直缝不锈钢焊管成形质量评价体系及控制策略

直缝不锈钢焊管成形过程是一个多变量、强耦合的复杂变形过程，涉及的工艺路线长、工艺参数和模具结构参数多，各种参数对最终制品的成形质量交互影响，很难得到工艺参数与最终制品质量的简单映射关系。因此，对UOE成形过程进行数值模拟，研究各阶段成形质量及对最终制品质量的影响关系，抽取信息建立有效地描述制品质量的关系模型，获得优化的工艺设置，采用有效的控制方法使成形保持在优化的工艺状态以生产出质量合格的制品具有重要意义。

直缝不锈钢焊管成形质量控制的最终目的是使经过多步工序成形的焊管的椭圆度和桃形凸度达到精度要求。由此便产生了直缝不锈钢焊管成形质量控制策略问题。控制策略包括以下两方面：一方面是整体质量控制策略，即构建UOE工艺的质量评价体系，针对质量评价体系，获得使制品椭圆度和桃形凸度数值达到目标范围所需要控制各工序质量评价指标范围的最优配合方案，以协调毛坯在各成形工序之间的变形，使制品达到精度要求。另一方面是分步控制策略，为了更好地控制直缝不锈钢焊管的成形质量，针对板料在各工序的成形质量的评价指标，研究并确定合适的成形质量控制策略，用质量评价体系对制品断面形状精度进行控制。

质量评价体系及整体控制策略

在直缝不锈钢焊管成形过程中，各成形工序的工艺参数及板料在各阶段的形态是相互关联的，每一道成形工序都是其后续成形工序的毛坯准备阶段，坯料在前面工序中的变形情况必将影响后续工序的变形形态，前面成形工序中产生的质量缺陷也将不同程度地被传递下去，对后续成形质量产生一定的不良影响。因此，有必要在每道工序中制定质量评价指标，构建直缝不锈钢焊管成形质量评价体系，并以此衡量各工序的成形质量，从而达到控制最终制品质量的目的。

为了研究来料质量对后续工序成形质量的影响，采用材料为X70，直径为φ711mm、φ1016mm和φ1219mm三种宝钢设备考核规格制品作为基础算例，对应的壁厚分别为15.9mm、25.4mm和26.4mm。

O成形质量评价体系

直缝不锈钢焊管的生产工艺中，由于板料在成形过程中难以实现均匀变形，无论是O成形后的焊接管坯，还是扩径后的钢管制品，其横断面都存在两种几何缺陷—桃形凸度f和椭圆度T。作为焊管断面几何精度的衡量标准，椭圆度衡量的是钢管整个横断面的成形质量，桃形凸度衡量的是钢管焊缝区的局部轮廓几何精度，其中桃形凸度是直缝焊管特有的质量评价指标。

桃形凸度f定义为焊管焊缝每侧L f范围内局部区域与理论圆弧的最大径向偏差，外凸为正，反之为负，如图4-1所示。L f是与管坯规格相关的量，等于管坯外半径的10%。椭圆度T定义为管坯最大直径和最小直径之差与平均直径的比值，如图4-2所示。

机械扩径是生产管线钢管的最后一道成形工序，O成形后的管坯成形质量就是该工序的来料质量，并也是以桃形凸度和椭圆度作为成形质量的衡量标准。在管线钢管行业中，规定扩径后的钢管制品的椭圆度不能超过1.0%，直缝焊管的桃形凸度应控制在-1mm~+1mm之间。

图4-3是扩径后制品椭圆度eT与管坯椭圆度oT之间的关系。由图可见，当管坯椭圆度小于4%时，制品的椭圆度都可以达到小于1.0%的规定要求。因此，机械扩径工艺可以明显地改善钢管的椭圆度。根据数值模拟结果还可以得出如下结论：当

变形条件相同且管坯椭圆度不大于3%时，制品椭圆度与管坯椭圆度基本无关；但是当管坯的椭圆度大于3%时，制品椭圆度随管坯椭圆度增大而逐渐增大。在数值模拟过程中，各算例管坯的椭圆度是从0.5%到5.5%，共计6个取值，扩径率均为1.0%。

图4-4是扩径后制品桃形凸度ef与管坯桃形凸度of之间的关系。由图可见，制品桃形凸度与管坯桃形凸度近似地呈线性关系。并且无论管坯的桃形凸度是正值还是负值，扩径后的制品钢管的桃形凸度都得到较好的改善。为了保证制品钢管的成形质量，应该使O成形后焊接管坯的桃形凸度数值控制在mm 3~mm 2o−=f之间。各算例中，扩径率均为1.0%。

综上所述，机械扩径工艺不能完全消除管坯的椭圆度和桃形凸度缺陷，但是能够使其得到明显的改善。综合上述分析结果并考虑到制品钢管的成形质量要求，可以确定如下质量控制策略：在直缝不锈钢焊管机械扩径工艺中，初始管坯的桃形凸度应控制在-2mm~3mm之间，椭圆度应该控制在3.5%以下。也就是说，O成形后焊接管坯的成形质量应该达到上述要求。

弯边质量评价体系

弯边是直缝不锈钢焊管成形工艺的重要成形工序之一，其目的是将钢板边缘部分沿纵向弯曲，使钢板两边的弯曲半径达到或接近制品钢管的半径，从而保证制品焊缝区域的几何形状和尺寸精度。

图4-5为沿弯边弧长方向，弯边后、O成形后板料焊缝区的曲率分布规律。图中曲线是基于有限元模拟结果，采用最小二乘法拟合得到的。可见，O成形后管坯焊缝区与弯边时的形状特征基本一致。若忽略边缘部分板料的曲率变化，O成形后管坯焊缝区的曲率与弯边后板料的曲率分布规律一致。从图中还可以看出，弯边后板料边缘部分存在一段明显的小曲率区域，虽然在O成形后得到了一定改善，但是小曲率区域的影响并没有完全消除。

为了量化弯边质量，本文引入两个参数—不弯边长度d c和弯边半径R c。板料边缘由于弯曲不足产生的小曲率段长度称为不弯边长度d c；弯边工序中除去不弯边部分弯曲板料的内弧半径称为弯边半径。就总体情况而言，弯边工序的成形质量将直接影响到O成形管坯焊缝区的成形质量，而不弯边长度和弯边半径是衡量弯边工艺成形质量的两个重要参数。参数的几何意义如图4-6所示。

在研究弯边工序质量评价指标时，为了不失一般性，引入两个无量纲量—直边比δc和相对弯边半径δr。直边比等于不弯边长度与板料厚度之比，相对弯边半径等于弯边半径与O成形模具半径之比。

图4-7为O成形后管坯桃形凸度与板料直边比之间的关系曲线。图中，纵坐标为O成形后焊接管坯的桃形凸度f o，横坐标为直边比δc。可以直观地看出，在其它条件完全相同的情况下，O成形后管坯桃形凸度因不弯边长度不同而发生的变化趋势为：直边比愈大，即不弯边长度愈大，桃形凸度愈大。需要指出的是，在数值模拟过程中对焊接工艺的简化，在一定程度上会影响桃形凸度的测量结果，但是作为规律性研究，其结果不失参考价值。

图4-8为O成形后焊接管坯椭圆度与直边比的对应关系。图中横坐标为直边比，纵坐标为O成形后焊接管坯的椭圆度。在模拟过程中，各算例的O成形压缩率控制在0.35~0.4%。由图可见，O成形管坯的椭圆度随着不弯边长度的增大而逐渐增大。不弯边长度小于1.5倍的壁厚时，减小不弯边长度对改善成形管坯椭圆度的作用显著减弱。不弯边长度大于1.5倍的壁厚时，管坯椭圆度受不弯边长度的影响较明显。不弯边长度较大时，管坯的桃形凸度较大，管坯的最大直径位于焊缝处。前面的论述提到，随着不弯边长度增大，管坯的桃形凸度逐渐增大，因此，处于焊缝附近的管坯最大直径也逐渐增大，管坯的椭圆度也随之增大。

图4-9为管坯桃形凸度与相对弯边半径的关系。由图可见，O成形后的管坯桃形凸度随着弯边半径的增大而逐渐由负转正。因此，存在着一个对应管坯桃形凸度为零的弯边半径。图中横坐标为相对弯边半径δr，纵坐标为O成形管坯的桃形凸度。

由上述分析可知，当桃形凸度较大时，焊缝处的直径为管坯最大直径；当桃形凸度为负且绝对值较大时，焊缝处的直径为管坯的最小直径。因此，成形管坯的桃形凸度不同时，其椭圆度的构成要素也不同。

图4-10为管坯椭圆度与相对弯边半径之间的关系。由图可见，随着弯边半径增大，管坯椭圆度呈现出先减小后增大的变化趋势，且当δr=1.1时取最小值。由上述分析可知，当桃形凸度较大时，焊缝处的直径为管坯最大直径；当桃形凸度为负且绝对值较大时，焊缝处的直径为管坯的最小直径。显然，随着弯边半径的变化，成形管坯的椭圆度及其构成要素也不同。随着弯边半径增大，位于管坯焊缝附近的短轴逐渐伸长，管坯的椭圆度逐渐减小；随着弯边半径进一步增大，管坯焊缝附近的原来的短轴变换为长轴，管坯的椭圆度又随之呈现出逐渐上升的趋势。

根据上述分析，可以得到一个关于弯边工艺对O成形后管坯成形质量影响的综合性评价结论。全面考虑弯边工艺对成形管坯桃形凸度和椭圆度的影响程度，本文认为在工业生产中，不弯边长度应该小于1.5倍的壁厚，弯边半径应该控制在R c=1~1.3R以内。

U成形质量评价体系

U成形是UOE成形的第二道成形工序，该工序完成后板料主要由底部弯曲部分和两个直壁部分组成，如图4-11所示。U形弯曲件底部曲率半径bR和直壁段的倾角θ是衡量U成形几何精度的两个重要指标，生产中应严格控制。这两个参数对O成形后管坯椭圆度和桃形凸度的影响远不如弯边工艺对其影响显著，如图4-12~图4-15所示。图中，直壁段的倾角以直壁段偏离与对称面平行时的位置的角度来表示，直壁段外张角度为正，内收角度为负。底部曲率半径以相对U弯半径δu衡量，即U形弯曲件底部曲率半径与O成形模具半径的比值。

实际生产中，一方面为了减小在O成形过程中板料反向弯曲对制品质量的影响，要求U形弯曲件的底部曲率半径尽量接近管坯外半径；另一方面为便于工件放入O形模具，要求底部曲率半径不能超出下O模的内半径。考虑到U形弯曲件的开口不能超出O成形模具宽度，同时在成形过程中又不与模具干涉，U形弯曲件的直壁段与对称面平行视为理想位置。鉴于不同壁厚和材料的钢板成形后的回弹量不同，U形弯曲件底部曲率半径应控制在0.8~0.9R o，直壁段倾角应控制在°+°−2~5之间为宜。

综合上述分析结果，可以得到一个关于直缝不锈钢焊管成形质量的综合评价体系，详见表4-1。通过构建的质量评价体系，可以直接获得控制板料在各阶段的成形质量的指标，进而控制最终制品的成形质量。

分步控制策略

UOE生产工艺中，焊接前主要包括弯边、U成形和O成形三个成形工序，而机械扩径是焊接后唯一一道成形工序，其主要作用就是提高焊接管坯的尺寸和形状精度。关于机械扩径工艺，人们已做过大量的研究工作，并取得了丰富的研究成果。在本节的分步质量控制策略研究中，针对前述三种规格制品钢管，依据构建的质量评价体系及各评价指标的控制范围，对上述焊接前的三个成形工序的质量评价指标进行分析。

分步控制策略就是基于构建的质量评价体系，通过调整工艺参数分阶段控制坯料的成形质量。工艺参数主要包括：弯边弧长L c、弯边力F c、弯曲凸模工作行程S和水平辊的工作行程S s、左右水平辊初始间距D s和O成形上下模最小成形间隙d o。在未作特殊说明时，工艺参数按表4-2选取。图4-16是各工序工艺参数的物理意义。

弯边半径

为了分析弯边弧长对成形质量的影响及其规律，仿真分析中弯边力要达到使板料边缘部分与弯边上模具贴合状态良好的要求。图4-17是板料弯边半径与弯边弧长之间的关系曲线。图中横坐标为相对弯边弧长k c，定义为弯边弧长L c与初始板宽W 0的比值，纵坐标为相对弯边半径δr。由图可见，弯边半径随弯边弧长的增大而逐渐减小。显然，弯边弧长较大时，弯边半径更接近O成形管坯内半径。这主要是由于上下弯边模具横断面的线形均采用的是渐开线，随着弯边弧长的增大，板料参与弯曲变形的区域逐渐增大，因此，与板料边缘部分接触的模具表面曲率半径逐渐减小。

弯边过程中，板料的弯曲变形区域从与弯边上模接触位置开始向板料的边缘扩展。因此，在弯边力较小且不能使板料与弯边上下模贴合时，成形板料的弯边半径数值较大。随着弯边力的增大，板料逐渐与弯边上模贴合，成形后板料的弯边半径也随之减小。

不弯边长度

图4-19为板料的直边比δc与相对弯边弧长k c之间的关系。由图可见，在变形条件完全相同的情况下，板料边缘的不弯边长度随着弯边弧长的增大而逐渐减小。当k c>10%时，继续增大弯边弧长对减小板料边缘不弯边长度的作用显著减弱。

图4-20为相对弯边弧长k c=10%时，直边比δc与弯边力系数c p之间的关系。由图可见，板料边缘的不弯边长度随着弯边力的增大而减小。当c p>0.3之后，增加弯边力对减小板料的不弯边长度的作用显著减弱。若仅从不弯边长度这一质量评价指标来看，弯边力取值较大时对成形质量有利。然而，若一味地增大弯边力，会使板料的边缘部分产生塑性变形，影响焊管的成形质量。虽然不弯边长度的数值较小，但是成形管坯的椭圆度和桃形凸度不仅不会减小，反而会呈现逐渐上升的趋势。

直壁段倾角

图4-21是直壁段倾角θ与水平辊工作行程S s的关系曲线。从图中可以看出，弯曲凸模工作行程固定不变，直壁段偏离理想位置的角度随着水平辊工作行程的增加逐渐减小，θ数值由正转负，θ与S s近似呈线性关系。这表明，随着水平辊工作行程的增加，U形弯曲件直壁段的开口由大变小，直壁段的形态从外张逐渐变为内收。显然，使直壁段与其理想位置重合相对应的水平辊工作行程，就是工艺设计的理想参数。

在三种规格的算例中，使直壁段与其理想位置重合的水平辊工作行程分别为104mm、63mm和170mm。在实际生产中，直壁段倾角的合理范围是-5°~+2°，如图4-21中虚线所示。各算例中，使直壁段倾角处于合理范围内的水平辊工作行程范围依次为90~137mm、55~79mm和155~204mm。

弯曲凸模工作行程不同，使直壁段倾角处于合理范围内的水平辊工作行程也不相同。图4-22给出了直径为1016mm规格制品成形过程中，不同弯曲凸模工作行程条件下水平辊工作行程范围。图中两条曲线上点的横纵坐标分别对应直壁段倾角为-5°和+2°时弯曲凸模和水平辊的行程。因而，两条曲线所夹区域为工艺所需求的合理范围。由图可知，水平辊行程应满足如下关系

15.213 3833.0 2.134 2435.0u s u−≤≤−S S S(4-3)

根据式(4-3)可以方便的计算出该规格制品不同弯曲凸模工作行程所对应的水平辊工作行程的取值范围。

对于U成形工序，直壁段回弹角是影响U形弯曲件成形精度的一个主要因素。总体而言，弯曲凸模工作行程对直壁段回弹角的影响较小，而水平辊的工作行程对直壁段回弹角的影响比较明显。

图4-23是当弯曲凸模工作行程固定时，成形板料直壁段回弹角与直壁段倾角的关系。由图可见，直壁段的回弹角与直壁段倾角之间呈线性关系。各算例中，卸载前直壁段倾角从+2°到-5°，直壁段回弹角分别增大了1.93°、2.11°和2.01°。

底部内弧半径

根据数值模拟结果分析可知，当模具尺寸确定时，U形弯曲件的底部曲率半径与模具行程参数无关，如图4-24，图4-25所示。

在研究弯曲凸模工作行程对底部曲率半径的影响时，水平辊工作行程可依据U形弯曲件直壁段达到理想的位置确定，弯曲凸模行程变化范围依据式(2-33)和式(2-34)确定。图4-24中模拟结果显示，弯曲凸模工作行程从对应的最小行程增大到最大行程，U形弯曲件的底部曲率半径基本不变。图中纵坐标为相对U弯半径δu，横坐标为弯曲凸模行程S u。

在分析水平辊的工作行程对U形弯曲件底部曲率半径的影响时，水平辊工作行程的选择要考虑到使U形弯曲件开口宽度不大于O成形模直径的技术要求。由图4-25可见，各算例中，随着水平辊的工作行程增大，对应的直壁段倾角从°+2减小到°−5，U形弯曲件的底部曲率半径的最大变化量仅为0.52mm，相对误差为0.166%。可见，弯曲凸模和水平辊的工作行程非影响U形弯曲件底部曲率半径的主要因素。图中纵坐标为相对U弯半径δu，横坐标为直壁段倾角θ。

水平辊的初始位置决定了两侧水平辊之间的距离，实际上就给定了板坯在U形弯曲过程中的凹模洞口宽度。尽管最大限度地减小两侧水平辊之间的距离能够使弯矩载荷的分布区间尽量集中，但也难以使弯曲件的底部曲率与弯曲凸模的曲率相同。水平辊之间的初始距离对成形载荷有所影响，如图4-26所示。图中曲线是对直径为mm 1016规格制品模拟分析得到的，两条曲线分别表示弯曲凸模成形力和水平辊成形力。随着水平辊初始间距的增大，这两条曲线的变化趋势相反。弯曲凸模成形载荷随水平辊初始间距的增大而逐渐减小，水平辊的成形载荷随其初始间距的增大而逐渐增大。因此，可以通过调整水平辊初始间距，实现弯曲凸模和水平辊成形载荷的协调。

桃形凸度

在O成形阶段，U形件在成形模具中沿全长一次成形为焊接管坯。除了U形件的断面形状发生变化之外，还在成形终了时对管坯实施了压缩，使管坯沿周向产生一定的压缩率，其目的是减小弹性回复对管坯断面造成形状误差。

在本文中，压缩率定义在管坯中径上，它等于压缩后管坯中径周长的变化量与压缩前管坯中径周长的比值。显然，若忽略弯边和U成形工序板料宽度的变化量，压缩率的物理意义就是O成形板料中性层长度与初始板料宽度的相对变化量。压缩率对成形管坯质量的贡献主要表现为管坯断面形状误差的减小。图4-27所示是O成形管坯桃形凸度与压缩率之间的关系。由图可见，在其它变形条件相同的情况下，成形管坯的桃形凸度随着压缩率的增大而逐渐减小，并由正值变化为负值。在%4.0o>β之后，继续增大压缩率对管坯桃形凸度的影响显著减小。显然，增大压缩率对趋向于正值的桃形凸度改善效果较明显，但是对于桃形凸度为负值的管坯，或者说对于在焊缝区存在内凹缺陷的管坯，提高压缩率也难以改善其焊缝区的成形质量。为了提高管坯的成形质量，需要对管坯进行后续的机械扩径。

椭圆度

图4-28是焊接管坯椭圆度与压缩率的关系曲线。显然，在算例规定的条件下，成形管坯的椭圆度具有最小值，与之对应的压缩率约为0.4%。这就说明，当压缩率小于0.4%时，管坯的椭圆度随着压缩率的增加而得以改善；然而当压缩率大于0.4%之后，随着压缩率的增加，管坯的椭圆度非但不会减小，反而会进一步增大。不难理解，由于O成形工艺的特点，随着上模向下移动对管坯实施压缩，管坯位于对称面上的长轴逐渐减小，椭圆度的数值也随之减小；因而如果一味地加大上模的行程提高压缩率，则由于管坯位于对称面上的长轴逐渐缩短并变换为椭圆的短轴，成形管坯的椭圆度不仅不会减小，反而会呈现出逐渐增大的趋势。

综合以上分析，可以得到基于质量评价体系和控制范围的成形质量分步控制策略：

(1)弯边工序的板料成形质量对O成形后管坯质量影响较大，应制定合理的工艺参数组合。弯边弧长宜取初始板宽的%12~10；在合理范围内应尽量增大弯边力。

(2)U形弯曲件的底部曲率半径与模具行程参数无关，直壁段倾角与水平辊工作行程之间呈线性关系。在保证模具与板料互不干涉的条件下，可据此关系确定模具工作行程。

(3)O成形压缩率应控制在%4.0~35.0o=β内，以确保使成形管坯的断面尺寸达到机械扩径工艺的来料要求。

本章小结

本章采用由后续工序成形质量要求确定前一步工序应该控制的质量参数的倒推方法，制定UOE成形工艺的质量控制参数及评价体系。通过对各质量评价指标对成形质量的影响定性和定量分析，制定了直缝不锈钢焊管成形质量的控制策略。

(1)不弯边长度d c和弯边半径R c对管坯的成形质量影响较大。不弯边长度应该小于1.5倍的壁厚，弯边半径应该控制在R c=1~1.3 R以内。弯边弧长宜取初始板宽的10~12%，在合理范围内应尽量增大弯边力。

(2)U成形质量对管坯的成形质量影响较小。考虑到成形工艺的问题，U形弯曲件底部曲率半径R b应控制在0.8~0.9 R o，直壁段倾角θ应控制在-5°~+2°之间为宜。

(3)机械扩径工艺可以使管坯的椭圆度和桃形凸度缺陷得到明显的改善，但是不能完全消除其对制品质量的影响。O成形管坯的桃形凸度f o应控制在-2mm~3mm之间，椭圆度T o应该控制在3.5%以下，压缩率应控制在βo=0.35~0.4%以内。