DP590/DP780高強鋼管液壓成形的性能

崔振楠，林 利，朱國明?，康永林，劉仁東，田 鵬

1) 北京科技大學材料科學與工程學院，北京 100083 2) 北京科技大學材料先進制備技術教育部重點實驗室，北京 100083 3) 鞍鋼股份有限公司技術中心，鞍山 114009

隨著社會對資源環(huán)境可持續(xù)發(fā)展的要求日益高漲以及世界各國節(jié)能減排相關的法律法規(guī)的出臺，汽車行業(yè)面臨著越來越大的壓力，從能源的消耗上看，輕質車身所消耗的化石燃料要遠小于傳統(tǒng)車身的消耗，因此汽車行業(yè)發(fā)展的一個重點就在于輕量化.目前輕量化主要有兩種解決方案：一是通過使用輕質材料達到減輕車身的作用；二是使用空心結構件來減輕車身重量.基于第一種設想曾提出過全鋁車身的概念，但是由于成本過高難以實行，目前較為廣泛被整車廠所接受的是第二種方法，即在車身上采用空心結構件，通過使用如扭力梁[1]、副車架[2]、儀表盤等變截面管空心結構件減重，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的雙向應力路徑力學性能測試方法，從20世紀70年代末德國就開始了內(nèi)高壓成形的基礎研究[3].2000年Sokolowski等采用管材液壓成形的實驗數(shù)據(jù)進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驗數(shù)據(jù)得到的結果準確性更高[4].2004年，Strano與Altan通過實驗證明了管材液壓成形實驗得到的應力應變曲線相比較于傳統(tǒng)的單向拉伸實驗得到的應力應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等通過比較低碳鋼管和鋁合金管的液壓成形試驗和單向拉伸實驗，提出一種方法，使用3D變形測量系統(tǒng)結合分析模型評估不同材料的應力?應變行為[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等在假設軸向曲率半徑為橢圓輪廓的基礎上提出了管材液壓成形的理論分析模型[9]，該模型依靠內(nèi)壓和脹形高度計算應力分量和極點厚度，簡化了計算[10]；2015年，Yang等通過比較從各種應變路徑獲得的成形極限圖（FLD），揭示了改變應變路徑的影響[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系統(tǒng)[12].2016年，Ge等針對管材液壓成形的加載路徑進行了研究，提出了一種利用差分進化的多目標優(yōu)化，以獲得內(nèi)部壓力和端部進給過程之間的最佳協(xié)作[13].Hashemi等應用了基于修改的MK方法的用于FLD確定的新校準方法預測了AA6063和AA6065鋁無縫擠壓管的成形極限圖（FLD）并用實驗成功驗證[14].2017年，Abdelkefi等對管材液壓成形過程中角部填充規(guī)律進行了實驗研究[15].李坤等針對常規(guī)的管材液壓成形技術需要昂貴的專用設備及模具、生產(chǎn)效率低等不足缺點，開發(fā)了一種簡單實用、可在沖床或壓力機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法，僅需在脹形過程中測量最高點脹形高度，即可獲得材料雙向加載下的力學性能，為建立一個簡單可靠且能在線實時測量的材料力學性能測試方法奠定了基礎[17].

近年來，應用于汽車上的液壓成形件的種類增多，對液壓成形件的使用要求也越來越高，目前大量應用于汽車結構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度卻不夠高，鋁合金等材料雖然強度很高但是成本卻不低，而高強鋼除了強度較高以外，成本相對合金也較低，因此成為一個研究的熱點，但是有關高強鋼的液壓成形性能和液壓成形機理的研究卻很少，本文針對兩種雙相高強鋼DP590和DP780，研究不同長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，為高強鋼在工業(yè)領域的廣泛應用奠定基礎.

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

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

表1 實驗管材規(guī)格Table 1 Experimental tube specifications

1.2 實驗方法

為確定高強鋼板在卷管前后的差異，在對管材進行研究前需要對兩種高強鋼板的力學性能進行研究，實驗采用DP590/DP780的2 mm厚板，利用單向拉伸試驗測材料力學性能，拉伸試樣根據(jù)標準GB/T228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》加工成A50標準試樣，利用北京科技大學測試中心MTS810電子萬能試驗機試驗.當試樣拉伸15%時，測試試樣寬度和厚度方向的應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，在與軋制方向為0°、45°、90°時各取一個樣.

然后對管材的基本參數(shù)進行研究，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的圓管上取下來試樣，經(jīng)砂紙研磨，然后在拋光機上進行拋光，洗凈后用體積分數(shù)4%的硝酸酒精腐蝕數(shù)秒，用酒精洗凈吹干，用場發(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，采用維氏硬度計對截取的管材進行硬度測量，確定實驗用管材的焊縫及熱影響區(qū)的大??；然后針對兩種管材進行液壓成形實驗，采用液壓成形試驗機并結合其配套的系統(tǒng)對不同長徑比、不同管徑、不同材料的兩種高強鋼管進行液壓成形試驗，測量并比較其應力應變數(shù)據(jù).

管材的自由脹形實驗借助如圖1所示的液壓成形實驗機進行，實驗時采取兩端固定的形式對管材進行固定脹形，管材在該狀態(tài)下軸向的自由度被限制，在脹形過程中脹形區(qū)受力近似平面雙向應力狀態(tài).

圖1 液壓成形實驗機結構Fig.1 Hydroforming test machine structure

實驗時采用液壓成形實驗機配套的相關管材力學性能測試系統(tǒng)進行控制，實驗前對管材兩端倒角，安裝實驗模具，在充液之前對管材端口進行擴口密封，密封完成后采用管材力學性能測試系統(tǒng)控制液壓伺服器對管材進行充液脹形，壓力加載方式為線性加載，在加載到脹裂過程中，通過模具兩側的激光位移傳感器以及壓力傳感器實時測量管材在脹形過程中的位移?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對脹形過程中的等效應力和等效應變進行計算，脹形完成之后對得到的應力應變曲線進行比較分析.

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，馬氏體體積分數(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，馬氏體體積分數(shù)約為29%.

2.2 板材力學性能

單向拉伸實驗得到的板材的真應力應變曲線如圖3所示，實驗得到的板材的力學性能參數(shù)如表2所示.其中，r值為塑性應變比，指材料在沖壓成形時寬度上的應變值和厚度上的應變值的比值，因為鋼板具有各向異性，所以測量r值時應取與軋制方向成90°、45°、0°（標記為r90、r45、r00）的試樣實驗結果的平均值；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.根據(jù)實驗結果可知，DP590的最大伸長率可達24.2%，DP780的最大伸長率可達16.5%，二者的真應力?應變曲線上均未出現(xiàn)明顯的屈服點，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板材真應力?應變曲線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顯微硬度計進行環(huán)向硬度測量，從而確定管材的焊縫及熱影響區(qū)范圍，進而研究管材脹形的規(guī)律.進行硬度測量前，在管材環(huán)向粘貼網(wǎng)格紙進行定位，在進行硬度測量時，從焊縫中心線開始間隔1 mm進行取點測量.

經(jīng)過測量得到兩種管材的硬度數(shù)據(jù)如圖5所示，其中，橫坐標為負表示離開焊縫中心線逆時針的距離，橫坐標為正表示離開焊縫中心線順時針的距離，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 兩種材料的力學性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of two materials

圖4 硬度測量試樣Fig.4 Hardness measurement sample

3 結果與討論

3.1 管材的力學性能

首先選取DP590管材的兩種管徑規(guī)格的試驗管進行實驗，實驗用管材的長徑比為1.6，根據(jù)實驗得到的工程應力應變數(shù)據(jù)進行計算擬合得到真實應力應變數(shù)據(jù).為了對比DP780管材的力學性能，選取長徑比為1.6的φ89 mm的DP780管進行液壓成形實驗，三種試樣的編號分別為DP590-89、DP590-63.5和DP780-89.

因管材脹形測試系統(tǒng)得到的實驗數(shù)據(jù)無法直接使用，需要對所得應力應變數(shù)據(jù)進行擬合，如圖6所示為得到的擬合真實應力-應變曲線，實驗得到的兩種管材的液壓成形性能參數(shù)如表3所示.因為管材在液壓脹形實驗中僅需考慮沿其軸向（即板材的軋制方向）的寬度應變值與厚度應變值的變化，故測量這一方向上的r值，K值為材料的硬化系數(shù)，為可計算的材料常數(shù)，其通過冪指型材料硬化模型計算得到，與應力δ和應變ε以及n值的關系為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 試驗管的擬合真應力-應變曲線對比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的管其應力應變曲線更加平緩，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直徑管最大應變小于63.5 mm直徑管的最大應變.DP780管材的屈服強度相比較于DP590高約150 MPa，兩種管材的應力應變曲線都較平緩，成形較為困難.將管材力學性能數(shù)據(jù)與板材的力學性能數(shù)據(jù)對比，可以看出高強鋼在卷管后，屈服強度變化不大，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性能參數(shù)去指導生產(chǎn)和科研是不精確的，管材的液壓脹形實驗才是得到管材準確性能參數(shù)的正確途徑.

表3 DP590/DP780高強鋼材料性能參數(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)測量，φ63.5 mm的管其破裂位置位于距離焊縫中心線一側沿環(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沿環(huán)向約15 mm處，裂縫均沿軸向，這說明管材是在環(huán)向拉應力的作用下發(fā)生的破裂，并且隨著管材長徑比的增大，裂縫的長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)引起失效破裂時的瞬時沖擊力也有所增大.

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.這是因為焊縫自身與母材存在強度差異，焊縫及熱影響區(qū)的強度較基體要高許多，具有進一步抵抗發(fā)生變形的能力，因此會將變形轉移到鄰近部分，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.

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

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

根據(jù)試驗管的規(guī)格可以計算得到理論開裂壓力，其中抗拉強度為如表3所示液壓脹形實驗所得參數(shù).

選取如表4所示規(guī)格的管材進行實驗.在加載到脹裂的過程中，液壓成形實驗機控制系統(tǒng)將會實時記錄脹裂壓力，最后得到的脹裂壓力結果如圖8所示.可以看出，在材料和管徑不變時，長徑比不同，管材的失效破裂壓力無明顯變化趨勢；對于DP590管材來說，在相同長徑比的前提下，φ63.5 mm的管破裂壓力均大于φ89 mm的管；對于φ89 mm的管材，在相同長徑比的前提下，DP590管的破裂壓力要小于DP780的管，這是因為DP780的強度較高，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所示為理論開裂壓力與實驗開裂壓力的對比.可以看出實驗得到的開裂壓力要大于經(jīng)驗公式計算所得開裂壓力，如果在生產(chǎn)中采用經(jīng)驗公式計算所得的開裂壓力進行工藝設計，可能會影響材料成形性能的發(fā)揮，因此，經(jīng)驗公式僅能作為實際生產(chǎn)應用時的參考，要得到準確的材料物性參數(shù)必須通過液壓成形實驗確定.

表5 管材開裂壓力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進行測量，得到管材自由脹形的極限膨脹率.

如圖9（a）所示為DP590管的膨脹率結果，對于φ63.5 mm的DP590管，隨著管材長徑比從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%；對于φ89 mm的DP590管，隨著管材長徑比從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%；隨著管材長徑比的增加，管材的極限膨脹率呈現(xiàn)下降趨勢，這是因為隨著管材脹形區(qū)長度的增加，管材脹形區(qū)的受力狀態(tài)越接近平面應變狀態(tài).

從圖9（a）中可以看出，對于DP590的管材來說，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.因為DP590的成形能力并不會因制管的管徑大小發(fā)生變化，管材直徑越小，相對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)格的兩種高強鋼的膨脹率變化曲線，可以看出，隨著管材長徑比的增大，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、長徑比為1.6的DP590管進行壁厚的測量，選取如圖10所示4個典型截面進行分析，A截面為脹形區(qū)最高點所在截面，B截面和C截面為距A截面10 mm和20 mm處的截面，另外，還需單獨測量管材夾持區(qū)的壁厚，因為夾持區(qū)始終處于被模具固定的狀態(tài)，所以夾持區(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.

實驗所選取管材均由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，除了因制管導致的管材不均勻外，管材夾持區(qū)在脹形過程中產(chǎn)生了微量的材料流動也是導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近7 mm處，這是因為焊縫處的強度很高，很難發(fā)生變形，相對于母材區(qū)域相當于一個剛性約束，母材與焊縫及熱影響區(qū)的過渡區(qū)域變形不協(xié)調(diào)，很容易造成應變集中，產(chǎn)生過度減薄甚至開裂，所以管材自由脹形的開裂區(qū)一般位于焊縫及熱影響區(qū)與基體的過渡區(qū)域，這與前文實驗得到的結果相吻合.根據(jù)圖11分析三個脹形區(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，沿著焊縫向兩側基體壁厚呈變小趨勢.管件液壓成形的壁厚分布規(guī)律可用于管件液壓成形過程中工序的設計，通過調(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)不能用于指導管材的液壓成形研究，管材的液壓成形實驗才是獲得管材準確力學性能參數(shù)的途徑.

（2）管材在脹形過程中的破裂壓力比理論計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)驗公式并不適用于高強鋼管.

（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約7 mm處，φ89 mm的管的破裂位置位于距離焊縫中心一側約15 mm處，與焊縫及熱影響區(qū)和基體的交界位置基本重合，因此提高焊接質量可以控制失效破裂位置.

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

（5）在自由脹形過程中，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)和基體的過渡區(qū)域，并且壁厚的減薄率在脹形最高點所在截面最大，越靠近管材夾持區(qū)，壁厚的減薄率越小，在生產(chǎn)中通過合理控制各處的減薄有利于降低液壓成形零件的破裂風險.