崔振楠,林 利,朱國明?,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(guān)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(zhì)車身所消耗的化石燃料要遠(yuǎn)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(diǎn)就在于輕量化.目前輕量化主要有兩種解決方案:一是通過使用輕質(zhì)材料達(dá)到減輕車身的作用;二是使用空心結(jié)構(gòu)件來減輕車身重量.基于第一種設(shè)想曾提出過全鋁車身的概念,但是由于成本過高難以實(shí)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(jié)構(gòu)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(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)性能測試方法,從20世紀(jì)70年代末德國就開始了內(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變形測量系統(tǒng)結(jié)合分析模型評估不同材料的應(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],該模型依靠內(nèi)壓和脹形高度計(jì)算應(yīng)力分量和極點(diǎn)厚度,簡化了計(jì)算[10];2015年,Yang等通過比較從各種應(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)測了AA6063和AA6065鋁無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等對管材液壓成形過程中角部填充規(guī)律進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[15].李坤等針對常規(guī)的管材液壓成形技術(shù)需要昂貴的專用設(shè)備及模具、生產(chǎn)效率低等不足缺點(diǎn),開發(fā)了一種簡單實(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,僅需在脹形過程中測量最高點(diǎn)脹形高度,即可獲得材料雙向加載下的力學(xué)性能,為建立一個簡單可靠且能在線實(shí)時測量的材料力學(xué)性能測試方法奠定了基礎(chǔ)[17].
近年來,應(yīng)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(yīng)用于汽車結(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,成本相對合金也較低,因此成為一個研究的熱點(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,本文針對兩種雙相高強(qiáng)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(qiáng)鋼在工業(yè)領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用奠定基礎(chǔ).
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
為確定高強(qiáng)鋼板在卷管前后的差異,在對管材進(jìn)行研究前需要對兩種高強(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)測試中心MTS810電子萬能試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn).當(dāng)試樣拉伸15%時,測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°時各取一個樣.
然后對管材的基本參數(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)對截取的管材進(jìn)行硬度測量,確定實(shí)驗(yàn)用管材的焊縫及熱影響區(qū)的大小;然后針對兩種管材進(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)對不同長徑比、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)時采取兩端固定的形式對管材進(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)性能測試系統(tǒng)進(jìn)行控制,實(shí)驗(yàn)前對管材兩端倒角,安裝實(shí)驗(yàn)?zāi)>撸诔湟褐皩懿亩丝谶M(jìn)行擴(kuò)口密封,密封完成后采用管材力學(xué)性能測試系統(tǒng)控制液壓伺服器對管材進(jìn)行充液脹形,壓力加載方式為線性加載,在加載到脹裂過程中,通過模具兩側(cè)的激光位移傳感器以及壓力傳感器實(shí)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(shè)對脹形過程中的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變進(jìn)行計(jì)算,脹形完成之后對得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行比較分析.
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%.
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?,所以測量r值時應(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的最大伸長率可達(dá)24.2%,DP780的最大伸長率可達(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
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)行硬度測量時,從焊縫中心線開始間隔1 mm進(jìn)行取點(diǎn)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(biāo)為負(fù)表示離開焊縫中心線逆時針的距離,橫坐標(biāo)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(xué)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
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).為了對比DP780管材的力學(xué)性能,選取長徑比為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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)無法直接使用,需要對所得應(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),其通過冪指型材料硬化模型計(jì)算得到,與應(yīng)力δ和應(yīng)變ε以及n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
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(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?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).在加載到脹裂的過程中,液壓成形實(shí)驗(yàn)機(jī)控制系統(tǒng)將會實(shí)時記錄脹裂壓力,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,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?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(shí)驗(yàn)開裂壓力的對比.可以看出實(shí)驗(yàn)得到的開裂壓力要大于經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得開裂壓力,如果在生產(chǎn)中采用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得的開裂壓力進(jìn)行工藝設(shè)計(jì),可能會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)用時的參考,要得到準(zhǔn)確的材料物性參數(shù)必須通過液壓成形實(shí)驗(yàn)確定.
表5 管材開裂壓力Table 5 Tube cracking pressure
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?yàn)殡S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(yīng)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?yàn)镈P590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(qiáng)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.
取脹形破裂后管徑63.5 mm、長徑比為1.6的DP590管進(jìn)行壁厚的測量,選取如圖10所示4個典型截面進(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(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,除了因制管導(dǎo)致的管材不均勻外,管材夾持區(qū)在脹形過程中產(chǎn)生了微量的材料流動也是導(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,相對于母材區(qū)域相當(dāng)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(yīng)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(shí)驗(yàn)得到的結(jié)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(cè)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(shè)計(jì),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.
(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,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(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.