UOE成形中X60管線鋼板的力學性能反推模型

郭寶峰 趙石巖 王林鋒 金 淼

燕山大學，秦皇島，066004

UOE成形中X60管線鋼板的力學性能反推模型

郭寶峰 趙石巖 王林鋒 金 淼

燕山大學，秦皇島，066004

針對大直徑直縫埋弧焊管線鋼管在UOE成形及之后的試樣壓平過程中板料力學性能的變化問題，為實現從鋼管力學性能確定毛坯鋼板力學性能的反向計算，以X60管線鋼為例，應用有限元數值模擬方法分析了不同規格鋼管在UOE成形過程中重要特征部位的彎曲變形，采用4點彎曲方法制作了具有相同等效應變的彎曲試件，依據API標準關于管體試樣力學性能壓平試驗方法，分析了X60管線鋼在彎曲及壓平變形后的力學性能變化規律，給出了等效應變在0.0104～0.0586區間的X60管線鋼的屈服強度反向計算近似方法。

反推模型；4點彎曲；屈服強度；屈強比

0 引言

UOE是以熱軋寬厚鋼板為毛坯板制造大口徑直縫埋弧焊管線鋼管的一種塑性成形工藝，其制品已成為管線鋼管的主導產品。根據美國石油學會API Spec5L《管線鋼管規范》規定，管線鋼管的力學性能須采用沿管體圓周方向取樣并經壓平后進行的拉伸試驗來測試。其中，材料的屈服強度用所取試樣的σt，0.5表示。很顯然，對于以UOE成形方法制造的管線鋼管而言，其管體的屈服強度一方面由于毛坯板在預彎邊、U形彎曲、O形彎曲和機械擴徑過程中的加工硬化現象而增加，另一方面又將因為管體試樣在壓平過程中的Bauschinger效應而下降［1－4］。通常情況下，這兩種現象的效果不能完全抵消，因而導致了毛坯板與管體、管體和拉伸試樣之間力學性能的差異。

這種差異與鋼管的材質、規格（管徑、壁厚）、變形程度等因素有關［5－8］。所以在 UOE成形工藝設計時必然會遇到這樣一個問題：當對鋼管的力學性能有特別要求時，應該如何確定毛坯板的力學性能并選擇其鋼級，特別是如何選擇其屈服強度的裕量，才能滿足最終制品的力學性能（即壓平試樣測試結果）要求。然而目前解決這一問題的方法仍然缺少理論支持，常常需要進行工業性的實驗。為此，本文基于管體UOE成形工藝過程的彎曲變形制備了用于力學性能測試的彎曲試件，采用壓平試驗分析了毛坯板力學性能與管體拉伸試樣力學性能之間的定量關系。

1 UOE成形過程的變形特征分析

1.1 有限元模擬模型

UOE成形過程是一個復雜的多工序、非線性塑性成形過程，其主要成形工序有預彎邊、U形彎曲、O形彎曲和機械擴徑［9］，如圖1所示。在成形過程中板料沿寬度方向的變形隨變形部位不同而異。

圖1 UOE成形流程圖

采用有限元數值模擬方法可以方便地獲得這些部位的變形特征和變形量。UOE成形過程的有限元連續仿真模型如圖2所示，依次按照成形順序自動完成對板邊彎曲、U形彎曲、O形彎曲和機械擴徑等成形工序加載和卸載過程的連續仿真計算。基于該連續仿真模型，保持了整個仿真計算過程中板料應變狀態的連續性，實現了變形結果的數據自動傳遞與繼承。

圖2 有限元模擬模型

板料的單元類型為4節點平面單元。預彎邊模具橫斷面線形采用漸開線形，U形彎曲凸模、O形彎曲上模和下模的橫斷面均為等徑圓弧。根據鋼管規格不同，機械擴徑模具分10瓣和12瓣兩種結構。針對真實應力－應變曲線（圖3）的X60管線鋼，給定的材料參數為：屈服強度416MPa，抗拉強度512MPa，彈性模量204GPa，泊松比0.3，板料與模具間的摩擦因數取0.1。

圖3 X60真實應力－應變曲線

1.2 變形分析

根據對 φ711mm×15.88mm、φ914mm×31.8mm、φ1016mm ×19.1mm、φ1016mm ×25.4mm、φ1219mm × 22mm、φ1219mm ×26.4mm和φ1422mm×40mm等7種規格的管線鋼管在UOE成形過程的有限元模擬結果，考慮到板料變形關于其寬度方向的對稱性，將板料在UOE成形過程中沿鋼管橫斷面圓周分為3類共5個特征變形區域，分別是位于板料兩邊的預彎邊變形區、位于板料中間的U形彎曲圓弧變形區和位于上述兩個變形區之間的U形彎曲直壁變形區。盡管發生在這些區域的變形形式主要是彎曲變形，但是由于它們的主要變形分別發生在不同的工序，即預彎邊、U形彎曲和O形彎曲工序，因此這些區域的變形特征及其變形程度也有所不同。表1所示是根據上述有限元模擬結果得到的外層等效應變的分布情況。其中，所有規格的鋼管都經過不大于1.5%的機械擴徑變形。

表1 不同規格鋼管特征變形區的等效應變

2 試驗方法和材料

在UOE成形過程中，盡管在不同特征變形區板料的變形程度不同，但其主要變形形式均表現為彎曲變形。為制備經歷過不同程度彎曲變形的試件，并通過試件壓平工序制取符合API Spec5L規定的力學性能拉伸試樣，設計了如圖4所示的4點彎曲試驗及裝置。通過改變兩彎曲凸模間距、凹模間距和彎曲凸模壓下量，即可獲得具有能夠制取拉伸試樣的彎曲變形弧長和不同彎曲變形程度的彎曲試件。

圖4 材料彎曲試驗原理與裝置

試驗用板料為國產的X60管線鋼板，厚度為10mm。彎曲試件的毛坯寬度為150mm，長度為400mm，其寬度方向為板材的軋制方向。制備拉伸試樣時沿板厚方向未進行加工處理。

在生產實際中，鋼管的機械性能測試所用壓平試樣截取自管體的不同部位，顯然，在忽略加載路徑的前提條件下，其測試結果將因截取部位的累計塑性變形不同而異。考慮到表1所示的有限元分析結 果，除 φ914mm×31.8mm 和 φ1422mm×40mm規格之外，其余鋼管特征變形區的等效應變基本在0.01～0.06之間。因此，在彎曲試件制備時，將彎曲試件的等效應變從0.01～0.06離散為0.0104，0.0198，0.0274，0.0347，0.0423，0.0496，0.0532和0.0586共8個點，對應每一個等效應變。在同一塊經過壓平的彎曲試件上制備3個拉伸試樣，并在WDW型微控電子萬能實驗機上進行力學性能試驗。設定拉伸速率為1mm／min，試驗溫度為室溫。

圖5所示是試驗制備的彎曲試件及由此制取的力學性能拉伸試樣。其中，圖5a是經過4點彎曲變形和卸載后的試件；圖5b是反向壓平后的板料；圖5c是由圖5b板料制備的力學性能拉伸試樣；圖5d是拉伸試樣的幾何尺寸。

圖5 彎曲試件和拉伸試樣

3 試驗結果與分析

3個彎曲試樣經4點彎曲變形及反向彎曲壓平后進行的力學性能測試結果如表2所示。毛坯板及壓平試樣的應力－應變曲線如圖6所示。其中圖6a和圖6b分別為彎曲變形在0.0104～0.0347和0.0423～0.0586之間材料的應力－應變曲線。

表2 不同變形程度彎曲后的力學性能

由圖6可見，X60管線鋼在未經彎曲變形前，其應力應變曲線有明顯的屈服平臺。變形小于0.18%時為彈性變形，與屈服平臺對應的變形在0.18%～2%之間。當變形超過2%時材料進入塑性變形，有比較明顯的加工硬化現象。在經過彎曲變形并被反向壓平后，拉伸曲線的屈服平臺完全消失，而且當變形大于1%之后，應力值均高于毛坯板的應力值。材料沒有出現永久軟化現象。

3.1 變形對屈服強度的影響

上述試驗結果表明，X60管線鋼的屈服強度隨變形增大呈現出先降低后升高的變化規律。在等效應變為0.0198時其屈服強度降至最低，為351MPa，較毛坯板的屈服強度降低64MPa，約降低15%，材料呈現出明顯的軟化現象。當等效應變大于0.0198時，材料的屈服強度隨變形的增大而增大，且在變形約為0.0347時回復至與毛坯板屈服強度相接近的程度。等效應變大于0.04之后，材料的屈服強度均大于毛坯板的屈服強度。若用Δσt，0.5來表征管體與毛坯板屈服強度間的差值，則Δσt，0.5與等效應變之間的關系曲線如圖7所示。

顯然，利用式（3）便可以根據鋼管的屈服強度要求，近似地計算出毛坯板的屈服強度，為UOE塑性成形工藝設計提供理論依據。

圖6 材料不同變形彎曲后的單向拉伸應力－應變曲線

圖7 材料的Δσt，0.5與等效應變之間的關系

從上面的分析可以看出，如果在X60管線鋼管UOE成形過程中管體的等效應變小于0.04，其屈服強度將低于毛坯板的屈服強度，因此，毛坯板的鋼級應比其制品要求的鋼級高一個或兩個級別；相反，如果管體的等效應變大于0.04，則可以不考慮包申格效應的影響，即選取的毛坯板鋼級可與制品要求的鋼級相同。

3.2 變形對抗拉強度的影響

圖8所示為X60鋼在經過不同程度的彎曲變形之后，其壓平試樣的抗拉強度σb與等效應變ε之間的變化趨勢。其趨勢線可以近似地擬合為

由圖8可見，隨著變形程度的增大，材料的抗拉強度總體上呈線性增長趨勢，但其近似程度很低（R2＝0.6719）。關于這一點，還有待于進一步深入研究。從試驗結果看，與毛坯板材料相比，等效應變為0.0586時，材料的抗拉強度增加34MPa，增幅約6.5%。不過當等效應變在0.0104～0.0496之間時，材料的最大抗拉強度變化量卻只有1.5%。

圖8 材料的抗拉強度與等效應變之間的關系

3.3 變形對屈強比的影響

屈強比是管線鋼管力學性能中非常重要的一項指標，表征的是材料承載塑性變形的容量。從上述試驗結果可以看出，當彎曲試件的等效應變小于0.0423時，經反向壓平后的材料的屈服強度均低于毛坯板的屈服強度，而其抗拉強度又都高于毛坯板的抗拉強度，所以其屈強比低于毛坯板的屈強比；然而，當彎曲試件的等效應變大于0.0496時，經反向壓平后材料的屈服強度和抗拉強度均有不同程度的增加，但由于屈服強度隨等效應變的變化梯度明顯大于抗拉強度隨等效應變的變化梯度［10］，因此與毛坯板相比，其屈強比均有所升高。

圖9所示為屈強比與等效應變之間的二次多項式擬合曲線，從圖中可看出，隨著等效應變的增大，材料的屈強比呈現出先下降（減小）后上升（增大）的趨勢。屈強比C與等效應變ε的擬合函數關系可表達為

式（5）中的R2≈0.87，比較近似地反映了X60鋼的屈強比與等效應變之間的函數關系。

圖9 材料的屈強比與等效應變之間的關系

管線鋼管的檢測標準規定，鋼管材料的屈強比不得超過0.95。由圖9可見，毛坯板在經過不同程度的彎曲變形之后，盡管其壓平試樣的屈強比發生了變化，但在等效應變小于0.0586的范圍內，材料的屈強比均未超過0.95。不過當材料的等效應變達到0.0586時，其屈強比已經達到0.90。因此，根據圖9的屈強比變化趨勢，在UOE成形過程中，如果板料的等效應變進一步增大時，就必須對其屈強比給予關注。

3.4 變形對硬化指數的影響

對于管線鋼管而言，硬化指數雖然不是其性能指標要求的內容，但由于該參數是表征材料形變硬化能力的指標，對塑性變形的傳播及成形性能有重要影響，所以用其考察經過不同程度的彎曲變形、并經過反向壓平之后的變化規律，對于全面了解X60管線鋼的力學性能隨塑性變形的變化規律不失學術意義。圖10所示是根據表2的實驗數據繪制的X60管線鋼的硬化指數與等效應變之間的關系曲線。由圖10可見，硬化指數n和等效應變ε之間存在著很好的線性關系（R2＝0.9054），其擬合線性函數為

圖10 材料的硬化指數與等效應變之間的關系

硬化指數隨等效應變增大而下降的函數關系，一方面說明X60管線鋼在經歷了不同程度的彎曲變形之后，其后續塑性變形的能力有所下降，另一方面也說明通過彎曲變形成形的管線鋼管其結構安全性有所減弱，這與文獻［11］的結論相一致。因此，在采用UOE成形方法制造管線鋼管時，為保證鋼管的結構安全性能，應當對材料硬化指數的變化給予關注。

4 結論

（1）在UOE成形過程中，板料的主要變形形式為彎曲變形，但在不同成形工序形成的變形區，其變形特征和變形程度有所區別。據此可以將板料沿鋼管橫斷面圓周分為3類5個特征變形區域，即預彎邊變形區、U形彎曲圓弧區和U形彎曲直壁區。

（2）采用UOE成形過程有限元連續仿真模型計算特征變形區的變形程度，通過彎曲試驗制備等變形程度的彎曲試件，按照API標準關于管體試樣壓平試驗方法測試其力學性能，然后系統地建立毛坯板力學性能和屈服強度的反向計算模型。該方法可以用于指導UOE成形工藝設計。

（3）X60管線鋼在塑性變形程度較低時的軟化現象比較明顯。在等效應變小于0.0198時，材料的屈服強度隨變形的增大而減小；在等效應變大于0.0198后，材料的屈服強度隨變形的增大而增大，但在等效應變小于0.04之前，材料的屈服強度均低于毛坯板的屈服強度。因此，僅從屈服強度考慮，在小變形情況下，毛坯板的鋼級應比其制品的鋼級高，才能滿足制品的力學性能要求，只有在管體等效應變大于0.04的情況下，毛坯板的鋼級才可以與制品要求的鋼級相同。

（4）X60管線鋼的屈強比隨著變形的增大而呈現出先下降（減小）后上升（增大）的趨勢，它與等效應變之間的函數關系可以近似擬合為一條下凸的二次曲線。研究結果表明，在等效應變為0.0586時，材料的屈強比達到0.90。所以在UOE成形過程中，如果板料的等效應變大于0.0586，就必須對其屈強比的變化引起足夠重視。

（5）X60管線鋼的硬化指數隨著等效應變的增大而呈線性下降趨勢。與毛坯板相比，鋼管承受塑性變形的能力有所下降，其結構安全性被削弱，因此，在大變形情況下應當對硬化指數的變化予以適度關注。

［1］ Fusahito Y，Takeshi U，Kenji F.Elastic－plastic Behavior of Steel Sheets Under In－plane Cyclic Tension－compression At Large Strain［J］.International Journal of Plasticity，2002，18（5／6）：633－659.

［2］ 馬鳴圖.金屬合金中的Banschinger效應［J］.機械工程材料，1986（2）：15－21.

［3］ Darijani H，Kargarnovin M H，Naghdabadi R.Design of Thick－walled Cylindrical Vessels Under Internal Pressure Based on Elasto－plastic Approach［J］.Materials ＆ Design，2009，30（9）：3537－3544.

［4］ WilliamsB W，Simha C H M，Abedrabbo N，et al.Effect of Anisotropy，Kinematic Hardening，and Strain－rate Sensitivity on the Predicted Axial Crush Response of Hydroformed Aluminium Alloy Tubes［J］.International Journal of Impact Engineering，2010，37（6）：652－661.

［5］ ?im?ir C，Dalgi?M，Lübben T，et al.The Bauschinger Effect in the Supercooled Austenite of SAE 52100Steel［J］.Acta Materialia，2010，58（13）：4478－4491.

［6］ Demir E，Raabe D.Mechanical and Microstructural Single－crystal Bauschinger Effects：Observation of Reversible Plasticity in Copper During Bending［J］.Acta Materialia，2010，58（18）：6055－6063.

［7］ 朱維斗，李年，杜百平.包申格效應對板料與成品管屈服強度與屈強比的影響［J］.機械強度，2006，28（4）：503－507.

［8］ ManninenT，Myllykoski P，Taulavuori T，et al.Large－strain Bauschinger Effect in Austenitic Stainless Steel Sheet［J］.Materials Science and Engineering，2009，499（1／2）：333－336.

［9］ 趙石巖，金淼，郭寶峰.大口徑直縫焊管O成形實驗研究［J］.塑性工程學報，2009，16（5）：161－164.

［10］ 蔡星周，郭寶峰，肖福仁.高Nb X80管線鋼的屈強比在塑性變形過程中的變化規律研究［J］.塑性工程學報，2010，17（5）：103－107.

［11］ 李曉紅，樊玉光，辛希賢.X80管線鋼真實應力屈強比的測定及對管線安全性的影響［J］.機械工程材料，2005，29（9）：45－47.

Reversal Estimation Model of Mechanical Properties for X60Pipeline Steel Plate during U－forming O－forming（mechanical）Expanding Processes

Guo Baofeng Zhao Shiyan Wang Linfeng Jin Miao
Yanshan University，Qinhuangdao，Hebei，066004

Taking X60pipeline steel for example，bending deformation features for different specifications during UOE processes were analyzed using FEM，to achieve reversal calculation method of mechanical properties of steel plate determined by pipe，for mechanical property changes of longitudinally submerged arc welding（LSAW）large diameter linepipe in the process of UOE forming and specimens flattening.Bending specimens with the same equivalent strain were made through four point bending.Mechanical property change law of X60pipeline steel plate after bending and flattening was investigated according to API standards regarding flattening test methods of mechanical properties for pipe body specimens，and reversal estimation model of yield strength for X60pipeline steel plate in the equivalent strain range of 0.0104～0.0586was presented.

reversal estimation model；four point bending；yield strength；yield－tensile ratio

TG306

1004—132X（2011）23—2873—06

2011—01—06

國家自然科學基金資助項目（50945031）；河北省自然科學基金資助重點項目（E2009000414）；高等學校博士學科點專項科研基金資助項目（20070216008）

（編輯 何成根）

郭寶峰，男，1958年生。燕山大學機械工程學院教授、博士研究生導師。主要研究方向為塑性成形技術與工藝優化、鍛壓設備設計方法與結構優化、管線鋼管成形工藝。趙石巖，男，1978年生。燕山大學機械工程學院講師、博士。王林鋒，男，1987年生。燕山大學機械工程學院碩士研究生。金 淼，男，1968年生。燕山大學機械工程學院教授、博士研究生導師。