伸长率可达24.2%，DP780的 定的.从图2中可以看到马氏体一般呈现亮白色， 最大伸长率可达16.5%，二者的真应力-应变曲线

1.2    实验方法 为确定高强钢板在卷管前后的差异，在对管 材进行研究前需要对两种高强钢板的力学性能 进行研究，实验采用 DP590/DP780 的 2 mm 厚板， 利用单向拉伸试验测材料力学性能，拉伸试样根 据标准 GB/T228.1—2010《金属材料室温拉伸试 验方法》加工成 A50 标准试样，利用北京科技大学 测试中心 MTS810 电子万能试验机试验. 当试样 拉伸 15% 时，测试试样宽度和厚度方向的应变比 即可得到材料的厚向异性系数 r，拉伸试样在板料 的边部（与边距离 10 mm）、1/4 处、以及中心处分 别取样 ，在与轧制方向为 0°、 45°、 90°时各取一 个样. 然后对管材的基本参数进行研究，为确定两 种管材的基体组织，从两种材料卷成的直径为 89 mm 的圆管上取下来试样，经砂纸研磨，然后在抛光机 上进行抛光，洗净后用体积分数 4% 的硝酸酒精腐 蚀数秒，用酒精洗净吹干，用场发射扫描电镜观察 管材周向的横截面. 为确定焊缝及热影响区的范 围，采用维氏硬度计对截取的管材进行硬度测量， 确定实验用管材的焊缝及热影响区的大小；然后 针对两种管材进行液压成形实验，采用液压成形 试验机并结合其配套的系统对不同长径比、不同 管径、不同材料的两种高强钢管进行液压成形试 验，测量并比较其应力应变数据. 管材的自由胀形实验借助如图 1 所示的液压 成形实验机进行，实验时采取两端固定的形式对 管材进行固定胀形，管材在该状态下轴向的自由 度被限制，在胀形过程中胀形区受力近似平面双 向应力状态. 实验时采用液压成形实验机配套的相关管材 力学性能测试系统进行控制，实验前对管材两端 倒角，安装实验模具，在充液之前对管材端口进行 扩口密封，密封完成后采用管材力学性能测试系 统控制液压伺服器对管材进行充液胀形，压力加 载方式为线性加载，在加载到胀裂过程中，通过模 具两侧的激光位移传感器以及压力传感器实时测 量管材在胀形过程中的位移−内压曲线，液压成形 系统采用椭圆轮廓曲率半径的假设对胀形过程中 的等效应力和等效应变进行计算，胀形完成之后 对得到的应力应变曲线进行比较分析. 2    管材基本参数 2.1    双相钢管的基体组织 双相钢良好的强度和延展性是由它的组织决 定的. 从图 2 中可以看到马氏体一般呈现亮白色， 铁素体一般为暗黑色，DP590 材料，其马氏体主要 以马氏体岛的形式存在 ，马氏体体积分数约为 23%. DP780 材料，其马氏体主要以马氏体岛和部 分的马氏体板条的形式存在，马氏体体积分数约 为 29%. 2.2    板材力学性能 单向拉伸实验得到的板材的真应力应变曲线 如图 3 所示，实验得到的板材的力学性能参数如 表 2 所示. 其中，r 值为塑性应变比，指材料在冲压 成形时宽度上的应变值和厚度上的应变值的比 值，因为钢板具有各向异性，所以测量 r 值时应取 与轧制方向成 90°、45°、0°（标记为 r90、r45、r00）的 试样实验结果的平均值；n 值为加工硬化指数，该 值越大，材料的加工硬化能力越强. 根据实验结果 可知，DP590 的最大伸长率可达 24.2%，DP780 的 最大伸长率可达 16.5%，二者的真应力−应变曲线 表 1    实验管材规格 Table 1    Experimental tube specifications 材料 管径/mm 壁厚/mm DP590 63.5、89 2 DP780 89 2 支座 冲头 左连接板 右连接板 夹紧套 拉杆 油缸座 油缸 滑动轴承, 导套 调节块 底座 图 1    液压成形实验机结构 Fig.1    Hydroforming test machine structure 崔振楠等： DP590/DP780 高强钢管液压成形的性能 · 235 ·

236 工程科学学报，第42卷，第2期 (a) (b) 。 图2直径89mm圆管截面扫描电子显微镜照片.(a)DP590:(b)DP780 Fig.2 SEM photograph of the cross section ofa89 mm diameter tube:(a)DP590;(b)DP780 1000 上均未出现明显的屈服点，呈现连续屈服的状态 2.3焊缝及热影响区的大小 800 DP780 DP590 在胀形前从管材上截取一如图4所示环状试 600 样利用VMHT3OM显微硬度计进行环向硬度测 400 量，从而确定管材的焊缝及热影响区范围，进而研 200 究管材胀形的规律.进行硬度测量前，在管材环向 粘贴网格纸进行定位，在进行硬度测量时，从焊缝 0 0.05 0.100.15 0.200.25 中心线开始间隔1mm进行取点测量. 真应变 经过测量得到两种管材的硬度数据如图5所 图3DP590/DP780板材真应力-应变曲线 示，其中，横坐标为负表示离开焊缝中心线逆时针 Fig.3 True stress-strain curves of DP590/DP780 sheet 的距离，横坐标为正表示离开焊缝中心线顺时针 表2两种材料的力学性能参数 Table 2 Mechanical properties of two materials 材料 密度/(kgm)屈服强度MPa 抗拉强度MPa 断后伸长率/%弹性模量/GPa泊松比ror5ron值 DP590 7850 379.7 626.4 24.2 208.0 0.33 0.840.851.060.19 DP780 7850 548.0 836.7 16.5 214.5 0.300.700.750.810.15 的距离，DP590的63.5mm管径的管材，其焊缝及 3结果与讨论 热影响区的宽度大约为其焊缝左右沿环向约10mm 3.1管材的力学性能 的宽度；DP590和DP780的89mm管径的管材，其 首先选取DP590管材的两种管径规格的试验 焊缝及热影响区的宽度大约为其焊缝左右沿环向 管进行实验，实验用管材的长径比为1.6，根据实 约28-30mm的宽度 验得到的工程应力应变数据进行计算拟合得到真 实应力应变数据.为了对比DP780管材的力学性 能，选取长径比为1.6的Φ89mm的DP780管进行 液压成形实验，三种试样的编号分别为DP590-89、 DP590-63.5和DP780-89. 因管材胀形测试系统得到的实验数据无法直 接使用，需要对所得应力应变数据进行拟合，如 图6所示为得到的拟合真实应力-应变曲线，实验 得到的两种管材的液压成形性能参数如表3所示 因为管材在液压胀形实验中仅需考虑沿其轴向 图4硬度测量试样 (即板材的轧制方向)的宽度应变值与厚度应变值 Fig.4 Hardness measurement sample 的变化，故测量这一方向上的r值，K值为材料的

上均未出现明显的屈服点，呈现连续屈服的状态. 2.3    焊缝及热影响区的大小 在胀形前从管材上截取一如图 4 所示环状试 样利用 VMHT30M 显微硬度计进行环向硬度测 量，从而确定管材的焊缝及热影响区范围，进而研 究管材胀形的规律. 进行硬度测量前，在管材环向 粘贴网格纸进行定位，在进行硬度测量时，从焊缝 中心线开始间隔 1 mm 进行取点测量. 经过测量得到两种管材的硬度数据如图 5 所 示，其中，横坐标为负表示离开焊缝中心线逆时针 的距离，横坐标为正表示离开焊缝中心线顺时针 的距离，DP590 的 63.5 mm 管径的管材，其焊缝及 热影响区的宽度大约为其焊缝左右沿环向约 10 mm 的宽度；DP590 和 DP780 的 89 mm 管径的管材，其 焊缝及热影响区的宽度大约为其焊缝左右沿环向 约 28~30 mm 的宽度. 3    结果与讨论 3.1    管材的力学性能 首先选取 DP590 管材的两种管径规格的试验 管进行实验，实验用管材的长径比为 1.6，根据实 验得到的工程应力应变数据进行计算拟合得到真 实应力应变数据. 为了对比 DP780 管材的力学性 能，选取长径比为 1.6 的 ϕ89 mm 的 DP780 管进行 液压成形实验，三种试样的编号分别为 DP590-89、 DP590-63.5 和 DP780-89. 因管材胀形测试系统得到的实验数据无法直 接使用，需要对所得应力应变数据进行拟合，如 图 6 所示为得到的拟合真实应力–应变曲线，实验 得到的两种管材的液压成形性能参数如表 3 所示. 因为管材在液压胀形实验中仅需考虑沿其轴向 （即板材的轧制方向）的宽度应变值与厚度应变值 的变化，故测量这一方向上的 r 值，K 值为材料的 表 2 两种材料的力学性能参数 Table 2 Mechanical properties of two materials 材料 密度/（kg·m−3） 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 断后伸长率/% 弹性模量/GPa 泊松比 r00 r45 r90 n值 DP590 7850 379.7 626.4 24.2 208.0 0.33 0.84 0.85 1.06 0.19 DP780 7850 548.0 836.7 16.5 214.5 0.30 0.70 0.75 0.81 0.15 (a) (b) 10 μm EHT=20.00kV SlgnalA=SE2 Mag=1.00KX Date:1 Feb 2018 WD=7.0mm FlB Lock Mags=No ZEISS 10 μm EHT=20.00 kV SlgnalA=SE2 Mag=1.00 KX Date:1 Feb 2018 WD=9.4 mm FlB Lock Mags=No ZEISS 图 2    直径 89 mm 圆管截面扫描电子显微镜照片. （a） DP590；（b） DP780 Fig.2    SEM photograph of the cross section of a 89 mm diameter tube: (a) DP590; (b) DP780 1000 800 600 400 200 0 真应力/MPa DP780 DP590 0 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 真应变 图 3    DP590/DP780 板材真应力−应变曲线 Fig.3    True stress−strain curves of DP590/DP780 sheet 图 4    硬度测量试样 Fig.4    Hardness measurement sample · 236 · 工程科学学报，第 42 卷，第 2 期

崔振楠等：DP590/DP780高强钢管液压成形的性能 237· 380 380 360 (a) (b) 340 360 320 0 300 30 mm 28 mm 260 240 220 260 200 180 240 160 220 150 -100 -50 0 50 100 150 -150-100-500 50100150 距焊缝中心距离/mm 距焊缝中心距离/mm 280(c 260 10 mm 200 18 100-80-60-40-20020406080100 距焊缝中心距离mm 图5管材周向维氏硬度.(a)DP590-89mm管：(b)DP780-089mm管：(c)DP590-63.5mm管 Fig.5 Circumferential Vickers hardness of the tube:(a)DP590-689 mm tube;(b)DP780-089 mm tube;(c)DP590-663.5 mm tube 1000 可以看出，中89mm的DP590管的屈服强度 DP780-89 要高于63.5mm的管，并且在屈服以后，φ89mm 800 DP590-89 的管相较于63.5mm的管其应力应变曲线更加 % DP590-63.5 平缓，这表明，相同材料制成的管材，管材直径越 大越难以成形.从拟合曲线还可以看到DP590管 400 的89mm直径管最大应变小于63.5mm直径管的 200 最大应变.DP780管材的屈服强度相比较于 DP590高约150MPa,两种管材的应力应变曲线 0 0.05 0.100.15 0.20 0.25 都较平缓，成形较为困难.将管材力学性能数据 拟合真应变 与板材的力学性能数据对比，可以看出高强钢在 图6试验管的拟合真应力-应变曲线对比 卷管后，屈服强度变化不大，但管材的"值和n值 Fig.6 Comparison of fitting true stress-strain curves of the studied tubes 相比较于板材有所减小，所以依靠板材的力学性 硬化系数，为可计算的材料常数，其通过幂指型材 能参数去指导生产和科研是不精确的，管材的液 料硬化模型计算得到，与应力δ和应变ε以及n值 压胀形实验才是得到管材准确性能参数的正确 的关系为=K.K值越大，管材的成形性能越好 途径 表3DP590/DP780高强钢材料性能参数 Table 3 Material properties of DP590/DP780 high-strength steel 材料 密度/(kgm3) 屈服强度MPa 抗拉强度MPa 弹性模量/GPa 泊松比 值 n值 K值 DP590-63.5 7850 363.9 623.1 208 0.33 0.72 0.18547 1012.94 DP590-89 7850 410.4 638.9 208 0.33 0.72 0.1421 929.68 DP780-89 7850 557.1 840.8 214.5 0.3 0.53 0.12236 1184.97

硬化系数，为可计算的材料常数，其通过幂指型材 料硬化模型计算得到，与应力 δ 和应变 ε 以及 n 值 的关系为 δ=Kεn . K 值越大，管材的成形性能越好. 可以看出， ϕ89 mm 的 DP590 管的屈服强度 要高于 ϕ63.5 mm 的管，并且在屈服以后，ϕ89 mm 的管相较于 ϕ63.5 mm 的管其应力应变曲线更加 平缓，这表明，相同材料制成的管材，管材直径越 大越难以成形. 从拟合曲线还可以看到 DP590 管 的 89 mm 直径管最大应变小于 63.5 mm 直径管的 最 大 应 变 . DP780 管 材 的 屈 服 强 度 相 比 较 于 DP590 高约 150 MPa，两种管材的应力应变曲线 都较平缓，成形较为困难. 将管材力学性能数据 与板材的力学性能数据对比，可以看出高强钢在 卷管后，屈服强度变化不大，但管材的 r 值和 n 值 相比较于板材有所减小，所以依靠板材的力学性 能参数去指导生产和科研是不精确的，管材的液 压胀形实验才是得到管材准确性能参数的正确 途径. 表 3  DP590/DP780 高强钢材料性能参数 Table 3 Material properties of DP590/DP780 high-strength steel 材料 密度/（kg·m−3） 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 泊松比 r值 n值 K值 DP590-63.5 7850 363.9 623.1 208 0.33 0.72 0.18547 1012.94 DP590-89 7850 410.4 638.9 208 0.33 0.72 0.1421 929.68 DP780-89 7850 557.1 840.8 214.5 0.3 0.53 0.12236 1184.97 (a) (b) 380 360 340 320 300 280 260 240 220 200 180 160 维氏硬度, HV 维氏硬度, HV 30 mm −150 −100 −50 0 50 100 150 距焊缝中心距离/mm 距焊缝中心距离/mm 28 mm (c) 10 mm 距焊缝中心距离/mm 380 360 340 320 300 280 260 240 220 维氏硬度, HV −150 −100 −50 0 50 100 150 280 260 240 220 200 180 −100 −80 −60 −40 −20 0 20 40 60 80 100 图 5    管材周向维氏硬度. （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 1000 800 600 400 200 0 拟合真应力/MPa 0 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 拟合真应变 DP780-89 DP590-89 DP590-63.5 图 6    试验管的拟合真应力–应变曲线对比 Fig.6    Comparison of fitting true stress−strain curves of the studied tubes 崔振楠等： DP590/DP780 高强钢管液压成形的性能 · 237 ·

238 工程科学学报，第42卷，第2期 3.2破裂行为 中心线一侧沿环向约15mm处，裂缝均沿轴向，这 DP590胀形破裂后的管材如图7所示，可以发 说明管材是在环向拉应力的作用下发生的破裂， 现，管材在胀形过程中的破裂位置全部位于靠近 并且随着管材长径比的增大，裂缝的长度以及宽 焊缝及热影响区的母材区域，经测量，63.5mm的 度均有所增大，这表明随着胀形区内管材体积的 管其破裂位置位于距离焊缝中心线一侧沿环向约 增大，内压力作用于胀形区引起失效破裂时的瞬 7mm处，89mm的管其破裂位置位于距离焊缝 时冲击力也有所增大 (a) (b) 图7DP590管胀形破裂位置.(a)63.5mm:(b)中89mm Fig.7 Bulging rupture position of DP590 tubes:(a)63.5 mm (b)89mm 根据测量管材的环向硬度值得到的焊缝及热 63.5mm的管破裂压力均大于89mm的管：对于 影响区宽度可知，破裂位置均位于焊缝及热影响 89mm的管材，在相同长径比的前提下，DP590管 区和基体材料交界的部分.这是因为焊缝自身与 的破裂压力要小于DP780的管，这是因为DP780 母材存在强度差异，焊缝及热影响区的强度较基 的强度较高，难以发生变形，因此要使其发生破 体要高许多，具有进一步抵抗发生变形的能力，因 裂，施加的内压力要大得多 此会将变形转移到邻近部分，而在焊缝及热影响 区与基体交界的部分，管材的组织和性能分布不 表4实验管规格 均匀，在受到内压力时相较于基体部分和焊缝及 Table 4 Experimental tube specifications 热影响区部分更容易产生应力集中圆，更容易发 材料 直径mm管材壁厚mm 长径比 生剧烈的变形，所以最终胀破的裂缝基本上都位 DP590 63.5 2 1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 于此区域 DP590 89 2 1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 在液压成形实验中一项重要的参数为破裂压 DP780 89 2 12、1.4、1.6、1.8 力，它反映了材料成形性能的好坏，根据文献[19] 可知管材极限破裂压力计算公式为： 0m DP590-63.5 (1) 4DP780-89 式中：o,为材料的抗拉强度，MPa;to为管材的初始 厚度，mm:Do为管材的外径，mm DP590-89 根据试验管的规格可以计算得到理论开裂压 力，其中抗拉强度为如表3所示液压胀形实验所 得参数 选取如表4所示规格的管材进行实验.在加 1.2 1.4 1.61.8 2.02.2 管材长径比 载到胀裂的过程中，液压成形实验机控制系统将 会实时记录胀裂压力，最后得到的胀裂压力结果 图8不同长径比管材破裂压力 Fig.8 Burst pressure of tubes with different length-to-diameter ratios 如图8所示.可以看出，在材料和管径不变时，长 径比不同，管材的失效破裂压力无明显变化趋势： 表5所示为理论开裂压力与实验开裂压力的 对于DP590管材来说，在相同长径比的前提下， 对比.可以看出实验得到的开裂压力要大于经验

3.2    破裂行为 DP590 胀形破裂后的管材如图 7 所示，可以发 现，管材在胀形过程中的破裂位置全部位于靠近 焊缝及热影响区的母材区域，经测量，ϕ63.5 mm 的 管其破裂位置位于距离焊缝中心线一侧沿环向约 7 mm 处 ，ϕ89 mm 的管其破裂位置位于距离焊缝 中心线一侧沿环向约 15 mm 处，裂缝均沿轴向，这 说明管材是在环向拉应力的作用下发生的破裂， 并且随着管材长径比的增大，裂缝的长度以及宽 度均有所增大，这表明随着胀形区内管材体积的 增大，内压力作用于胀形区引起失效破裂时的瞬 时冲击力也有所增大. 根据测量管材的环向硬度值得到的焊缝及热 影响区宽度可知，破裂位置均位于焊缝及热影响 区和基体材料交界的部分. 这是因为焊缝自身与 母材存在强度差异，焊缝及热影响区的强度较基 体要高许多，具有进一步抵抗发生变形的能力，因 此会将变形转移到邻近部分，而在焊缝及热影响 区与基体交界的部分，管材的组织和性能分布不 均匀，在受到内压力时相较于基体部分和焊缝及 热影响区部分更容易产生应力集中[18] ，更容易发 生剧烈的变形，所以最终胀破的裂缝基本上都位 于此区域. 在液压成形实验中一项重要的参数为破裂压 力，它反映了材料成形性能的好坏，根据文献 [19] 可知管材极限破裂压力计算公式为： Pb = 2t0 D0 σb （1） 式中：σb 为材料的抗拉强度，MPa；t0 为管材的初始 厚度，mm；D0 为管材的外径，mm. 根据试验管的规格可以计算得到理论开裂压 力，其中抗拉强度为如表 3 所示液压胀形实验所 得参数. 选取如表 4 所示规格的管材进行实验. 在加 载到胀裂的过程中，液压成形实验机控制系统将 会实时记录胀裂压力，最后得到的胀裂压力结果 如图 8 所示. 可以看出，在材料和管径不变时，长 径比不同，管材的失效破裂压力无明显变化趋势； 对于 DP590 管材来说，在相同长径比的前提下， ϕ63.5 mm 的管破裂压力均大于 ϕ89 mm 的管；对于 ϕ89 mm 的管材，在相同长径比的前提下，DP590 管 的破裂压力要小于 DP780 的管，这是因为 DP780 的强度较高，难以发生变形，因此要使其发生破 裂，施加的内压力要大得多. 表 5 所示为理论开裂压力与实验开裂压力的 对比. 可以看出实验得到的开裂压力要大于经验 表 4    实验管规格 Table 4    Experimental tube specifications 材料 直径/mm 管材壁厚/mm 长径比 DP590 63.5 2 1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 DP590 89 2 1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 DP780 89 2 1.2、1.4、1.6、1.8 (a) (b) 图 7    DP590 管胀形破裂位置. （a） ϕ63.5 mm；（b） ϕ89 mm Fig.7    Bulging rupture position of DP590 tubes: (a) ϕ63.5 mm; (b) ϕ89 mm 50 40 30 20 破裂压力/MPa DP590-63.5 DP780-89 DP590-89 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 管材长径比 图 8    不同长径比管材破裂压力 Fig.8    Burst pressure of tubes with different length-to-diameter ratios · 238 · 工程科学学报，第 42 卷，第 2 期

崔振楠等：DP590/DP780高强钢管液压成形的性能 239 公式计算所得开裂压力，如果在生产中采用经验 如图9(a)所示为DP590管的膨胀率结果，对 公式计算所得的开裂压力进行工艺设计，可能会 于63.5mm的DP590管，随着管材长径比从1.2 影响材料成形性能的发挥，因此，经验公式仅能作 增加到2.0，管材的极限膨胀率从19.97%逐渐降低 为实际生产应用时的参考，要得到准确的材料物 至15.34%；对于89mm的DP590管，随着管材长 性参数必须通过液压成形实验确定 径比从1.2增加到2.0，管材的极限膨胀率从18.65% 逐渐降低至10.56%：随着管材长径比的增加，管材 表5管材开裂压力 的极限膨胀率呈现下降趋势，这是因为随着管材 Table 5 Tube cracking pressure 胀形区长度的增加，管材胀形区的受力状态越接 开裂压力MPa 材料 近平面应变状态 实验均值 理论计算值 从图9(a)中可以看出，对于DP590的管材来 DP590-63.5 46.2 39.3 说，63.5mm管材的膨胀率变化曲线始终位于 DP590-89 33.1 28.7 89mm管材的膨胀率变化曲线之上.因为DP590 DP780-89 41.1 37.8 的成形能力并不会因制管的管径大小发生变化， 管材直径越小，相对的管材的胀形高度就越高，即 33极限膨胀率 表现出管材的胀形能力随管径减小而增大的现 选取表4规格的管材胀形后变形最大截面的 象，因此小管径的工件的成形效果要比大管径的 最高点进行测量，得到管材自由胀形的极限膨胀率 工件要好 20(a) 20b 18 18 16 6 14 DP590-63.5 81 2 mDP590-89 10 DP780-89 DP590-89 8 6 6 0 1.0 1.2 1.4 1.61.8 2.0 2.2 1.2 1.4 1.61.8 2.0 2.2 管材长径比 管材长径比 图9管材极限膨胀率对比.(a)DP590管：(b)89m管 Fig.9 Comparison of the ultimate expansion ratio of the tubes:(a)DP590 tubes;(b)89 mm tubes 如图9(b)所示为Φ89mm规格的两种高强钢 厚，因为夹持区始终处于被模具固定的状态，所以 的膨胀率变化曲线，可以看出，随着管材长径比的 夹持区的壁厚分布也可以看做是原始管材的壁厚 增大，管材的膨胀率逐渐减小.DP590的膨胀率变 分布，取夹持区为D截面 化曲线始终位于DP780膨胀率变化曲线之上，根 实验所选取管材均由2mm厚的板材经卷管 据图2可知，卷管以后得到的双相钢管材，DP590 焊接而成，从图11可以看出，卷管后原始管材的 中的马氏体主要以马氏体岛存在，而DP780的马 壁厚基本在2mm上下浮动，除了因制管导致的管 氏体部分以板条状形式存在，并且DP590的铁素 材不均匀外，管材夹持区在胀形过程中产生了微 体含量较DP780要多，因此DP590的膨胀性能要 量的材料流动也是导致原始管材壁厚分布不均的 优于DP780 原因之一 3.4壁厚分布 胀形区所选的3个截面的最大壁厚均位于焊 取胀形破裂后管径63.5mm、长径比为1.6的 缝处，减薄率仅为1%~2%，而最小壁厚位于焊缝 DP590管进行壁厚的测量，选取如图10所示4个 一侧近7mm处，这是因为焊缝处的强度很高，很 典型截面进行分析，A截面为胀形区最高点所在 难发生变形，相对于母材区域相当于一个刚性约 截面，B截面和C截面为距A截面10mm和20mm 束，母材与焊缝及热影响区的过渡区域变形不协 处的截面，另外，还需单独测量管材夹持区的壁 调，很容易造成应变集中，产生过度减薄甚至开

公式计算所得开裂压力，如果在生产中采用经验 公式计算所得的开裂压力进行工艺设计，可能会 影响材料成形性能的发挥，因此，经验公式仅能作 为实际生产应用时的参考，要得到准确的材料物 性参数必须通过液压成形实验确定. 3.3    极限膨胀率 选取表 4 规格的管材胀形后变形最大截面的 最高点进行测量，得到管材自由胀形的极限膨胀率. 如图 9（a）所示为 DP590 管的膨胀率结果，对 于 ϕ63.5 mm 的 DP590 管，随着管材长径比从 1.2 增加到 2.0，管材的极限膨胀率从 19.97% 逐渐降低 至 15.34%；对于 ϕ89 mm 的 DP590 管，随着管材长 径比从 1.2 增加到 2.0，管材的极限膨胀率从 18.65% 逐渐降低至 10.56%；随着管材长径比的增加，管材 的极限膨胀率呈现下降趋势，这是因为随着管材 胀形区长度的增加，管材胀形区的受力状态越接 近平面应变状态. 从图 9（a）中可以看出，对于 DP590 的管材来 说 ， ϕ63.5 mm 管材的膨胀率变化曲线始终位于 ϕ89 mm 管材的膨胀率变化曲线之上. 因为 DP590 的成形能力并不会因制管的管径大小发生变化， 管材直径越小，相对的管材的胀形高度就越高，即 表现出管材的胀形能力随管径减小而增大的现 象，因此小管径的工件的成形效果要比大管径的 工件要好. 如图 9（b）所示为 ϕ89 mm 规格的两种高强钢 的膨胀率变化曲线，可以看出，随着管材长径比的 增大，管材的膨胀率逐渐减小. DP590 的膨胀率变 化曲线始终位于 DP780 膨胀率变化曲线之上，根 据图 2 可知，卷管以后得到的双相钢管材，DP590 中的马氏体主要以马氏体岛存在，而 DP780 的马 氏体部分以板条状形式存在，并且 DP590 的铁素 体含量较 DP780 要多，因此 DP590 的膨胀性能要 优于 DP780. 3.4    壁厚分布 取胀形破裂后管径 63.5 mm、长径比为 1.6 的 DP590 管进行壁厚的测量，选取如图 10 所示 4 个 典型截面进行分析，A 截面为胀形区最高点所在 截面，B 截面和 C 截面为距 A 截面 10 mm 和 20 mm 处的截面，另外，还需单独测量管材夹持区的壁 厚，因为夹持区始终处于被模具固定的状态，所以 夹持区的壁厚分布也可以看做是原始管材的壁厚 分布，取夹持区为 D 截面. 实验所选取管材均由 2 mm 厚的板材经卷管 焊接而成，从图 11 可以看出，卷管后原始管材的 壁厚基本在 2 mm 上下浮动，除了因制管导致的管 材不均匀外，管材夹持区在胀形过程中产生了微 量的材料流动也是导致原始管材壁厚分布不均的 原因之一. 胀形区所选的 3 个截面的最大壁厚均位于焊 缝处，减薄率仅为 1%～2%，而最小壁厚位于焊缝 一侧近 7 mm 处，这是因为焊缝处的强度很高，很 难发生变形，相对于母材区域相当于一个刚性约 束，母材与焊缝及热影响区的过渡区域变形不协 调，很容易造成应变集中，产生过度减薄甚至开 表 5    管材开裂压力 Table 5    Tube cracking pressure 材料 开裂压力/MPa 实验均值 理论计算值 DP590-63.5 46.2 39.3 DP590-89 33.1 28.7 DP780-89 41.1 37.8 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 极限膨胀率/% 极限膨胀率/% (a) (b) DP590-63.5 DP590-89 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 管材长径比 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 DP590-89 DP780-89 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 管材长径比 图 9    管材极限膨胀率对比. （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 崔振楠等： DP590/DP780 高强钢管液压成形的性能 · 239 ·

.240 工程科学学报，第42卷，第2期 10mm D 图10厚度分布截面截取位置 Fig.10 Intercept position of the thickness distribution section (3)失效破裂位置全部位于靠近焊缝的母材 2.2 区域，63.5mm的管的破裂位置位于距离焊缝中 2.0 心一侧约7mm处，89mm的管的破裂位置位于 距离焊缝中心一侧约15mm处，与焊缝及热影响 区和基体的交界位置基本重合，因此提高焊接质 ·一A截面 量可以控制失效破裂位置 ◆一B截面 (4)随着管径的增大和长径比的增大，胀形区 ·一C截面 1.4 ·一D截面 顶点受力状态逐渐接近平面应变状态，管材的极 巴8分980四母四9 限膨胀率呈现下降趋势，因此合理选择管材的长 距焊缝中心距离/mm 径比有利于管材性能的充分发挥 图11DP590管不同截面壁厚分布图 (5)在自由胀形过程中，管材的焊缝区域基本 Fig.11 Wall thickness profile of different sections of DP590 tube 上不发生减薄，最小壁厚位于管材的热影响区和 裂，所以管材自由胀形的开裂区一般位于焊缝及 基体的过渡区域，并且壁厚的减薄率在胀形最高 热影响区与基体的过渡区域，这与前文实验得到 点所在截面最大，越靠近管材夹持区，壁厚的减薄 的结果相吻合.根据图11分析三个胀形区的截面 率越小，在生产中通过合理控制各处的减薄有利 的壁厚分布规律，可以看出，A截面的壁厚减薄率 于降低液压成形零件的破裂风险， 最大，截面越接近管材夹持区，减薄率越小，但是 参考文献 三个壁厚分布曲线的形状基本相同，最大壁厚均 位于焊缝处，沿着焊缝向两侧基体壁厚呈变小趋 [1]Huang X F,Hu Y,YiCK.et al.Hydroforming process of tubular variable cross section automotive torsion beam.J Netshape Form 势.管件液压成形的壁厚分布规律可用于管件液 Eng,2018,10(2):103 压成形过程中工序的设计，通过调整管件的位置， (黄晓峰，胡勇，易成坷，等.管状变截面汽车扭力梁内高压成形 控制容易发生减薄的区域，使壁厚分布均匀，从而 工艺.精密成形工程，2018,10(2)：103) 最终获得壁厚分布均匀，成形率较好的工件 [2] Liu X J,Yang R,Feng Z C,et al.Research on hydroforming for 4结论 automobile front sub-frame.J Harbin Univ Sci Technol,2018, 23(2):129 (1)DP590/DP780板材在卷管后成形性能被消 (刘晓品，杨然，冯章超，等.汽车前副车架内高压成形工艺研究. 耗了一部分，因此板材的参数不能用于指导管材 哈尔滨理工大学学报，2018,23(2)：129) [3]Yuan S J,Wang X S.Developments in researches and applications 的液压成形研究，管材的液压成形实验才是获得 of tube hydroforming.J Plast Eng,2008,15(2):22 管材准确力学性能参数的途径 (苑世剑，王小松.内高压成形技术研究与应用新进展.塑性工 (2)管材在胀形过程中的破裂压力比理论计 程学报，2008,15(2)：22) 算公式得到的破裂压力大许多，因此在生产和研 [4]Sokolowski T,Gerke K,Ahmetoglu M,et al.Evaluation of tube 究中经验公式并不适用于高强钢管. formability and material characteristics:hydraulic bulge testing of

裂，所以管材自由胀形的开裂区一般位于焊缝及 热影响区与基体的过渡区域，这与前文实验得到 的结果相吻合. 根据图 11 分析三个胀形区的截面 的壁厚分布规律，可以看出，A 截面的壁厚减薄率 最大，截面越接近管材夹持区，减薄率越小，但是 三个壁厚分布曲线的形状基本相同，最大壁厚均 位于焊缝处，沿着焊缝向两侧基体壁厚呈变小趋 势. 管件液压成形的壁厚分布规律可用于管件液 压成形过程中工序的设计，通过调整管件的位置， 控制容易发生减薄的区域，使壁厚分布均匀，从而 最终获得壁厚分布均匀，成形率较好的工件. 4    结论 （1）DP590/DP780 板材在卷管后成形性能被消 耗了一部分，因此板材的参数不能用于指导管材 的液压成形研究，管材的液压成形实验才是获得 管材准确力学性能参数的途径. （2）管材在胀形过程中的破裂压力比理论计 算公式得到的破裂压力大许多，因此在生产和研 究中经验公式并不适用于高强钢管. （3）失效破裂位置全部位于靠近焊缝的母材 区域，ϕ63.5 mm 的管的破裂位置位于距离焊缝中 心一侧约 7 mm 处，ϕ89 mm 的管的破裂位置位于 距离焊缝中心一侧约 15 mm 处，与焊缝及热影响 区和基体的交界位置基本重合，因此提高焊接质 量可以控制失效破裂位置. （4）随着管径的增大和长径比的增大，胀形区 顶点受力状态逐渐接近平面应变状态，管材的极 限膨胀率呈现下降趋势，因此合理选择管材的长 径比有利于管材性能的充分发挥. （5）在自由胀形过程中，管材的焊缝区域基本 上不发生减薄，最小壁厚位于管材的热影响区和 基体的过渡区域，并且壁厚的减薄率在胀形最高 点所在截面最大，越靠近管材夹持区，壁厚的减薄 率越小，在生产中通过合理控制各处的减薄有利 于降低液压成形零件的破裂风险. 参    考    文    献 Huang X F, Hu Y, Yi C K, et al. Hydroforming process of tubular variable cross section automotive torsion beam. J Netshape Form Eng, 2018, 10（2）: 103 （黄晓峰, 胡勇, 易成坷, 等. 管状变截面汽车扭力梁内高压成形 工艺. 精密成形工程, 2018, 10（2）：103 ） [1] Liu X J, Yang R, Feng Z C, et al. Research on hydroforming for automobile  front  sub-frame. J Harbin Univ Sci Technol,  2018, 23（2）: 129 （刘晓晶, 杨然, 冯章超, 等. 汽车前副车架内高压成形工艺研究. 哈尔滨理工大学学报, 2018, 23（2）：129 ） [2] Yuan S J, Wang X S. Developments in researches and applications of tube hydroforming. J Plast Eng, 2008, 15（2）: 22 （苑世剑, 王小松. 内高压成形技术研究与应用新进展. 塑性工 程学报, 2008, 15（2）：22 ） [3] Sokolowski  T,  Gerke  K,  Ahmetoglu  M,  et  al.  Evaluation  of  tube formability and material characteristics: hydraulic bulge testing of [4] 10 mm A B C D 图 10    厚度分布截面截取位置 Fig.10    Intercept position of the thickness distribution section 2.2 2.0 1.8 1.6 1.4 壁厚/mm A截面 B截面 C截面 D截面 −120 −100 −80 −60 −40 −20 0 20 40 60 80 100 120 距焊缝中心距离/mm 图 11    DP590 管不同截面壁厚分布图 Fig.11    Wall thickness profile of different sections of DP590 tube · 240 · 工程科学学报，第 42 卷，第 2 期

崔振楠等：DP590/DP780高强钢管液压成形的性能 241 tubes.J Mater Process Technol,2000,98(1):34 [13]Ge Y L,Li XX,Lang L H,et al.Optimized design of tube [5]Strano M,Altan T.An inverse energy approach to determine the hydroforming loading path using multi-objective differential flow stress of tubular materials for hydroforming applications. evolution.Int.J Ady Manuf Technol,2017,88(1-4):837 Mater Process Technol,2004,146(1):92 [14]Hashemi R,Madoliat R,Afshar A.Prediction of forming limit [6] Velasco R,Boudeau N.Tube bulging test:theoretical analysis and diagrams using the modified M-K method in hydroforming of numerical validation.J Mater Process Technol,2008,205(1-3): aluminum tubes.Int J Mater Form,2016,9(3):297 51 [15]Abdelkefi A,Guermazi N,Boudeau N,et al.Effect of the [7]Saboori M,Champliaud H,Gholipour J,et al.Evaluating the flow lubrication between the tube and the die on the comer filling when stress of aerospace alloys for tube hydroforming process by free hydroforming of different cross-sectional shapes.Int/Ady Manu expansion testing.Int J Ady Manuf Technol,2014,72(9-12):1275 Technol,2016,87(1-4):1169 [8]Cui X L.Wang X S.Yuan S J.Deformation analysis of double- [16]Li K,Yang L F,Wei J,et al.Design on a new type of tube impact sided tube hydroforming in square-section die.J Mater Process hydroforming equipment.Forg Sramp Techmol,2017,42(6):77 Technol,.2014,214(7):1341 (李坤，杨连发，魏军，等.新型管材冲击液压成形装置的设计 [9]He Z B,Yuan S J,Lin Y L,et al.Analytical model for tube hydro- 锻压技术，2017,42(6)：77) bulging test,part I:models for stress components and bulging zone [17]Lin Y L,He Z B,Chu G N,et al.A new method for directly profile.Int J Mech Sci,2014,87:297 testing the mechanical properties of anisotropic materials in bi- [10]He Z B,Yuan S J,Lin Y L,et al.Analytical model for tube hydro- axial stress state by tube bulging test.Acta Metall Sin,2017, bulging tests,part ll:linear model for pole thickness and its 53(9):1101 application.Int J Mech Sci,2014,87:307 (林艳丽，何祝斌，初冠南，等.利用管状试样测试各向异性材料 [11]Yang L F,Hu G L,Liu J W.Investigation of forming limit 双向应力状态力学性能的新方法.金属学报，2017,53(9)：1101） diagram for tube hydroforming considering effect of changing [18]Xie WC.Yuan S J.Bulging behavior of thin-walled welded low strain path.Int J Adv Manuf Technol,2015,79(5-8):793 carbon steel tubes./Mater Eng,2017,45(1):72 [12]Cheng PZ,Lang L H,Ge YL,et al.Tube free bulging experiment (谢文才，苑世剑.低碳钢薄壁焊管液压胀形行为.材料工程， with force-end and material properties testing.J Beijing Univ 2017,45(1):72） Aeron Astron,2015,41(4):686 [19]Yuan S J.Modern Hydroforming Technology.Beijing:National (程鹏志，郎利辉，葛宇龙，等.力约束管材自由胀形试验研究与 Defense Industry Press,2009 材料性能测试.北京航空航天大学学报，2015,41(4)：686) (苑世剑.现代液压成形技术.北京：国防工业出版社，2009)

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