一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法与流程

1.本发明涉及不锈钢焊管领域，特别是一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法。


背景技术：

2.目前，管材液压成形技术在航空、航天和汽车制造业得到了愈来愈广泛的应用，利用该工艺生产的各种空心变截面管件使结构更具轻量化。以汽车底盘结构件为例，由于不同部位承担载荷不同，因此各部分强度、刚度的要求不同。对于强度和刚度要求高的部位，可以通过改变截面形状和尺寸或采用较高强度材料提高截面模量和抗弯、抗扭性能。
3.为了在增加构件承载能力的同时，不过多增加构件的质量，可以有两种方法：一是可以将其设计成变厚度构件，即在需要较高强度和刚度的部位，采用较大的厚度，在承载较小的部位，采用较小的厚度。例如制造汽车零件时，根据载荷分布情况来设计零件壁厚，可使零件重量减轻33％。二是可以采用不同密度的材料制造异种材料拼焊结构件，如将铝合金与钢焊接，在强度要求高的部位采用高强度材料，在承载小的部位采用铝合金等低密度低强度材料。
4.因此，为了减少不锈钢焊管内高压成形过程中缺陷的产生，需要对其生产过程中产生这些缺陷的原因进行分析，探究胀形过程中缺陷的形成机理及成形关键技术。探索管件液压成形技术涉及到的管坯材料参数、工艺参数控制、模具条件参数等因素的影响规律，通过建立一种能够准确预测其内高压成形全过程的有限元分析模型，提出工艺改进措施，解决管件成形缺陷，大幅度提高生产效率和成品率，提高企业经济效益。


技术实现要素：

5.本部分的目的在于概述本发明的实施例的一些方面以及简要介绍一些较佳实施例。在本部分以及本技术的说明书摘要和发明名称中可能会做些简化或省略以避免使本部分、说明书摘要和发明名称的目的模糊，而这种简化或省略不能用于限制本发明的范围。
6.鉴于现有技术中存在的问题，提出了本发明。
7.因此，本发明所要解决的技术问题是不锈钢焊管内高压成形缺陷问题。
8.为解决上述技术问题，本发明提供如下技术方案：一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法，其包括根据材料参数和工艺参数分析成形因素；
9.建立管材数学模型，对管材内高压成形过程进行受力分析，包括管壁力学分析、单元体受力分析、最大内应力、开裂压力以及应力应变分析；
10.针对成形过程中产生的问题进行研究；
11.采用有限元分析软件对内高压成形过程进行数值模拟，对有限元模拟出的加载路径及参数进行试验验证，并通过试验结果对工艺参数进行完善。
12.作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：所述管壁力学分析包括：
13.假设在管材成形的各个阶段均可认为管材坯料的体积不可压缩，即：
14.ε
θ
+ε
l
+ε
t
＝0
15.式中：εθ、εl、εt、分别代表环向应变、轴向应变与径向应变；
16.厚度与半径之比t0/r0《《1(t0，r0分别代表管坯的初始厚度与初始半径)，假设厚度方向上的应力、应变均匀分布，且垂直于管壁的径向应力σt＝0；
17.假设胀形过程中，胀形区中间的单元体的应力应变关系满足硬化幂指函数：
[0018][0019]
式中：分别代表变形过程中的等效应力、等效应变，n是材料的硬化指数，k是材料的强度系数；
[0020]
假设管材是连续性介质，整个管壁厚度均匀，无应力突变点，管坯中性面满足连续性要求，采用薄壳理论进行分析；
[0021]
假设管材各向同性，即塑性异性指数r＝1。
[0022]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：所述单元体受力分析，包括：
[0023]
液压成形内压力和轴向力的表达式：
[0024][0025][0026]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：所述最大内应力包括：
[0027]
建立平衡方程可得：
[0028]
式中t为管材的厚度，可见，这时如果增大内压力而轴向压力f
l
保持不变，将会造成加载失稳，管材在部分成形区凸肚处可能因应力集中，而沿母线迅速产生沟槽进入集中失稳后开裂，因此，当分散性失稳发生时，环向承载能力(σ
θ
t)达到d(σ
θ
t)＝0，此时所能施加的最大内压力即为胀形最大压力pc；
[0029]
设轴向应力σ
l
和环向应力σ
θ
的比值σ
l
/σ
θ
＝α，内高压成形时，管材两端的推头向内挤压，轴向力为正压力，α的取值范围-1≤α≤1，在实际内高压成形过程中，由于轴向进给的存在，应力状态在不同阶段变化巨大，需要轴向进给和内压力的相互配合，一般来说，随着成形过程的深入，α将逐渐由负向正增加；对于管材内高压成形的理想状态，r
l
＞＞r
θ
，得出胀形压力
[0030]
[0031][0032]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：所述开裂压力纯胀形时的开裂压力pb可以用下式计算
[0033][0034]
式中：σb——材料的抗拉强度(mpa)。
[0035]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：所述应力应变分析包括：
[0036]
根据应力增量理论得到：
[0037][0038]
其中分别代表径向、周向和轴向应力偏量；
[0039]
式26表明，厚向应变增量是由周(环)向应力和轴向应力共同决定，若σ
θ
+σ
l
《0，则dε
t
》0，此时轴向应力大于周向应力，单元处于补料状态，因此管壁厚度会增大，若轴向应力过大、补料量过大，则极易产生起皱、失稳现象，若σ
θ
+σ
l
》0，则dε
t
《0此时管壁周向的拉应力大于轴向补料产生的压应力，管坯壁厚将减小，若周向拉应力过大，管壁减薄严重，甚至可能造成管材破裂；若σ
θ
+σ
l
＝0，则有dε
t
＝0。
[0040]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：通过拉伸试验、显微硬度试验测试焊管基体、焊缝材料的力学性能，确定焊管缝和热影响区形状、大小和材料特性，建立焊管热影响区不同位置材料的本构关系；
[0041]
基于基体、焊缝和热影响区本构关系及焊缝管液压成形的特点，选用适当的损伤模型，研究焊缝管液压成形有限元模型的建立方法，考虑焊缝和热影响区的影响，主要包括焊管几何模型、材料模型和边界条件的确定；
[0042]
开展液压成形试验，研究不同的管坯性能、加载路径、轴向进给和胀形时焊缝方位对液压成形规律，如对轮廓形状、壁厚分布、极限压力和成形极限的影响规律；
[0043]
结合塑性力学成形理论和有限元数值模拟，分析焊缝管液压成形缺陷形成方式及机理，确定焊管液压成形关键技术，提出工艺优化措施。
[0044]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：对材料参数进行测试分析，包括，
[0045]
显微硬度测试、拉伸试验、焊缝微观组织观察以及不锈钢母材的性能测试。
[0046]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：对工艺参数进行分析，建立材料本构关系，对焊管液压成形进行数值模拟首先要确定焊缝和热影响区材料特性，可采用基于显微硬度测试的经验公式法，直接在焊缝及其邻近区域测量显微硬度，利用经验公式(27)获得焊缝和热影响区的流动应力，
[0047]
式中：
[0048][0049]
分别为焊缝和基体的流动应力，hv
weld
，hv
sh eet
分别为焊缝和基体的显微硬度，根据显微硬度、基体和焊缝材料的本构关系，用经验公式可方便的获得热影响区不同位置材料的本构关系，获得的热影响区材料相应强度系数k和应变硬化指数n，作为后续的焊缝管有限元数值模拟模型的材料输入参数，通过不同尺寸的缺口拉伸试验及有限元模拟仿真拟合确定gtn模型的损伤参数，确定损伤模型的损伤参数。
[0050]
作为本发明所述一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法的一种优选方案，其中：模拟液压成形有限元数值，利用有限元分析软件dynaform建立考虑焊缝和热影响区的焊缝管液压成形有限元模型，管材液压成形有限元数值模拟的基本步骤分为：建立几何模型、选择管材和模具单元类型、划分网格、设置材料特性和边界条件、有限元求解以及后处理；
[0051]
进行液压成形实验，结合现场生产需求，选用不同焊管进行液压成形实验，研究不同管坯性能、不同液压成形工艺(成形压力及加载方式、轴向进给、成形时间、摩擦系数等)对焊管液压成形规律的影响，分析液压成形后焊管轮廓、焊管壁厚分布等因素变化，结合有限元模拟结果分析焊管成形缺陷，探讨缺陷形成机理，提出改进措施。
[0052]
本发明的有益效果：通过建立一种能够准确预测其内高压成形全过程的有限元分析模型，提出工艺改进措施，解决管件成形缺陷，大幅度提高生产效率和成品率，提高企业经济效益。
附图说明
[0053]
为了更清楚地说明本发明实施例的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其它的附图。其中：
[0054]
图1为本发明实施例中的匹配曲线图。
[0055]
图2为本发明实施例中的内高压成形典型缺陷图。
[0056]
图3为本发明实施例中的内高压成形工艺图。
[0057]
图4为本发明实施例中的内高压成形工艺图。
[0058]
图5为本发明实施例中的管材单元体的受力图。
[0059]
图6为本发明实施例中的微单元受力图。
[0060]
图7为本发明实施例中管材液压成形的应力应变状态图。
[0061]
图8为本发明实施例中管坯壁面分区图。
[0062]
图9为本发明实施例中焊管显微硬度测量位置图。
[0063]
图10为本发明实施例中拉伸试样图。
[0064]
图11为本发明实施例中研究逻辑图。
[0065]
图12为本发明实施例中管坯材料应力曲线图。
具体实施方式
[0066]
为使本发明的上述目的、特征和优点能够更加明显易懂，下面结合说明书附图对本发明的具体实施方式做详细的说明。
[0067]
在下面的描述中阐述了很多具体细节以便于充分理解本发明，但是本发明还可以采用其他不同于在此描述的其它方式来实施，本领域技术人员可以在不违背本发明内涵的情况下做类似推广，因此本发明不受下面公开的具体实施例的限制。
[0068]
其次，此处所称的“一个实施例”或“实施例”是指可包含于本发明至少一个实现方式中的特定特征、结构或特性。在本说明书中不同地方出现的“在一个实施例中”并非均指同一个实施例，也不是单独的或选择性的与其他实施例互相排斥的实施例。
[0069]
实施例1
[0070]
参照图1～图4，为本发明第一个实施例，该实施例提供了一种不锈钢焊管内高压成形缺陷研究方法，其特征在于：包括，根据材料参数和工艺参数分析成形因素；
[0071]
建立管材数学模型，对管材内高压成形过程进行受力分析，包括管壁力学分析、单元体受力分析、最大内应力、开裂压力以及应力应变分析；
[0072]
针对成形过程中产生的问题进行研究；
[0073]
采用有限元分析软件对内高压成形过程进行数值模拟，对有限元模拟出的加载路径及参数进行试验验证，并通过试验结果对工艺参数进行完善；
[0074]
不锈钢焊管液压成形是一种复杂的形变过程，影响成形的因素很多，主要分为材料参数和工艺参数。材料参数主要包括材料的塑性性能和管材的形状尺寸等；而工艺参数主要包括模具型腔结构、润滑条件、轴向进给、内压力加载方式等。各因素之间相互联系同时又相互制约，其成形过程并非单因数影响下的结果，而是各种参数相互匹配的结果。在内高压成形过程中出现的各种形式的缺陷及失效，普遍是参数配合出现问题导致的。其中影响最大的因素是内压力加载路径(曲线)与轴向进给送料的配合。如图1所示，只有在轴向推力(位移)和内压力匹配良好的情况下才可以生产出合格的管件；
[0075]
内高压成形管件的典型缺陷可分为三类:破裂、起皱、屈曲，如图2所示。屈曲(bucking)一般发生在成形的初始阶段，轴向进给推力过大而内压力过小造成轴向失稳，管材轴线发生偏斜、弯曲产生的；
[0076]
起皱分有益褶皱和死皱，与屈曲类似，起皱也是轴向进给过快，内压力不足导致的，但是部分褶皱可以在成形后期阶段，靠提高内压力的方式展平，且可以减低零件壁厚的减薄率，提升零件的成形性能，这种起皱被称为有益褶皱。而死皱是无法被以提高内压力的方式展平的，其一般是由于轴向进给量过大，模具型腔没有足够空间将其展平多余的材料导致的；
[0077]
破裂(bursting)主要是由于成形过程中内压力升高过快而轴向送料不及时，就会引起胀形区减薄率过大而影响成形零部件的强度，甚至导致破裂失效。根据破裂发生的不同阶段，又可分为初期破裂、中期破裂和晚期破裂。初期和中期破裂主要是内压上升过快，轴向进给补料不及时导致的。所以，设计出最佳的工艺参数并将各参数匹配合理，是消除初期和中期破裂的关键。晚期破裂主要是因为前期成形阶段工艺参数不合理导致管坯有隐藏的成形缺陷，这些缺陷在后期整形阶段中，因为压力过大而导致破裂，其与摩擦系数、模具形状尺寸也有很大的关系；
[0078]
因此，为了减少不锈钢焊管内高压成形过程中缺陷的产生，需要对其生产过程中产生这些缺陷的原因进行分析，探究胀形过程中缺陷的形成机理及成形关键技术。探索管件液压成形技术涉及到的管坯材料参数、工艺参数控制、模具条件参数等因素的影响规律，通过建立一种能够准确预测其内高压成形全过程的有限元分析模型，提出工艺改进措施，解决管件成形缺陷，大幅度提高生产效率和成品率，提高企业经济效益；
[0079]
管材内高压成形是以管材为加工坯料，将管材放入指定形状的下模具型腔内，上下模闭合，形成模腔，之后同时在管材上施加一定的内压力和两端的轴向进给，将管材坯料加工成与模具型腔相符的空心零件。管材液压成形的工艺如图3所示，过程可分为3个阶段：
①
填充阶段，将管材放入下模内，然后闭合上模，锁模后向管材内充入液体直至填充满，并排除管内气体，同时将管的两端用水平冲头密封；
②
成形阶段，管材内充满液体并密封好后，通过增压缸的作用对管内液体加压，使管材逐渐胀形，同时两端冲头按照设定曲线向内推进补料，在内压和轴向补料的联合作用下使管材基本贴靠模具内壁，此时除过渡区圆角外的大部分区域已经成形；
③
整形阶段，继续提高成形压力使过渡区圆角完全贴模成形为所需的工件。
[0080]
当零件轴线不是直线、零件局部最小截面小于管坯截面时，需进行预弯曲、预冲压等预成形工艺，以便管坯能放入模具中，并使管坯接近零件形状，再充液成形。
[0081]
实施例2
[0082]
参照图5～图8，为本发明第二个实施例，该实施例基于上一个实施例，图5表示的是管材液压成形过程中单元体的受力情况，成形时，管坯单元受内部液体压力和轴向进给力的共同作用，同时忽略管材径向应力，此状态下的应力应变研究可以借助薄壳理论。可以假设管材的变形符合薄壳理论，对管壁单元进行力学分析时还要做出以下假设：
[0083]
s1:在管材成形的各个阶段均可认为管材坯料的体积不可压缩，即：
[0084]
ε
θ
+ε
l
+ε
t
＝0
[0085]
式中：εθ、εl、εt、分别代表环向应变、轴向应变与径向应变。
[0086]
s1.2:由于管壁很薄，厚度与半径之比t0/r0《《1(t0，r0分别代表管坯的初始厚度与初始半径)，假设厚度方向上的应力、应变均匀分布，且垂直于管壁的径向应力σt＝0。
[0087]
s1.3:胀形过程中，胀形区中间的单元体的应力应变关系满足硬化幂指函数：
[0088][0089]
式中：分别代表变形过程中的等效应力、等效应变，n是材料的硬化指数，k是材料的强度系数。
[0090]
s1.4:管材是连续性介质，整个管壁厚度均匀，无应力突变点，管坯中性面满足连续性要求，因此可采用薄壳理论进行分析。胀形过程中，弹性变形很小，可以忽略不计，只考虑胀形过程中发生的塑性变形。
[0091]
s1.5:假设管材各向同性，即塑性异性指数r＝1。
[0092]
成形时管壁单元体承受的应力应变状态比较复杂，在成形过程的不同阶段，单元体所受的应力应变状态也可能是截然不同的。要避免成形中起皱、破裂和屈曲等缺陷，就必须分析管材在液压成形不同阶段及不同成形区域受力状态的变化。
[0093]
对图中的管壁单元进行应力分析，微单元的受力如图6所示：
[0094]
s2:对微单元体进行受力分析，满足如下方程：
[0095][0096][0097]
式中：σθ—周向应力，σl—轴向应力，—单元的次要曲率半径，—单元的主要曲率半径。pi—管材内部液体压力，ti—变形过程中单元处的管壁厚度，pi、ti的大小随时间变化，在不同的成形阶段，其值不同，f—成形过程中管坯两端的轴向推力。
[0098]
s3:平面应力下的等效应力和等效应变可以表示为：
[0099]
等效应力：
[0100]
等效应变：
[0101][0102]
式中：
[0103]
α＝(σ
l
/σ
θ
)
[0104][0105]
ε
l
＝ln(ti/t0)
[0106]
单元体的周向、轴向应变εθ、εl可表示为：
[0107][0108]
ε
l
＝ln(ti/t0)
[0109]
式中：——初始时刻、变形瞬时管材半径，
[0110]
t0、t1——初始时刻、变形瞬时管材壁厚；
[0111]
由平面应力下的应力应变关系及体积不变假设，可得：
[0112]
α＝(2β+1)(2+β)
[0113]
或β＝(2α-1)(2-α)
[0114]
联立上式，可求得液压成形内压力和轴向力的表达式：
[0115][0116]
管材轴压周向应变均匀变形的结束表示管材进入分散性失稳状态。由于管端约束
的作用，在胀形过程中，应变沿管材轴向连续但分布并不均匀，会在部分区域出现凸肚现象。在胀形的某一时刻，内压力和轴向积极的联合作用与管材的变形抗力相平衡，其中由图6建立力平衡方程可得：
[0117][0118]
式中t为管材的厚度，可见，这时如果增大内压力而轴向压力f
l
保持不变，将会
[0119]
造成加载失稳。管材在部分成形区凸肚处可能因应力集中，而沿母线迅速产生沟槽进入集中失稳后开裂。因此，当分散性失稳发生时，环向承载能力(σ
θ
t)达到d(σ
θ
t)＝0。此时所能施加的最大内压力即为胀形最大压力pc。
[0120]
设轴向应力σ
l
和环向应力σ
θ
的比值σ
l
/σ
θ
＝α，内高压成形时，管材两端的推头向内挤压，轴向力为正压力，α的取值范围-1≤α≤1。在实际内高压成形过程中，由于轴向进给的存在，应力状态在不同阶段变化巨大，需要轴向进给和内压力的相互配合。一般来说，随着成形过程的深入，α将逐渐由负向正增加。对于管材内高压成形的理想状态，r
l
＞＞r
θ
，得出胀形压力
[0121][0122][0123]
可以看出，内高压成形的内压不仅与管料性能参数和几何参数有关，还与应力状态有关，其中最重要的就是轴向进给和内压力的匹配关系，它们之间匹配的好坏，直接决定成形时是否会出现如破裂等缺陷；
[0124]
s4:纯胀形时的开裂压力pb可以用下式估算
[0125][0126]
式中：σb——材料的抗拉强度(mpa)
[0127]
s5:图7是管材液压成形极限与屈服轨迹图，图上各点代表了可能出现的应力状态，可以通过该图分析胀形过程中可能出现的应力应变状态。图中横坐标代表环向应力，纵坐标σz代表轴向应力。
[0128]
图7中1-6是六种不同的路径，(1—双向拉伸；2、6—平面应变；3—单向拉伸；4—纯剪切；5—单向压缩)分别代表了不同的应力应变状态路径1代表单元在两个方向上的应变相同，主应变与次应变相同，而且均为正，代表在两个方向上均被拉伸，此种状态下管壁厚度很容易减薄，此时的应力大小为：σmaj＝σmin，σt＝0(厚度方向应力为0，参考假设2，σmaj是主应力，σmin是次应力，σt是径向(厚向)应力，下同)；应变大小为：εmaj＝εmin，εt＝0(εmaj是主应变，εmin是次应变，εt是径向(厚向)应变，下同)。路径2代表管材在一个方向上被拉伸，另一个方向上的应变为零，此状态下的应力为：σmaj＝σt(厚度方向上)，σmin＝0；应变状态为：εmaj＞εmin＞0，εt＝0。
[0129]
路径3代表的状态是管材在一个方向上被拉伸，在另一个方向上被压缩。拉伸方向上的应变绝对值大于压缩方向上的应变绝对值，管壁厚度有可能是减薄的。路径4代表的状
态是管材在一个方向上被拉伸，在另一方向上有一个大小相同的压缩量。路径5代表在一个方向上被压缩，在另一方向上被拉伸。
[0130]
当变形发生在路径4和路径6之间时，管壁厚度会增加，且越接近路径6，壁厚增加量越大。变形路径在3和6之间时，由于轴向存在压缩应力，可能导致管材起皱，如果轴向送料与内部压力匹配较好，在成形的初始阶段会出现起皱，但在成形的结束阶段，高压的作用使得起皱消失，防止管材的过度减薄，提高成形件的厚度，这种在初始阶段出现的起皱被称为“有益皱纹”。在轴压胀形时，应力状态保持在图7中点3到点4之间对提高成形质量比较有利。
[0131]
图8所示，管材液压成形过程中，根据管材不同部位受力情况与摩擦状态的不同，可以将管坯壁面分为三类区域：传力区(送料区)、过渡区、胀形区。由于成形所需的管坯为薄壁管，所以管壁厚度的改变对成形过程与结果有显著的影响，需要对其进行重点分析。
[0132]
根据应力增量理论：
[0133]
不变条件，可知：
[0134]
dε
t
＝-(dε
θ
+dε
l
)
[0135]
由上述可得
[0136][0136][0137][0138]
式中与分别为塑性应变强度增量和应力强度增量。
[0139]
根据应力偏量的定义，和分别为：
[0140][0141][0142]
将上述两个带入同时忽略径向应力的大小，则可得
[0143][0144]
厚向应变增量是由周(环)向应力和轴向应力共同决定，若σ
θ
+σ
l
《0，则dε
t
》0，此时轴向应力大于周向应力，单元处于补料状态，因此管壁厚度会增大。若轴向应力过大、补料量过大，则极易产生起皱、失稳现象。若σ
θ
+σ
l
》0，则dε
t
《0此时管壁周向的拉应力大于轴向补料产生的压应力，管坯壁厚将减小，若周向拉应力过大，管壁减薄严重，甚至可能造成管材
破裂；若σ
θ
+σ
l
＝0，则有dε
t
＝0，这种情况下，管坯壁厚不变，因此不会发生起皱或者破裂缺陷。
[0145]
实施例3
[0146]
参照图9～图11，为本发明第三个实施例，该实施例基于上一个实施例，
[0147]
采用内高压成形方式制备不锈钢汽车排气管过程中影响因素较多，材料参数是重要影响因素之一。在内高压成形工序之前，要先进行不锈钢板材辊压弯曲成形、激光焊接制管和预弯成形等工艺，其中，激光焊接会明显导致焊缝热影响区与不锈钢母材之间材料的各项性能出现差异，并且会导致残余应力的存在，导致管坯环向延展性降低，这也是材料参数影响内高压成形开裂的一个重要方面。因此，为了提高内高压成形工艺的成品率，首先要对材料自身的性能参数进行测试分析；
[0148]
采用hyst-1000za03050708显微硬度计测试焊管的显微硬度，用砂纸将管坯待测量表面打磨擦亮，管件表面粘贴一条形坐标纸。用夹具装夹好管件，放于试验台上，焊缝中线正对测量起始测量。为减小测量误差，在同一周向位置，沿着管件轴向方向附近多测量两个点，即共测量3次，取其平均值。如此重复，直至测完一周为止，如图10所示。硬度测试加载时间为6s，荷载力50kgf，观察放大倍数400x，测量间隔为1mm；
[0149]
采用3382型全电子式万能材料试验机对试样的抗拉强度进行测试。拉伸试件及测试过程按标准js进行。每种试样取两个，用切割技术在焊管上直接切取基体及焊缝材料，然后分别进行单向拉伸试验，试样尺寸如图10所示。
[0150]
采用quanta 650feg场发射扫描电镜对拉伸断口及热影响区内第二相析出进行观察分析，并对析出相析出部位及其进行成分分析；
[0151]
不锈钢母材的性能测试方法参考国标gb/t-228-2002等，测试样品的力学性能及物理性能参数；
[0152]
内高压成形是在内压和轴向进给联合作用下的复杂成形过程，成形过程影响因素较多，除去材料性能之外，管材与模具之间的摩擦、管材轴向进给、内压等成形工艺参数重要影响因素。生产中，材料属性一定的情况下，轴向进给与内压力的合理匹配，是决定内高压成形成功与失败的关键因素。内高压成形的主要失效形式有失稳起皱和开裂。如果内压过高，减薄过度会引起开裂；如果轴向进给过大，会引起管子屈曲或起皱。为了得到合理的内高压成形工艺参数，即得到轴向进给和内压加载之间合理的匹配关系，需要进行大量的数值模拟和计算。
[0153]
对焊管液压成形进行数值模拟首先要确定焊缝和热影响区材料特性，可采用基于显微硬度测试的经验公式法。直接在焊缝及其邻近区域测量显微硬度，利用经验公式获得焊缝和热影响区的流动应力。
[0154][0155]
式中：分别为焊缝和基体的流动应力，hv
weld
，hv
sh eet
分别为焊缝和基体的显微硬度。根据显微硬度、基体和焊缝材料的本构关系，用经验公式可方便的获得热影响区不同位置材料的本构关系。获得的热影响区材料相应强度系数k和应变硬化指数n，作为后续的焊缝管有限元数值模拟模型的材料输入参数。通过不同尺寸的缺口拉伸试验及有
限元模拟仿真拟合确定gtn模型的损伤参数，确定损伤模型的损伤参数；
[0156]
利用有限元分析软件dynaform建立考虑焊缝和热影响区的焊缝管液压成形有限元模型。dynaform是美国eta公司推出的大型动态显式兼有静态隐式分析功能的有限元模拟软件，与其它有限元软件一样，按功能包括:前置处理模块、计算模块以及后置处理模块。dynaform可以预测成形过程中的破裂、起皱、减薄、划痕、回弹，评估板料的成形性能，从而为材料成形工艺及模具设计提供帮助；
[0157]
管材液压成形有限元数值模拟的基本步骤分为：建立几何模型、选择管材和模具单元类型、划分网格、设置材料特性和边界条件、有限元求解以及后处理；
[0158]
结合现场生产需求，选用不同焊管进行液压成形实验，研究不同管坯性能、不同液压成形工艺(成形压力及加载方式、轴向进给、成形时间、摩擦系数等)对焊管液压成形规律的影响，分析液压成形后焊管轮廓、焊管壁厚分布等因素变化，结合有限元模拟结果分析焊管成形缺陷，探讨缺陷形成机理，提出改进措施。
[0159]
实施例4
[0160]
参照图12，为本发明第四个实施例，该实施例基于上一个实施例，本实施提出了有限元建模的网格划分。
[0161]
网格划分是有限元建模的一个重要组成部分。网格的数量和大小直接影响到有限元分析的精确度和计算量。因为网格越小，有限元分析的精度就越高，得到的分析结果就越接近实际结果。所以为了保证模拟的准确性，网格不能太大。但是网格越小，网格的数量就会越多，计算所需的时间也就会越多。而且有限元计算使用中心差分法，最小单元的边长直接决定了计算时间步长。所以如果网格过小，网格数量过多，那么有限元数值模拟所花费的时间也将大大增加，这大大降低了工件有限元模拟的销量。下表为本发明研究模型的节点和单元的统计表。
[0162][0163]
在本实施例中，两端的密封头和模具不是主要研究对象，所以将其视作刚体，厚度为默认设置。考虑液压成形的大变形对材料的塑性有很高要求，所以本实施例优选为st16超低碳钢。图12为本实施例管坯材料应力曲线。
[0164]
应说明的是，以上实施例仅用以说明本发明的技术方案而非限制，尽管参照较佳实施例对本发明进行了详细说明，本领域的普通技术人员应当理解，可以对本发明的技术方案进行修改或者等同替换，而不脱离发明发明技术方案的精神和范围，其均应涵盖在本发明的权利要求范围当中。