局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响

工程科学学报，第38卷，第7期：973978,2016年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.7:973-978,July 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.07.012:http://journals.ustb.edu.cn 局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 彭雪锋”，陈强”，王宇”，刘靖”，韩静涛)四，晏培杰》 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)上海宝钢型钢有限公司，上海201900 ☒通信作者，E-mail:hanit@usth.edu.cn 摘要本文通过对高强钢方管角部进行局部感应加热，提高其弯角区域的成形性能，降低其变形抗力，由此在不影响非变 形区域组织性能的前提下，获得所需方管的截面尺寸和组织性能.在热辊压过程中，坯料在没有模具限制的方管角部外侧邻 近区域发生堆积，且随着加热温度上升，角部外侧金属堆积更明显.同时，在方管内角表层出现显微裂纹恶化，裂纹以树枝状 生长.热辊压成形后的残余温度会产生一个自回火过程，能够明显降低残余应力，且随着温度的升高，残余应力降低的幅度 变大.当加热温度在650℃以上时，自回火对残余应力的影响大于宏观裂纹的扩展能力，起主导作用，且压扁过程中压下量超 过方管对角线长度2/3时也不会产生裂纹. 关键词高强钢：方管：辊压成形：感应加热：显微裂纹 分类号TG142.1:TG335.7 Effect of local induction heating on secondary roll-forming of high strength square tubes PENG Xue-feng,CHEN Qiang,WANG Yu,LIU Jing,HAN Jing-tao,YAN Peijie? 1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Shanghai Baosteel Section Steel Co.Lid.,Shanghai 201900,China Corresponding author,E-mail:hanjt@ustb.edu.cn ABSTRACT The formability of corners was improved by heating the corner area of high strength square tubes with induction coils. Under the premise of not impacting the undeformed zone,we obtained the ideal sectional dimension,microstructure and properties of products.In the hot roll forming process,the billet accumulated at the outside area of square comners without mold restrictions.With rising temperature,the accumulation became more serious.At the same time,microcracks deteriorated on the surface of the inner tube,while the cracks grew up in a form of arborization.A self-tempering process would be produced by residual temperature after hot roll forming,which could significantly reduce the residual stress.The residual stress sharply decreased as the temperature increased. When the heating temperature was above 650C,the influence of self-tempering on the residual stress was greater than the extended capability of macrocracks and played a leading role;there was no crack when the distance was larger than 2/3 of diagonal length at flattening test. KEY WORDS high strength steel;tubes:roll forming:induction heating:microcracks 随着世界汽车保有量的持续增长，汽车轻量化将 使得车身材料厚度和使用量减小，从而达到降低车身 是汽车行业必须要突破的一大瓶颈，将超高强钢应用 质量的目的”，进而降低车身质量所带来的能耗，最终 于汽车行业能够很好地解决这一难题.一方面，超高 达到节能减排的目的.在车身结构中，超高强钢广泛 强钢的抗拉强度高达900MPa,能够大幅度地改善车身 应用于保险杠、加强板、防撞柱、车盖顶、横梁、边梁等 的安全性能：另一方面，由于超高强钢的高强度特性， 刚度要求较高的部件 收稿日期：20150805

工程科学学报，第 38 卷，第 7 期: 973--978，2016 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 7: 973--978，July 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 07． 012; http: / /journals． ustb． edu． cn 局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 彭雪锋1) ，陈 强1) ，王 宇1) ，刘 靖1) ，韩静涛1) ，晏培杰2) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 2) 上海宝钢型钢有限公司，上海 201900  通信作者，E-mail: hanjt@ ustb． edu． cn 摘 要 本文通过对高强钢方管角部进行局部感应加热，提高其弯角区域的成形性能，降低其变形抗力，由此在不影响非变 形区域组织性能的前提下，获得所需方管的截面尺寸和组织性能． 在热辊压过程中，坯料在没有模具限制的方管角部外侧邻 近区域发生堆积，且随着加热温度上升，角部外侧金属堆积更明显． 同时，在方管内角表层出现显微裂纹恶化，裂纹以树枝状 生长． 热辊压成形后的残余温度会产生一个自回火过程，能够明显降低残余应力，且随着温度的升高，残余应力降低的幅度 变大． 当加热温度在 650 ℃以上时，自回火对残余应力的影响大于宏观裂纹的扩展能力，起主导作用，且压扁过程中压下量超 过方管对角线长度 2 /3 时也不会产生裂纹． 关键词 高强钢; 方管; 辊压成形; 感应加热; 显微裂纹 分类号 TG142. 1; TG335. 7 Effect of local induction heating on secondary roll-forming of high strength square tubes PENG Xue-feng1) ，CHEN Qiang1) ，WANG Yu1) ，LIU Jing1) ，HAN Jing-tao1)  ，YAN Pei-jie2) 1) School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Shanghai Baosteel Section Steel Co． Ltd． ，Shanghai 201900，China  Corresponding author，E-mail: hanjt@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The formability of corners was improved by heating the corner area of high strength square tubes with induction coils． Under the premise of not impacting the undeformed zone，we obtained the ideal sectional dimension，microstructure and properties of products． In the hot roll forming process，the billet accumulated at the outside area of square corners without mold restrictions． With rising temperature，the accumulation became more serious． At the same time，microcracks deteriorated on the surface of the inner tube，while the cracks grew up in a form of arborization． A self-tempering process would be produced by residual temperature after hot roll forming，which could significantly reduce the residual stress． The residual stress sharply decreased as the temperature increased． When the heating temperature was above 650 ℃，the influence of self-tempering on the residual stress was greater than the extended capability of macrocracks and played a leading role; there was no crack when the distance was larger than 2 /3 of diagonal length at flattening test． KEY WOＲDS high strength steel; tubes; roll forming; induction heating; microcracks 收稿日期: 2015--08--05 随着世界汽车保有量的持续增长，汽车轻量化将 是汽车行业必须要突破的一大瓶颈，将超高强钢应用 于汽车行业能够很好地解决这一难题． 一方面，超高 强钢的抗拉强度高达900 MPa，能够大幅度地改善车身 的安全性能; 另一方面，由于超高强钢的高强度特性， 使得车身材料厚度和使用量减小，从而达到降低车身 质量的目的［1］，进而降低车身质量所带来的能耗，最终 达到节能减排的目的． 在车身结构中，超高强钢广泛 应用于保险杠、加强板、防撞柱、车盖顶、横梁、边梁等 刚度要求较高的部件．

·974· 工程科学学报，第38卷，第7期 尽管超高强钢结构件有诸多优点，但超高强钢的 图2是通过Gleeble3500热模拟试验机对其进行高温 成形技术有待研究.室温下超高强钢强度达到900 拉伸的试验结果 MPa,变形抗力大P-,对成形设备和工艺要求都比较 路径方向 高：其塑韧性差，在冷成形过程中易产生韧性切向开 裂，对后期的加工、酸洗处理和使用留下隐患：其成形 后另一个特点是残余应力大，较大残余应力会导 致产品在使用过程中出现过早屈服现象，从而降低产 路径1 路径2 品的承载能力和抗疲劳能力：同时，超高强钢的屈强比 大，成形后回弹量很大，这将大大降低产品尺寸精 度.为解决以上难题，本文采用局部加热辊压成形的 方法@，对汽车用高强钢方管进行二次辊压成形，研 究感应加热温度对其成形性能的影响. 1实验方案 40 1.1实验材料 实验以热轧酸洗QSTE700TM高强钢板冷弯得到 图1预成形方管截面尺寸（单位：mm) 的预成形方管为研究对象，其横截面尺寸如图1所示 Fig.I Schematic diagram of the sectional dimensions of the pre- QSTE700TM高强钢主要力学性能及化学成分见表1. formed tube(unit:mm） 表1QSTE700TM材料主要力学性能及化学成分（质量分数） Table 1 Mechanical properties and chemical component of QSTE700TM 屈服强度/ 抗拉强度/ 延伸率/ 质量分数/% MPa MPa C Si Mn Al Mo Nb+V+Ti 746.5 870.4 16.72 0.07 0.07 1.91 0.01 0.0020.0480.16 ≤0.22 900 60 管角部区域，实现方管的局部线性加热效果. 一一抗拉强度 800 一·一延伸率 50 700 600 500 300 20 200 200 400 600 800 温度℃ 图2QSTE700TM高强钢高温力学特性 1,3,4一辊压系统：2一感应线圈：5一方管 Fig.2 Mechanical properties of OSTE700TM high strength steel at 图3高强方管二次热辊压成形示意图 high temperature Fig.3 Schematic diagram of secondary hot roll forming of high strength square tubes 1.2实验装置及工艺 实验装置为带有感应加热设备的辊压成形系统 实验工艺路线为：将预成形方管通过孔型尺寸均 该系统将预成形超高强方管的矫直、弯角区局部加热 为40mm×40mm的辊压系统3和辊压系统4，对预成 和辊压成形融合为一体，如图3所示.图中所示的感 形方矩管矫直定型，以确保方管能够顺利进入线圈，实 应加热线圈2的截面尺寸及与方管的空间位置关系如 现对其角部线性加热-)，通过定型矫直以及感应线 图4所示，该线圈设计的原则是尽可能实现弯角成形 圈2的调整，保证方管四个角部与线圈距离相等，从而 区域的局部线性加热效果，避免非成形区域组织性能 得到均匀的四个角部温度，并通过红外线温度测量装 的恶化.加热线圈沿方管纵向长度为100mm,其上镶 置及其反馈系统来确保所需要的温度，然后进入孔型 嵌有导磁体，本文利用感应加热的集肤效应、尖角效应 尺寸为38mm×38mm的辊压系统1对其热辊压成形 以及导磁体的“驱流”作用，使得磁场线主要集中于方 本文结合ANSYS的电磁热耦合有限元模拟获得方管

工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 尽管超高强钢结构件有诸多优点，但超高强钢的 成形技术有待研究． 室温下超高强钢强度达到 900 MPa，变形抗力大［2--3］，对成形设备和工艺要求都比较 高; 其塑韧性差，在冷成形过程中易产生韧性切向开 裂，对后期的加工、酸洗处理和使用留下隐患; 其成形 后另一个特点是残余应力大［4--5］，较大残余应力会导 致产品在使用过程中出现过早屈服现象，从而降低产 品的承载能力和抗疲劳能力; 同时，超高强钢的屈强比 大，成形后回弹量很大［6--9］，这将大大降低产品尺寸精 度． 为解决以上难题，本文采用局部加热辊压成形的 方法［10］，对汽车用高强钢方管进行二次辊压成形，研 究感应加热温度对其成形性能的影响． 1 实验方案 1. 1 实验材料 实验以热轧酸洗 QSTE700TM 高强钢板冷弯得到 的预成形方管为研究对象，其横截面尺寸如图 1 所示． QSTE700TM 高强钢主要力学性能及化学成分见表 1． 图 2 是通过 Gleeble--3500 热模拟试验机对其进行高温 拉伸的试验结果． 图 1 预成形方管截面尺寸( 单位: mm) Fig． 1 Schematic diagram of the sectional dimensions of the pre￾formed tube ( unit: mm) 表 1 QSTE700TM 材料主要力学性能及化学成分( 质量分数) Table 1 Mechanical properties and chemical component of QSTE700TM 屈服强度/ MPa 抗拉强度/ MPa 延伸率/ % 质量分数/% C Si Mn P S Al Mo Nb + V + Ti 746. 5 870. 4 16. 72 0. 07 0. 07 1. 91 0. 01 0. 002 0. 048 0. 16 ≤0. 22 图 2 QSTE700TM 高强钢高温力学特性 Fig． 2 Mechanical properties of QSTE700TM high strength steel at high temperature 1. 2 实验装置及工艺 实验装置为带有感应加热设备的辊压成形系统． 该系统将预成形超高强方管的矫直、弯角区局部加热 和辊压成形融合为一体，如图 3 所示． 图中所示的感 应加热线圈 2 的截面尺寸及与方管的空间位置关系如 图 4 所示，该线圈设计的原则是尽可能实现弯角成形 区域的局部线性加热效果，避免非成形区域组织性能 的恶化． 加热线圈沿方管纵向长度为 100 mm，其上镶 嵌有导磁体，本文利用感应加热的集肤效应、尖角效应 以及导磁体的“驱流”作用，使得磁场线主要集中于方 管角部区域，实现方管的局部线性加热效果． 1，3，4—辊压系统; 2—感应线圈; 5—方管 图 3 高强方管二次热辊压成形示意图 Fig． 3 Schematic diagram of secondary hot roll forming of high strength square tubes 实验工艺路线为: 将预成形方管通过孔型尺寸均 为 40 mm × 40 mm 的辊压系统 3 和辊压系统 4，对预成 形方矩管矫直定型，以确保方管能够顺利进入线圈，实 现对其角部线性加热［11--13］，通过定型矫直以及感应线 圈 2 的调整，保证方管四个角部与线圈距离相等，从而 得到均匀的四个角部温度，并通过红外线温度测量装 置及其反馈系统来确保所需要的温度，然后进入孔型 尺寸为 38 mm × 38 mm 的辊压系统 1 对其热辊压成形． 本文结合 ANSYS 的电磁热耦合有限元模拟获得方管 · 479 ·

彭雪锋等：局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 *975· 实验中采用变频电机来调节成形速度，本文中采用的 速度均为34mm·s,其他主要工艺参数见表2. 表2二次热辊压成形主要工艺参数 Table 2 Main parameters of secondary hot roll-forming 材料 加热电流/A加热频率/Hz、圆角中点温度/℃ 方管 E 0 0 25 铜管线图 d2 93 16700 500 90 16760 550 by 105 16791 600 导磁体 cI 118 16878 650 图4线圈截面尺寸及空间位置关系（单位：mm) d 114 16956 700 Fig.4 Sectional dimension and location of coils (unit:mm) 121 17031 750 126 17087 800 内外表面的温度分布，沿图1中路径1和路径2所测 132 17182 850 量的温度分布情况分别为图5(a)和图(b)所示.由图 h2 158 17204 880 可见，在方管外圆角中点温度最高.为方便论述，本文 以下均采用外圆角中点温度代表相应方管成形温度. 1000 a 800 700 800 600 600 2 500 400 400 免 300 200 200 100 000.0050.0100.0150.0200.0250.0300.0350.040 060.050.0i00.0150.0200.0250.0300.0350.040 路径位移m 路径位移/m 图5方管表层温度分布.(a)路径1：(b)路径2 Fig.5 Surface temperature of the preformed tube:(a)Path 1:(b)Path 2 2结果与讨论 于方管与上表面完全贴合，使得金属只能向与侧辊接 触的角部区域流动.以方管右上角区域为例，如图6 2.1感应加热温度对截面尺寸的影响 所示，方管上层面较平齐，而右侧角部区域出现隆起， 热辊压成形后测得方管截面尺寸如表3所示，截 表3方管截面尺寸 面示意图见图6.由于方管的轴向尺寸相对于截面尺 Table 3 Sectional dimension of square tubes 寸较大，且成形时尺寸的变化主要发生在横截面方向， 截面宽度/ 截面高度/外角半径/ 内角半径/ 故忽略在辊压成形过程中轴向方向尺寸的变化，在理 材料 mm mm mm mm 想塑性形变条件下，按照等横截面尺寸计算可得到，理 E 38.56 38.93 3.00 1.0 想截面尺寸如图6(k)所示.然而，由于QSTE700TM 38.51 38.58 2.75 0.8 强度很大，塑韧性形变并不理想，以及感应加热的集肤 38.59 38.60 2.50 0.6 效应特点，使得沿方管角部的厚度方向温度分布并不 b 38.50 38.66 2.25 0.6 均匀.在方管辊压成形过程中，形变主要发生在方管 38.45 38.46 2.00 0.5 的角部区域，且应力集中主要在内角表层区域，由于感 38.31 38.23 2.00 0.4 应加热过程厚度方向温度分布不均匀，内角表层温度 38.09 38.21 1.75 0.4 最低，在成形过程中阻碍金属向内角方向的流动，从而 37.84 38.12 0.50 0.3 阻碍方管的成形.圆角外表层温度较高，其金属流动 37.89 38.08 1.75 0.3 能力相对于内层金属要好一点，根据最小阻力定律，由 h2 37.60 38.07 1.50 0.3

彭雪锋等: 局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 图 4 线圈截面尺寸及空间位置关系( 单位: mm) Fig． 4 Sectional dimension and location of coils ( unit: mm) 内外表面的温度分布，沿图 1 中路径 1 和路径 2 所测 量的温度分布情况分别为图 5( a) 和图( b) 所示． 由图 可见，在方管外圆角中点温度最高． 为方便论述，本文 以下均采用外圆角中点温度代表相应方管成形温度． 实验中采用变频电机来调节成形速度，本文中采用的 速度均为 34 mm·s － 1，其他主要工艺参数见表 2． 表 2 二次热辊压成形主要工艺参数 Table 2 Main parameters of secondary hot roll-forming 材料 加热电流/A 加热频率/Hz 圆角中点温度/℃ E1 0 0 25 d2 93 16700 500 g1 90 16760 550 b1 105 16791 600 c1 118 16878 650 d1 114 16956 700 c2 121 17031 750 a2 126 17087 800 g2 132 17182 850 h2 158 17204 880 图 5 方管表层温度分布． ( a) 路径 1; ( b) 路径 2 Fig． 5 Surface temperature of the preformed tube: ( a) Path 1; ( b) Path 2 2 结果与讨论 2. 1 感应加热温度对截面尺寸的影响 热辊压成形后测得方管截面尺寸如表 3 所示，截 面示意图见图 6． 由于方管的轴向尺寸相对于截面尺 寸较大，且成形时尺寸的变化主要发生在横截面方向， 故忽略在辊压成形过程中轴向方向尺寸的变化，在理 想塑性形变条件下，按照等横截面尺寸计算可得到，理 想截面尺寸如图 6 ( k) 所示． 然而，由于 QSTE700TM 强度很大，塑韧性形变并不理想，以及感应加热的集肤 效应特点，使得沿方管角部的厚度方向温度分布并不 均匀． 在方管辊压成形过程中，形变主要发生在方管 的角部区域，且应力集中主要在内角表层区域，由于感 应加热过程厚度方向温度分布不均匀，内角表层温度 最低，在成形过程中阻碍金属向内角方向的流动，从而 阻碍方管的成形． 圆角外表层温度较高，其金属流动 能力相对于内层金属要好一点，根据最小阻力定律，由 于方管与上表面完全贴合，使得金属只能向与侧辊接 触的角部区域流动． 以方管右上角区域为例，如图 6 所示，方管上层面较平齐，而右侧角部区域出现隆起， 表 3 方管截面尺寸 Table 3 Sectional dimension of square tubes 材料 截面宽度/ mm 截面高度/ mm 外角半径/ mm 内角半径/ mm E1 38. 56 38. 93 3. 00 1. 0 d2 38. 51 38. 58 2. 75 0. 8 g1 38. 59 38. 60 2. 50 0. 6 b1 38. 50 38. 66 2. 25 0. 6 c1 38. 45 38. 46 2. 00 0. 5 d1 38. 31 38. 23 2. 00 0. 4 c2 38. 09 38. 21 1. 75 0. 4 a2 37. 84 38. 12 0. 50 0. 3 g2 37. 89 38. 08 1. 75 0. 3 h2 37. 60 38. 07 1. 50 0. 3 · 579 ·

·976· 工程科学学报，第38卷，第7期 a (b) c (d) e h 1 38 R2.75 图6方管截面示意图（单位：mm).(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃：(e)650℃：(f0700℃：(g750℃：(h)800℃：(i)850 ℃：(Gj)880℃：(k)理想 Fig.6 Schematic cross section of square tubes(unit:mm):(a)25℃：(b)500℃：(c)550℃：(d)600℃：(e)650℃：(0700℃：(g)750℃； (h)800℃：(i)850℃：(i)880℃：(k)ideal 且表层加热温度越高，内外层金属塑性差异性越大，但 应电流不能通过角部内侧，所以内侧区域只能通过热 是随着总体温度提高，模具弹性变形减小，特别是侧辊 传导的形式升温，在短时间之内并不能到达所需要的 弹性变形量减小相对明显，方矩形管压下量增大，金属 成形温度，因此产生较明显的显微裂纹.本实验过程 侧面堆积越明显.由于模具限制，金属堆积主要集中 中采用一致的成形速度，即感应加热时间相同，因此在 在角部与侧辊邻近的弯角区域，且堆积区域面积随着 感应加热频率增加不大的情况下，感应加热温度越高， 温度的增大而逐渐减小. 感应加热电流明显增大.在这种情况下不仅表面温度 2.2感应加热温度对角部显微裂纹形成的影响 提高，内表层温度也相应的提高，但是内外角部温差增 在不同温度辊压后的方管弯角区切割取样，经镶 大，此时模具弹性变形量小，方管变形量增大，即内角 样、磨平样和抛光后，在光学显微镜下对角部区域内外 表层温度虽然略有增大但是变形量也增大，因此出现 两侧进行显微裂纹观察，其结果如图7所示. 如图7所示的内角显微裂纹随着感应加热温度上升而 研究发现所有方管的外角区域在500倍光学显微 恶化的情况. 镜下均未发现显微裂纹.图7（①）为室温下辊压成形方 2.3感应加热温度对酸洗压扁性能的影响 管外角区域微观组织，未发现有明显的微裂纹：从图7 根据压扁试验方法GB/T246一2007线切割截取 ()可见，预成形方管试样内角有很小的锯齿状显微 长度为40mm的方管试样，然后采用酒精对方管进行 裂纹，窄而浅：而室温辊压成形方管内角区域出现一条 超声波清洗，吹干.其目的是清洗方管表面油脂，避免 很宽很长的显微裂纹，就像一道“断崖”出现在内角区 其影响应力腐蚀环境形成：配制5%乙醇溶液，然后在 域，同时伴有少数的小裂纹出现，如图7(b)所示：在热 配制好的乙醇溶液中加入260g·L-'的NaCl,搅拌均 辊压成形后方管的显微裂纹相对于冷辊压成形而言， 匀，充分溶解之后，将清洗后的方管放入制备好的溶液 裂纹有很大幅度的改善，但是随着温度的升高，显微裂 之中，浸泡30min后取出，用乙醇清洗吹干，然后采用 纹出现恶化，并呈现树枝状生长趋势.很明显，热辊压 万能压缩试验机对方管进行压扁试验，如图8所示. 成形后的方管裂纹形成是由于在成形过程中内角区域 方管的摆放位置均为焊缝处在试样的右上方，这样使 承受巨大的应力作用，而且感应加热具有集肤效应，感 得处在压缩对角线方向的内角和水平对角线方向的外

工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 图 6 方管截面示意图( 单位: mm) . ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ ; ( g) 750 ℃ ; ( h) 800 ℃ ; ( i) 850 ℃ ; ( j) 880 ℃ ; ( k) 理想 Fig． 6 Schematic cross section of square tubes ( unit: mm) : ( a) 25 ℃ ; ( b) 500 ℃ ; ( c) 550 ℃ ; ( d) 600 ℃ ; ( e) 650 ℃ ; ( f) 700 ℃ ; ( g) 750 ℃ ; ( h) 800 ℃ ; ( i) 850 ℃ ; ( j) 880 ℃ ; ( k) ideal 且表层加热温度越高，内外层金属塑性差异性越大，但 是随着总体温度提高，模具弹性变形减小，特别是侧辊 弹性变形量减小相对明显，方矩形管压下量增大，金属 侧面堆积越明显． 由于模具限制，金属堆积主要集中 在角部与侧辊邻近的弯角区域，且堆积区域面积随着 温度的增大而逐渐减小． 2. 2 感应加热温度对角部显微裂纹形成的影响 在不同温度辊压后的方管弯角区切割取样，经镶 样、磨平样和抛光后，在光学显微镜下对角部区域内外 两侧进行显微裂纹观察，其结果如图 7 所示． 研究发现所有方管的外角区域在 500 倍光学显微 镜下均未发现显微裂纹． 图 7( l) 为室温下辊压成形方 管外角区域微观组织，未发现有明显的微裂纹; 从图 7 ( a) 可见，预成形方管试样内角有很小的锯齿状显微 裂纹，窄而浅; 而室温辊压成形方管内角区域出现一条 很宽很长的显微裂纹，就像一道“断崖”出现在内角区 域，同时伴有少数的小裂纹出现，如图 7( b) 所示; 在热 辊压成形后方管的显微裂纹相对于冷辊压成形而言， 裂纹有很大幅度的改善，但是随着温度的升高，显微裂 纹出现恶化，并呈现树枝状生长趋势． 很明显，热辊压 成形后的方管裂纹形成是由于在成形过程中内角区域 承受巨大的应力作用，而且感应加热具有集肤效应，感 应电流不能通过角部内侧，所以内侧区域只能通过热 传导的形式升温，在短时间之内并不能到达所需要的 成形温度，因此产生较明显的显微裂纹． 本实验过程 中采用一致的成形速度，即感应加热时间相同，因此在 感应加热频率增加不大的情况下，感应加热温度越高， 感应加热电流明显增大． 在这种情况下不仅表面温度 提高，内表层温度也相应的提高，但是内外角部温差增 大，此时模具弹性变形量小，方管变形量增大，即内角 表层温度虽然略有增大但是变形量也增大，因此出现 如图 7 所示的内角显微裂纹随着感应加热温度上升而 恶化的情况． 2. 3 感应加热温度对酸洗压扁性能的影响 根据压扁试验方法 GB / T 246—2007 线切割截取 长度为 40 mm 的方管试样，然后采用酒精对方管进行 超声波清洗，吹干． 其目的是清洗方管表面油脂，避免 其影响应力腐蚀环境形成; 配制 5% 乙醇溶液，然后在 配制好的乙醇溶液中加入 260 g·L － 1 的 NaCl，搅拌均 匀，充分溶解之后，将清洗后的方管放入制备好的溶液 之中，浸泡 30 min 后取出，用乙醇清洗吹干，然后采用 万能压缩试验机对方管进行压扁试验，如图 8 所示． 方管的摆放位置均为焊缝处在试样的右上方，这样使 得处在压缩对角线方向的内角和水平对角线方向的外 · 679 ·

彭雪锋等：局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 ·977· (bi 50 um 50m 50m 50m 50 gm 50m 50m 50μnm (ki 50m 50m 50m 图7方管弯角区的显微裂纹.(a)内角，原料：(b)内角，25℃：(c)内角，500℃：(d)内角，550℃：(e)内角，600℃：(0内角，650℃：(g)内 角，700℃：(h)内角，750℃：(i)内角，800℃：(Gj)内角，850℃：(k)内角，880℃：(1)外角，25℃ Fig.7 Microcracks near the comer of square tubes:(a)inner angle,raw material:(b)inner angle,25 C:(c)inner angle,500C:(d)inner angle,550℃：(e)inner angle,600℃；(0 inner angle,650℃；(g)inner angle,700℃；(h)inner angle750℃；(i)inner angle,800℃：(） inner angle,850℃：(k)inner angle,880℃：()exterior angle,25℃ 角均受到拉应力 如在500、550和600℃辊压成形时，方管发生突变时 的压下量分别为1.614、1.489和2.861mm;当辊压成 压扁机沿对角线提供压力 形温度在650℃以上后，方管酸洗压扁到对角线23 处未发生压力突变现象，方管也未出现明显的裂纹. 这是由于在室温下辊压成形得到的方管内角区域 焊缝 出现了一条宽而长的显微裂纹，而且残余应力非常大， 加上乙醇溶液引起的严重应力腐蚀作用，因此在压扁 过程中很快就出现明显裂纹：在500~600℃之间辊压 成形时，宏观裂纹有所改善，这是由于成形后残余温度 较高，自回火降低了残余应力四，但是裂纹恶化仍然 试验台 7711177777777777777777 起主导作用：在650℃以上，成形温度开始起主导作 用，残余应力明显降低，酸洗压扁压力均未出现突变现 图8压扁实验示意图 象，也未见明显宏观裂纹，这是由于显微裂纹的恶化并 Fig.8 Schematic illustration of flattening test 不能导致宏观裂纹的扩展. 图9给出方管在压扁实验过程中压力与沿对角线 3结论 压下量的关系曲线.预成形方管试样酸洗压扁之后压 力与压下量曲线没有出现明显的突变现象，方管内外 (1)在方管热辊压成形过程中，金属具有从外角 表面未出现宏观裂纹，如图9(b)所示：而室温下辊压 向内角流动的趋势，由于感应加热的集肤效应，使方管 成形的方管酸洗压扁压下量仅在1.366mm时，压力突 角部外层金属流动性优于内层，外层金属向内部流动 然下降，发生突变，此时方管上下角的内角区域出现明 的趋势受阻，迫使金属向与侧辊接触的方管外角区域 显的宏观裂纹：随着温度的上升，有较小的改善效果， 流动，出现金属堆积凸起

彭雪锋等: 局部感应加热对高强钢方管二次辊压成形的影响 图 7 方管弯角区的显微裂纹 . ( a) 内角，原料; ( b) 内角，25 ℃ ; ( c) 内角，500 ℃ ; ( d) 内角，550 ℃ ; ( e) 内角，600 ℃ ; ( f) 内角，650 ℃ ; ( g) 内 角，700 ℃ ; ( h) 内角，750 ℃ ; ( i) 内角，800 ℃ ; ( j) 内角，850 ℃ ; ( k) 内角，880 ℃ ; ( l) 外角，25 ℃ Fig． 7 Microcracks near the corner of square tubes: ( a) inner angle，raw material; ( b) inner angle，25 ℃ ; ( c) inner angle，500 ℃ ; ( d) inner angle，550 ℃ ; ( e) inner angle，600 ℃ ; ( f) inner angle，650 ℃ ; ( g) inner angle，700 ℃ ; ( h) inner angle 750 ℃ ; ( i) inner angle，800 ℃ ; ( j) inner angle，850 ℃ ; ( k) inner angle，880 ℃ ; ( l) exterior angle，25 ℃ 角均受到拉应力． 图 8 压扁实验示意图 Fig． 8 Schematic illustration of flattening test 图 9 给出方管在压扁实验过程中压力与沿对角线 压下量的关系曲线． 预成形方管试样酸洗压扁之后压 力与压下量曲线没有出现明显的突变现象，方管内外 表面未出现宏观裂纹，如图 9( b) 所示; 而室温下辊压 成形的方管酸洗压扁压下量仅在 1. 366 mm 时，压力突 然下降，发生突变，此时方管上下角的内角区域出现明 显的宏观裂纹; 随着温度的上升，有较小的改善效果， 如在 500、550 和 600 ℃ 辊压成形时，方管发生突变时 的压下量分别为 1. 614、1. 489 和 2. 861 mm; 当辊压成 形温度在 650 ℃ 以上后，方管酸洗压扁到对角线 2 /3 处未发生压力突变现象，方管也未出现明显的裂纹． 这是由于在室温下辊压成形得到的方管内角区域 出现了一条宽而长的显微裂纹，而且残余应力非常大， 加上乙醇溶液引起的严重应力腐蚀作用，因此在压扁 过程中很快就出现明显裂纹; 在 500 ～ 600 ℃ 之间辊压 成形时，宏观裂纹有所改善，这是由于成形后残余温度 较高，自回火降低了残余应力［11］，但是裂纹恶化仍然 起主导作用; 在 650 ℃ 以上，成形温度开始起主导作 用，残余应力明显降低，酸洗压扁压力均未出现突变现 象，也未见明显宏观裂纹，这是由于显微裂纹的恶化并 不能导致宏观裂纹的扩展． 3 结论 ( 1) 在方管热辊压成形过程中，金属具有从外角 向内角流动的趋势，由于感应加热的集肤效应，使方管 角部外层金属流动性优于内层，外层金属向内部流动 的趋势受阻，迫使金属向与侧辊接触的方管外角区域 流动，出现金属堆积凸起． · 779 ·

·978· 工程科学学报，第38卷，第7期 1000 700) 6000 6000 5000 5000 4000 4000 -original sample 3000 3000 650℃ 一700℃ 2000 cold rolling 2000 一750℃ 500℃ 800℃ 1000 550℃ 1000 一850℃ 600℃ —880℃ 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 5 10152025 30 35 40 压下量/mm 压下量mm 图9方管压扁应力曲线.(a)25~600℃：(b)650~880℃和母样 Fig.9 Stress in flattening tests of square tube:(a)25~600C:(b)650~880 C and original sample (2)在方管辊压成形过程中，应力主要集中在方 and strains in cold-formed steel members.Thin Wall Struct,2008, 管内角层，因此在内角层产生微观裂纹，在感应频率变 46(11):1274 化不大的情况下，当加热电流越高，方管内外角温度均 [6]Davoodi B,Zareh D B.Assessment of forming parameters influen- cing spring-back in multi-point forming process:a comprehensive 有所提高，变形抗力减小，方管变形量增大，最终导致 experimental and numerical study.Mater Des,2014,59:103 内角表层显微裂纹的恶化，且以树枝状生长 ] Thipprakmas S,Rojananan S.Investigation of spring-go phenome- (3)在方管辊压成形过程中，会产生显微裂纹和 non using finite element method.Mater Des,2008,29(8):1526 残余应力，成形温度和残余温度自回火过程会降低残 8] Yanagimoto J,Oyamada K.Mechanism of springback-free bending 余应力，改善显微裂纹.研究发现，在650℃之前成形， of high-strength steel sheets under warm forming conditions.CIRP 裂纹扩展起主导作用：在650℃之后成形，加热温度对 Ann Manuf Technol,2007,56(1):265 [9] Yanagimoto J,Oyamada K.Springback of high-strength steel after 宏观裂纹起主导作用，压扁过程中压下量达到方管对 hot and warm sheet formings.CIRP Ann Manuf Technol,2005, 角线长度2/3时，仍不产生裂纹. 54(1):213 [10]Lindgren M,Bexell U,Wikstrom L.Roll forming of partially 参考文献 heated cold rolled stainless steel.Mater Process Technol,2009, [1]Li Y X,Lin Z Q,Jiang A Q,et al.Use of high strength steel 209(7):3117 sheet for lightweight and crashworthy car body.Mater Des,2003, [11]Choi Y H,Lee Y W,Choi K,et al.Temperature distribution 24(3):177 and thermal stresses in various conditions of moving heating 2]Lindgren M.Experimental investigations of the roll load and roll source during line heating process.J Therm Sci,2012,21(1): torque when high strength steel is roll formed.J Mater Process Technol,2007,191(13):44 12] Biswas P,Mandal N R,Sha O P.Three-dimensional finite ele- B]Groche P,Mueller C,Traub T,et al.Experimental and numeri- ment prediction of transient thermal history and residual deforma- cal determination of roll forming loads.Steel Res Int,2014,85 tion due to line heating.J Eng Marit Enriron,2007,221 (1) (1):112 17 [4]Li S H,Zeng G.Ma Y F,et al.Residual stresses in roll-formed [13]Zhang X B,Yang YL,Liu Y J.Feasibility research on applica- square hollow sections.Thin Wall Struct,2009,47(5):505 tion of a high frequency induction heat to line heating technology [5]Moen C D,IgusaT.Schafer B W.Prediction of residual stresses J Mar Sci Appl,2011,10(4):456

工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 图 9 方管压扁应力曲线． ( a) 25 ～ 600 ℃ ; ( b) 650 ～ 880 ℃和母样 Fig． 9 Stress in flattening tests of square tube: ( a) 25 ～ 600 ℃ ; ( b) 650 ～ 880 ℃ and original sample ( 2) 在方管辊压成形过程中，应力主要集中在方 管内角层，因此在内角层产生微观裂纹，在感应频率变 化不大的情况下，当加热电流越高，方管内外角温度均 有所提高，变形抗力减小，方管变形量增大，最终导致 内角表层显微裂纹的恶化，且以树枝状生长． ( 3) 在方管辊压成形过程中，会产生显微裂纹和 残余应力，成形温度和残余温度自回火过程会降低残 余应力，改善显微裂纹． 研究发现，在650 ℃之前成形， 裂纹扩展起主导作用; 在 650 ℃之后成形，加热温度对 宏观裂纹起主导作用，压扁过程中压下量达到方管对 角线长度 2 /3 时，仍不产生裂纹． 参 考 文 献 ［1］ Li Y X，Lin Z Q，Jiang A Q，et al． Use of high strength steel sheet for lightweight and crashworthy car body． Mater Des，2003， 24( 3) : 177 ［2］ Lindgren M． Experimental investigations of the roll load and roll torque when high strength steel is roll formed． J Mater Process Technol，2007，191( 1-3) : 44 ［3］ Groche P，Mueller C，Traub T，et al． Experimental and numeri￾cal determination of roll forming loads． Steel Ｒes Int，2014，85 ( 1) : 112 ［4］ Li S H，Zeng G，Ma Y F，et al． Ｒesidual stresses in roll-formed square hollow sections． Thin Wall Struct，2009，47( 5) : 505 ［5］ Moen C D，Igusa T，Schafer B W． Prediction of residual stresses and strains in cold-formed steel members． Thin Wall Struct，2008， 46( 11) : 1274 ［6］ Davoodi B，Zareh D B． Assessment of forming parameters influen￾cing spring-back in multi-point forming process: a comprehensive experimental and numerical study． Mater Des，2014，59: 103 ［7］ Thipprakmas S，Ｒojananan S． Investigation of spring-go phenome￾non using finite element method． Mater Des，2008，29( 8) : 1526 ［8］ Yanagimoto J，Oyamada K． Mechanism of springback-free bending of high-strength steel sheets under warm forming conditions． CIＲP Ann Manuf Technol，2007，56( 1) : 265 ［9］ Yanagimoto J，Oyamada K． Springback of high-strength steel after hot and warm sheet formings． CIＲP Ann Manuf Technol，2005， 54( 1) : 213 ［10］ Lindgren M，Bexell U，Wikstrom L． Ｒoll forming of partially heated cold rolled stainless steel． J Mater Process Technol，2009， 209( 7) : 3117 ［11］ Choi Y H，Lee Y W，Choi K，et al． Temperature distribution and thermal stresses in various conditions of moving heating source during line heating process． J Therm Sci，2012，21( 1) : 82 ［12］ Biswas P，Mandal N Ｒ，Sha O P． Three-dimensional finite ele￾ment prediction of transient thermal history and residual deforma￾tion due to line heating． J Eng Marit Environ，2007，221( 1) : 17 ［13］ Zhang X B，Yang Y L，Liu Y J． Feasibility research on applica￾tion of a high frequency induction heat to line heating technology． J Mar Sci Appl，2011，10( 4) : 456 · 879 ·