何德孚，蘇永強，容松如，羅 劍

（1.上海久立工貿(mào)發(fā)展有限公司，上海200135；2.浙江德傳管業(yè)有限公司，浙江 湖州313103）

不銹鋼彎管的皺波問題及其預(yù)防措施（下）

何德孚1，蘇永強2，容松如1，羅 劍2

（1.上海久立工貿(mào)發(fā)展有限公司，上海200135；2.浙江德傳管業(yè)有限公司，浙江 湖州313103）

為了預(yù)防不銹鋼管冷彎時出現(xiàn)皺波的問題，首先從管件制造標準化角度考察和評估了冷彎方法的優(yōu)點及其合理應(yīng)用范圍，然后通過兩個典型案例分析了冷彎時發(fā)生皺波的“薄”壁條件和影響因素。分析指出，皺波的實質(zhì)是拱腹壓縮塑性變形區(qū)的“壓桿”失穩(wěn)屈折現(xiàn)象。依據(jù)鋼管to/do和Ro/do決定的彎管“薄”壁度，合理設(shè)置芯棒型式模具加工精度和安裝“間隙”，從力學上增強“壓桿”抗壓穩(wěn)定度，是預(yù)防皺波的必要保障。不銹鋼管制造標準允許的to和do公差帶往往大于“薄”壁彎管所必須的模具間隙，有時會在小批量多品種規(guī)格不銹鋼彎管時產(chǎn)生皺波，但只要把握“薄”壁度，重視芯棒結(jié)構(gòu)、模具間隙及彎管參數(shù)的合理調(diào)整，不銹鋼冷彎管時的皺波問題是可以解決的。

不銹鋼管；冷彎；拱腹皺波；繞彎式彎管機；“薄”壁度；芯棒型式；模具間隙；壓桿失穩(wěn)屈折

Abstract:In order to prevent wrinkling problem during stainless steel pipe cold bending,first of all,from the perspective of pipe fittings manufacturing standardization,it inspected and evaluated the advantages of cold bending method and its reasonable application scope,then analyzed the"thin”wall condition and influence factors when stainless steel cold bending through two typical cases.The analysis indicated that the essence of the wrinkling is pressure rod unstability and buckling phenomenon in intrados compressive plastic deformation area.According to the steel pipe “thin” wall degree decided by to/doand Ro/do,set up reasonably mandrel type,and the clearance determined by other mold processing and installation presicion,to strengthen the stability against crushing of compression bar from mechanics,this is a necessary safeguard against wrinkling.The tolerance zone of to and do specified in stainless steel pipe manufacturing standard is often than the die clearance of"thin”wall thickness bends,sometimes the wrinkling appear in small batch multivarietal specifications stainless steel elbow pipe.However,as long as grasp the"thin"wall thickness degree,pay attention to the core rod structure,reasonably adjust die clearance and bending pipe parameters,the wrinkling problem of stainless steel cold bend can be solved.

Key words:stainless steel pipe；cold-bending；wrinkle wave of intrados；draw bender；“thin”wall degree；mandrel type；die gap；pressure rod unstability and buckling

（上接2017年第7期第40頁）

3 案例分析和解剖

2016年，用戶在對德傳管業(yè)生產(chǎn)的不銹鋼管進行彎管時發(fā)現(xiàn)，部分彎管出現(xiàn)了起皺現(xiàn)象。對該次彎管的樣本數(shù)據(jù)進行了統(tǒng)計分析，結(jié)果見表9。

3.1 案例一

首先以Φ88.9 mm×3.05 mm（表 9中序號 1）不銹鋼管的彎管為例。依據(jù)諾模圖（見圖10）和表9數(shù)據(jù)可知，對該規(guī)格鋼管彎管時宜采用單球柔性芯棒來彎制，但工廠實際彎管時采用了剛性芯棒，從根本上說會有較大起皺風險，這是因為：

表9 不銹鋼彎管的樣本數(shù)據(jù)統(tǒng)計

（1）該用戶所用彎管機為圖9（a）結(jié)構(gòu)，但未設(shè)置防皺塊。采用該彎管機型彎制Φ21.3 mm×2.11 mm、 Φ 33.4 mm×2.77 mm、 Φ 42 mm×2.77 mm、Φ 48.3 mm×2.77 mm、 Φ 60.3 mm×2.77 mm 和Φ73 mm×3.05 mm規(guī)格不銹鋼管時均未發(fā)生起皺現(xiàn)象。這些彎管的相對壁厚（to/do）較Φ88.9 mm×3.05 mm彎管的要大，這是重要前提。由表9的數(shù)據(jù)分析可見，這6種鋼管的b≥10.5%，可采用剛性芯棒。而Φ141.3 mm×3.4 mm彎管采用球形柔性芯棒時也未出現(xiàn)皺波，更說明了改善芯棒設(shè)置的重要性。

（2）訂貨要求為Φ88.9 mm×3.05 mm，在國標中被圓整為Φ89 mm×3.0 mm（見表4），制造廠若忽略定單要求，很容易造成按Φ89 mm×3.0 mm來生產(chǎn)，導致供貨鋼管的外徑、內(nèi)徑均偏大，而壁厚卻偏低。彎管時，若使用與Φ88.9 mm×3.05 mm鋼管同樣的芯棒，就會導致鋼管內(nèi)壁與芯棒之間的間隙增大。這些都使得本該采用柔性芯棒彎制Φ88.9 mm×3.05 mm的鋼管在采用剛性芯棒彎管時的起皺現(xiàn)象在Φ89 mm×3.0 mm條件下變得更為突出?？梢姡瑖鴺酥袑Υ祟悢?shù)據(jù)的圓整并不恰當。

（3）實際彎管時所用芯棒的外徑為80 mm，這時鋼管內(nèi)壁與芯棒之間的間隙為（di－dm）/2=1.45，該數(shù)值遠大于表7中推薦的數(shù)值。對比另一家工廠中采用外徑82 mm芯棒彎管時未出現(xiàn)起皺的情況，芯棒外徑太小及芯棒位置又未調(diào)整前置量可能是該案例出現(xiàn)起皺的關(guān)鍵因素。加上未采用防皺塊，對于b=8.5%的鋼管（Φ 88.9 mm×3.05 mm）起皺波就在所難免了。

（4）如果鋼管的壁厚達到該規(guī)格的上限（3.05 mm×1.225=3.72 mm），采用外徑80 mm芯棒彎管時，鋼管內(nèi)壁與芯棒之間的間隙為（di－dm）/2=0.7≈0.2to，此時就不會出現(xiàn)皺波。說明采用外徑80 mm的芯棒適合于壁厚為上限的供貨狀態(tài)。

3.2 案例二

再以Φ 60 mm×3.5 mm（表 9中序號 2）不銹鋼管的彎管為例。依據(jù)諾模圖（見圖10）和表9數(shù)據(jù)可知，對該規(guī)格鋼管彎管時宜采用剛性芯棒來彎制。但該規(guī)格鋼管為非標準鋼管，在歐美標準中（見表4）的標準外徑為60.33 mm，壁厚只有2.77 mm（2.8 mm）和 3.91 mm（4.0 mm）。 60 mm為國標對60.33 mm的圓整值。對該規(guī)格鋼管彎管時，只有個別彎管產(chǎn)生了皺波，發(fā)生率約為10%。經(jīng)過仔細分析，其原因主要是：

（1）彎管時只能采用Φ 60 mm×2.8 mm標準規(guī)格的芯棒，此時間隙明顯大于表7中的推薦數(shù)值。

（2）外徑60 mm＜60.33 mm，使得彎模間隙増大，這也會增加皺波傾向。

（3）彎管時如果鋼管壁厚偏近下公差帶，且壁厚均勻，就會使部分鋼管發(fā)生皺波。這時，只要按Φ60 mm×3.5 mm配置芯棒，偶發(fā)性的皺波就能得到控制。不銹鋼管標準中DN200以下鋼管的尺寸公差匯總見表10。

表10 不銹鋼管標準中DN200以下鋼管的尺寸公差匯總

（4）同時供給該用戶的Φ 27 mm×2.5 mm、Φ 89 mm×3 mm、Φ 219 mm×4.5 mm三種非標規(guī)格的316L彎管均未發(fā)生皺波，說明只要合理設(shè)置芯棒，不銹鋼管彎管時的起皺問題就能排除。

表9中兩個案例的對比分析結(jié)果表明，圖10（a）的諾模圖給出的“薄”壁度分界線基本適用于不銹鋼彎管彎制芯棒的選擇。

4 討 論

4.1 彎管起皺的實質(zhì)

彎管起皺的實質(zhì)是拱腹受壓后產(chǎn)生了塑性變形失穩(wěn)。

4.1.1 正常彎管

正常彎管應(yīng)是拱背均勻拉伸和拱腹均勻壓縮塑性變形的結(jié)果。理論和試驗研究證明：拱背的均勻拉伸塑性變形和拱腹的均勻壓縮塑性變形的巧妙結(jié)合是保障彎管質(zhì)量的前提。均勻拉伸塑性變形的極限是鋼管的塑性容限決定的，超過這一極限， 拱背就會斷裂。 對于 to/do＜（4～5）%的薄壁管，拱腹壓縮區(qū)就會在這一極限以前因剛性不足而產(chǎn)生波浪形變形，其本質(zhì)與材料力學中的壓桿失穩(wěn)彎曲是一樣的。因此，皺波是“薄”壁彎管時常見的一種異?，F(xiàn)象。

4.1.2 壓桿失穩(wěn)

細長桿（即L/t比值很大）受壓時易發(fā)生折彎而失去受壓功能，稱之為失穩(wěn)。這就是說，橫斷面很小或很薄的桿件，或自由長度較大的桿件一旦受壓就會失去繼續(xù)承受壓力的能力，增大壁厚或減小長度可避免失穩(wěn)的發(fā)生。因此，L/t實際是壓桿受壓穩(wěn)定性或剛性（stiffness）最早采用的評判指標。

工程中常見的壓桿失穩(wěn)實例很多。例如：①鋼管水壓試驗時，必須按細長比設(shè)置逐段壓持才能在兩端夾緊條件下加壓，否則兩端一加壓鋼管就會拱起（彎曲），壓力較小時為彈性（變形）失穩(wěn)，壓力較大時則為塑性（變形）失穩(wěn)；②工字或箱形樑腹板受壓應(yīng)力區(qū)必須設(shè)置肋板和加強筋板以防止樑受壓彎曲時發(fā)生波浪形變形；③薄板焊接時焊接壓應(yīng)力區(qū)很容易產(chǎn)生波浪形變形。因此，須控制焊接順序及焊接參數(shù)才能減小壓縮應(yīng)力防止失穩(wěn)?？梢?，利用塑性變形彎管時拱腹產(chǎn)生的皺波，實質(zhì)上是壓桿失穩(wěn)的一種形式。

4.1.3 管道用薄壁不銹鋼管

管道選用不銹鋼管時，一般選用to/do＜5%的薄壁管，因為：①優(yōu)良的耐蝕性決定了不銹鋼管的設(shè)計壁厚無需再添加腐蝕余量；②昂貴的價格使設(shè)計者總是盡可能選用薄壁管，5S、10S系列管道用不銹鋼管 to/do為 （2～4）%（見表 4）；③船舶等結(jié)構(gòu)物空間有限，管道彎頭半徑（Ro）要盡可能地最小，這就導致生產(chǎn)“薄”壁彎管時會有皺波產(chǎn)生。

4.2 彎管起皺的力學分析

借助現(xiàn)代結(jié)構(gòu)力學中有關(guān)壓桿發(fā)生壓縮塑性變形及其支承條件對壓桿穩(wěn)定性影響的評估[25]方法，進一步分析不銹鋼彎管時拱腹起皺的原因及條件。

（1）只有細長比（L/t）＜3～5 的壓桿才能產(chǎn)生壓縮塑性變形[25-26]，否則壓桿將首先因失穩(wěn)折彎而不可能產(chǎn)生壓縮塑性變形。

（2）壓桿穩(wěn)定性不僅取決于桿件本身的細長比，而且更大程度上取決于兩端的約束條件或運動自由度，因此失穩(wěn)的臨界壓力（Fc）可以表達為

式中：E—受壓桿件材料的彈性模量；Iαβ—受壓桿件橫截面慣性矩；L—受壓桿件的實際長度；

μ—受壓桿件的長度系數(shù)；

ζ—受壓桿件的穩(wěn)定性系數(shù)， ζ=π/μ2。不同端頭支承方式的壓桿長度系數(shù)μ和穩(wěn)定系數(shù)ζ見表11[25]。由表11可見，支承端自由度越小， μ值就愈小，ζ值就愈大。彎管時模具設(shè)置及間隙狀況實際已決定了拱腹受壓區(qū)的支承自由度：to/do或Ro/do足夠大時，拱腹足夠厚，其剛度可以承受無芯棒的冷彎；to/do或Ro/do較小時，拱腹本身剛度降低，必須在起彎點通過剛性芯棒限制其橫向運動自由度或用單球柔性芯棒限定起彎段實際自由長度；對to/do或Ro/do很小的“薄”壁管，彎管過程需限定每一微彎段兩端自由度及對應(yīng)的微彎段實際自由長度。因此，超“薄”壁管彎管時必須采用多球芯棒才能防止拱腹皺波的產(chǎn)生。

表11 不同端頭支承方式的壓桿長度系數(shù)和穩(wěn)定系數(shù)

4.3 模具精度和間隙對彎管皺波的影響

4.3.1 模具對彎管皺波的影響

無模具冷彎鋼管斷裂或皺波極限條件如圖15所示。理論和實測研究結(jié)果表明，若不采用模具改善彎曲鋼管塑性變形條件，to/do=4%或2%的不銹鋼管在Ro/do=25或50（即圖15中名義彎曲應(yīng)變量do/2Ro=2%或1%）時就可能發(fā)生折斷或皺波。但如果借助彎模、壓塊和柔性芯棒等模具的合理配置，to/do=2%在Ro/do=1.5%的不銹鋼管彎管時仍然可以避免皺波?？梢娔＞呔群烷g隙對保障不銹鋼管的彎管質(zhì)量及預(yù)防皺波的產(chǎn)生均有重要作用。

圖15 無模具冷彎鋼管的斷裂或皺波極限條件

4.3.2 間隙的確定

除文獻[24]以外，其他文獻中只說明了正確控制間隙的重要性，卻沒有說明實際控制間隙的普通意義。文獻[5]給出了對Φ20 mm×1 mm規(guī)格304鋼管作Ro/do=3無芯棒冷彎時彎模與鋼管外徑間隙＞0.2 mm的臨界條件，但不同to/do及Ro/do時這一臨界條件就未必適用。文獻[2]只說明了Φ40 mm×1 mm規(guī)格鋁合金管冷彎時芯棒外徑與管內(nèi)徑間隙更大。文獻 [15]采用能量法研究了Φ38 mm×1 mm規(guī)格鋁合金管冷彎時的皺波問題，給出的試驗和模擬間隙結(jié)果是：芯棒與管內(nèi)徑、防皺塊與管外徑，彎模與管外徑之間的間隙在0.8 mm時均產(chǎn)生皺波，而間隙為0.2 mm時均未產(chǎn)生皺波，但壓力塊與管外徑之間的間隙為0.2 mm或0.8 mm時都未產(chǎn)生皺波。

這些文獻中對間隙更大或更小時的情況并未具體說明?？v觀表7，文獻[24]給出的間隙控制數(shù)值是目前最有參考價值的。

4.4 鋼管尺寸公差對皺波的影響

文獻[24]給出了所指間隙比較全面而具體的控制數(shù)值，并分別指明：有些間隙應(yīng)取決于to或do；有些間隙是某個明確的數(shù)值范圍；還有些間隙要通過試驗確定（詳見表7）。這些說明雖有一定的參考價值，但在具體執(zhí)行時存在困難，因為現(xiàn)行鋼管制造標準允許的尺寸公差帶范圍目前還未達到“間隙”的控制要求。

對比表10和表7中的間隙控制要求可知：許多標準規(guī)定的壁厚公差均在+（0.15～0.225）to和－0.125to之間，最大公差帶寬可達0.35to。加上還有外徑公差，如果僅按名義規(guī)格確定上述間隙，那么很有可能一部分符合該規(guī)格標準尺寸公差的管材，實際間隙卻難以控制在表7所要求的范圍內(nèi)，因而在彎管時出現(xiàn)了起皺等問題。

這里需要注意的是：

（1）不同制造工廠由于鋼管生產(chǎn)工藝細節(jié)不同，同一規(guī)格鋼管的公差帶可能不同。同一工廠生產(chǎn)的同一規(guī)格同一鋼種的鋼管也可能因原材料的鋼種爐號不同、化學成分差異，而造成公差帶偏上或偏下，這些均屬于正常現(xiàn)象。

（2）供貨的計價方式可能導致公差帶的偏移。早期國標均是按實際質(zhì)量計價，這種計價方式很容易導致制造廠按上公差帶供貨，以求得最高的銷售收益?，F(xiàn)國標已允許按長度或質(zhì)量計價，若按長度計價或許會導致鋼管制造廠按下公差供貨，以求得最大經(jīng)濟效益。美國標準中始終要求按長度計價，其原因文獻[21]中已有分析。對船用不銹鋼管而言，增加其自重等于減少船舶的有效噸位，因此17.4×104m3的 LNG等船用不銹鋼管都是按長度訂貨的。但如果計價時仍按標重換算成單位長度價，制造廠可能還未能意識到以下公差帶供貨的好處，于是許多工廠就會仍然按老傳統(tǒng)生產(chǎn)供貨。

（3）鋼管力學性能的差異也不可忽視。不同工廠生產(chǎn)的同規(guī)格同鋼種鋼管的力學性能，甚至同一工廠生產(chǎn)的不同批次同規(guī)格同鋼種鋼管的力學性能都可能因原材料爐號及鋼管制造過程最終熱處理的實際溫度或保溫時間、冷卻速度的差異，而導致其力學性能的不同。文獻[7]曾測定了3種相近規(guī)格304鋼管的實際屈服強度、彈性模量的差異，這均屬于正?，F(xiàn)象。實際上所有不銹鋼產(chǎn)品標準規(guī)定的力學性能指標都不高，例如伸長率（A）一般僅為40%，許多奧氏體不銹鋼管質(zhì)保書上伸長率的上限為55%～60%，對應(yīng)的拉伸強度、硬度亦有相應(yīng)波動。曾有文獻指明，為預(yù)防彎管起皺等缺陷的產(chǎn)生，對硬度也提出了相應(yīng)要求。文獻[24]指出，薄壁彎管不僅嚴格控制模具間隙，鋼管也應(yīng)采用同樣批次、最好是同一爐號的同規(guī)格鋼管。說明彎管實際生產(chǎn)中產(chǎn)生皺波屬于正常情況，原因除了鋼管的尺寸公差外，還可能涉及力學性能的差異。因此，對“薄”壁管彎管時，為確保彎管質(zhì)量，約定硬度也許是一條合理的途徑。碳鋼和合金鋼硬度與強度的等效折算見表12。

表12 碳鋼和合金鋼硬度與強度的等效折算①

4.5 預(yù)防彎管起皺的措施

由以上分析可見，不銹鋼彎管生產(chǎn)中出現(xiàn)皺波問題的原因復(fù)雜，既有對彎管機結(jié)構(gòu)認識不足、模具精度和間隙控制不當及模具缺乏維護和保養(yǎng)等造成的因素，也有鋼管制造過程中產(chǎn)生的性能和尺寸公差等形成的因素。為了有效預(yù)防彎管起皺，應(yīng)從以下幾方面著手。

4.5.1 嚴格控制鋼管尺寸公差

為了有效預(yù)防彎管起皺，首先從交貨鋼管的尺寸公差著手控制，合理選擇尺寸公差范圍。

17.4×104m3LNG運輸船制造廠曾提出一份明確的《低溫不銹鋼管訂貨說明書》[27]。該說明書是20世紀90年代引進該船舶制造技術(shù)時附帶的文件，該說明書所列的參考標準有ASTM A312和ASTM A530，后來的ASTM A999/A999M標準是1996年從ASTM A530中分離出來的。因此，1996年以后，ASTM A312和ASTM A999標準應(yīng)該作為低溫不銹鋼管道用管的執(zhí)行依據(jù)。

《低溫不銹鋼管訂貨說明書》規(guī)定DN300以下不銹鋼管的尺寸公差見表13[21]。對比表10可見，該說明書對壁厚、內(nèi)徑圓度等的公差要求明顯要高于ASTM A312和ASTM A999標準，這些要求對預(yù)防彎管起皺是十分有利的。

雖然《低溫不銹鋼管訂貨說明書》對不銹鋼管的尺寸公差提出了較高的要求，但要達到這樣的公差要求卻不容易。首先，在無縫管取代焊管時，要壁厚達到 （0，－12.5%to）下公差帶就很困難，文獻[27]指明所訂購鋼管優(yōu)先采用焊管，只是可用無縫管取代，說明焊管更容易達到該項要求。其次，說明書中內(nèi)徑圓度公差I(lǐng)Dmax－IDmin≤1%（do－2t）的要求， 相比 ASTM A312 標準中外徑圓度公差 OPmax－ODmin≤1.5%do的要求， 對于 to/do≤3%的薄壁管來說，由外徑測量的圓度要求略有提高，但對于厚壁管則更為苛刻。

表13 《低溫不銹鋼管訂貨說明書》規(guī)定DN300以下不銹鋼管的尺寸公差 mm

《低溫不銹鋼管訂貨說明書》提出的內(nèi)徑圓度控制也很難：①如果無法準確測量內(nèi)徑圓度，就談不上內(nèi)徑圓度的控制；②雖然控制內(nèi)徑圓度對彎管時芯棒的推入有益，但只要合理控制壁厚、外徑及周長公差，薄壁管的圓度公差就很容易“糾”正，對彎管時的芯棒推入沒有影響；③厚壁管冷彎時無需芯棒，外徑與彎模、壓塊的間隙對彎管質(zhì)量更為重要，只控制內(nèi)徑圓度而不規(guī)定同心度或壁厚的不均勻性對提高彎管質(zhì)量無益；④從表13對錯邊的要求可見，這是明確針對焊管的附加要求。

若采用無縫管彎管時，必須要注意無縫管壁厚公差偏大的問題。上述Φ88.9 mm×3.05 mm規(guī)格鋼管采用80芯棒外徑的狀況充分說明這一點。

4.5.2 合理選擇配置參數(shù)

依據(jù)to/do、Ro/do數(shù)值大小，合理選擇冷彎模具、優(yōu)化間隙配置、調(diào)整必要參數(shù)，可提高彎管質(zhì)量。

（1）對b=Roto/do2≤10.5的薄壁管最好采用單球或多球柔性芯棒。

（2）合理配置芯棒、壓塊、彎模等的間隙。對于b=8.5%的不銹鋼薄壁管，還必須檢測彎模底部及驅(qū)動軸的磨損量，也可在彎管時采用剛性芯棒以預(yù)防皺波的產(chǎn)生。

（3）根據(jù)鋼管的實際公差合理調(diào)整彎管速度、壓塊壓力等參數(shù)。有時降低彎管速度可有效消除皺波，但前提是操作者必須有足夠的經(jīng)驗和判斷能力，并對所操作的彎管機結(jié)構(gòu)和性能比較了解。表8和圖14的數(shù)據(jù)說明，皺波的出現(xiàn)也可能跟壓力和助推條件的設(shè)定相關(guān)。文獻[24]指明只要彎管機參數(shù)調(diào)節(jié)合理，彎制薄壁管時所需壓力塊的壓力很小，但實際操作時由于種種原因并非如此。

（4）改進彎管機結(jié)構(gòu)。例如采用鋼管尾部直接助推取代原壓力塊助推（見圖9（b）），或者給芯棒設(shè)置前后震蕩式推入裝置等。文獻[24]指出這種震蕩式推入裝置有助于精度較高的多球形芯棒推入鋼管，并指明震蕩頻率為1～500周/min、振幅為3.2～25 mm可調(diào)。這種震蕩式推入裝置是薄壁彎管機值得增設(shè)的輔助機構(gòu)。

上海一家船廠在制造8.4×104m3LNG運輸船時，按ASTM A312標準訂購所需的不銹鋼管，彎管時按上述方法采取了相應(yīng)措施，有效預(yù)防了彎管時皺波的產(chǎn)生。說明只要合理選擇冷彎模具、優(yōu)化間隙配置、調(diào)整必要參數(shù)，彎管起皺問題可得以解決。

4.6 芯棒長度和剛度的選擇

剛性芯棒前端部的外徑由鋼管內(nèi)徑?jīng)Q定。文獻[24]指出，薄壁彎管時所用芯棒應(yīng)足夠厚實，這是指芯棒的剛度或抗變形能力要足夠好。這就要求：①芯棒長度不能很長，所以選用長芯棒以滿足在長管端部作彎管的方案并不可取，而將長管放在夾緊側(cè)（要求大回轉(zhuǎn)半徑的方案）是比較合理的；②即使對短芯棒，除了端部外徑最大處要精加工以外，其余部分的外徑只能略為縮小一些。 許多文獻的圖中（如圖 9（b）[8，14]）將芯棒后半節(jié)的直徑畫的很細，這點并不可取。

4.7 船用彎管生產(chǎn)的特點

許多文獻都指明防皺塊是防止薄壁彎管皺波的有效手段[1-20，22-23]，但船用彎管生產(chǎn)中卻大都不設(shè)置防皺塊。再結(jié)合生產(chǎn)實際，分析彎管時不設(shè)置防皺塊的原因有：①防皺塊必須要達到足夠安裝精度，否則作用不大，反而會增加不銹鋼管外表面劃傷風險；②隨著彎管直徑增大，壓塊壓力增加，防皺塊磨損會加劇，而磨損后必須及時調(diào)整防皺塊的安裝位置，否則起不到應(yīng)有作用；③小批量多規(guī)格彎管機往往是低碳鋼管、不銹鋼管混用，前者一般to/do較大，故不需要防皺塊；④圖8的防皺塊要求用輕油潤滑，否則可能適得其反；圖9的安裝方式可能會帶來防皺塊振動影響防皺效果。

以上分析說明，防皺塊的合理應(yīng)用或許僅（更）適合單一品種規(guī)格的集約化大批量薄壁彎管的生產(chǎn)。

4.8 低溫用不銹鋼冷彎彎頭須作固溶退火處理

文獻[27]規(guī)定，所采購低溫用不銹鋼管要滿足－196℃低溫沖擊試驗（41 J）。因此，不銹鋼管必須在固溶退火后供貨。冷彎后的彎頭拱背有不同程度冷加工拉伸塑性變形，拱腹則有不同程度壓縮塑性變形，這就意味著鋼管材料已有不同程度脆化（見圖16）。因此，在低溫環(huán)境工作的這類彎頭在使用前應(yīng)作固溶退火處理。美國標準ASTM SA403和ASTM SA815中也規(guī)定：可采用冷彎法制作彎頭，但必須在固溶退火處理后供貨。

圖16 304不銹鋼不同冷加工程度下σ－ε曲線

4.9 薄壁不銹鋼彎管的壓力和助推速度

表8的數(shù)據(jù)表明：采用四球型柔性芯棒作薄壁奧氏體不銹鋼彎管時，不宜采用較大壓塊及較大壓力和助推速度。否則，雖可降低拱背的壁厚減薄量，但必然會增加拱腹的壁厚增厚量，并產(chǎn)生嚴重皺波。原因是：過大的壓塊壓力使彎管起始點的拱腹承受了很高的壓縮應(yīng)力，外加助推帶來的壓力，使增厚的拱腹仍然不具備足夠高的抗壓穩(wěn)定度，因此產(chǎn)生了皺波。

需要注意的是：①在圖9（a）所示的助推機型中，助推只是為了盡可能減小壓塊與鋼管外表面之間的滑動，從而使vp≌vo。通常情況下，助推也不是一個獨立的調(diào)節(jié)參數(shù)，但圖9（b）所示的鋼管尾部助推機型中，助推是完全獨立于壓塊壓力的調(diào)節(jié)參數(shù)；②壓塊表面粗糙度和潤滑條件決定的界面摩擦系數(shù)對壓力調(diào)節(jié)有決定性影響，表面越光整、潤滑越充分，所需壓力就越大，但粗糙的壓塊又會劃傷鋼管表面。因此，準確掌握潤滑程度對壓力調(diào)節(jié)十分重要。

4.10 Φ88.9 mm×3.05 mm不銹鋼焊管難達船用供貨要求

文獻 [27]指明，所訂購鋼管按ASTM A312/A312M標準可優(yōu)先選用焊管，但國內(nèi)目前生產(chǎn)的焊管至今難以達相應(yīng)的供貨要求。主要原因可能是：

（1）壁厚 3.0～3.5 mm、DN100以下的不銹鋼焊管難以采用單弧GTAW方法實現(xiàn)單面焊雙面成形，并保證穩(wěn)定的焊縫成形質(zhì)量。

（2）采用PAW或多陰極GTAW焊接方法，雖有可能獲得穩(wěn)定的焊縫成形質(zhì)量，但同時須滿足一定的附加條件：①嚴格的鋼帶寬度公差和切口垂直度；②成型機組最佳的工作狀態(tài)；③嚴格控制焊接電弧參數(shù)及焊接條件等。

不銹鋼焊管焊接時，嚴格控制鋼帶的寬度公差和切口垂直度，是為了保證焊縫接口間隙的均勻度，降低焊接時的左右漂移，這時增加鋼帶銑邊裝置是很有必要的。為了使成型機組保持在最佳工作狀態(tài)，對成型機進行及時維護和保養(yǎng)，并配備經(jīng)驗豐富的調(diào)型工作人員也是必須的。嚴格控制焊接參數(shù)及焊接條件，保持穩(wěn)定的焊接速度，也有助于獲得穩(wěn)定的焊縫成形質(zhì)量。叁陰極GTAW焊接雖然可以實現(xiàn)較高的焊接速度，但穩(wěn)定性很差。而雙陰極或PAW+GTAW雙弧焊接是比較有效而穩(wěn)定的焊接方式，尤其是PAW+GTAW焊接既可以保證背面和正面的成形質(zhì)量，又能達到一定的焊接速度，這種焊接方式是值得推薦的。PAW+GTAW焊接最大優(yōu)點是可以減少同一鋼種因爐號差異和表面狀態(tài)波動對焊縫質(zhì)量的穩(wěn)定性影響，正面焊縫的咬邊傾向也很低[28-32]。

5 結(jié)論和建議

（1）冷彎是制作管道彎頭的通用簡易方法，雖有壁厚不均、圓度畸變、回彈及拱腹皺波等不足，但并不影響內(nèi)壓條件下工作的一般流體輸送管道的正常運行，因此，冷彎常被看作是彎頭制造的主要且實用方法。

（2）奧氏體不銹鋼管優(yōu)良的塑性（裕度）使冷彎方法的應(yīng)用更為普遍。國內(nèi)外管道標準均允許Ro/do≥1.5的奧氏體不銹鋼彎管可在冷彎狀態(tài)下直接應(yīng)用，但實際這種保留著不均勻冷加工程度的彎頭只宜在常溫靜載條件下應(yīng)用。在應(yīng)力腐蝕及低溫條件下，使用奧氏體不銹鋼彎管時仍然要進行熱處理，最好是經(jīng)過固溶熱處理后再使用。在交變載荷、高溫蠕變等條件下，就不再適合使用奧氏體不銹鋼冷彎管，而必須采用壁厚均勻度較高的模壓+焊接法或鍛造+機加工法制造的彎頭。

（3）模具設(shè)置合理的繞彎式彎管機可實現(xiàn)各種相對半徑（to/do）、 相對彎曲半徑（Ro/do）的 Φ219 mm以下不銹鋼管的冷彎。一般來講，為了保證冷彎質(zhì)量，特別是控制圓度和避免皺波：to/do越小或Ro/do小于某一數(shù)值時，必須采用設(shè)計合理的剛性芯棒或帶一個球鉸的柔性芯棒；只有to/do和Ro/do都足夠大的厚壁彎管才能進行無芯棒冷彎；對于to/do特別小或Ro/do足夠小薄壁不銹鋼管的冷彎，要采用專門設(shè)計的單球或多球柔性芯棒才能防止彎管時的皺波。b=Roto/do2≤10.5%、10.5～17.5%、＞17.5%可分別作為柔性芯棒、剛性芯棒、不用芯棒的薄壁度粗略分界評估值。

（4）繞彎機結(jié)構(gòu)確定以后，模具制造和安裝調(diào)整精度決定的間隙參數(shù)都可能對彎管質(zhì)量，特別是皺波發(fā)生傾向有不可忽視的影響。在小批量多品種規(guī)格彎管生產(chǎn)中，如果出現(xiàn)皺波，應(yīng)逐項檢查芯棒外徑與鋼管內(nèi)徑、彎模、壓塊、防皺塊、夾塊內(nèi)徑與鋼管外徑之間的間隙是否過大，芯棒端頭及防皺塊安裝位置是否恰當。對于使用時間較長的設(shè)備，還要特別注意檢測彎模底部及其傳動軸軸徑的磨損是否過量。

（5）彎管速度和壓塊壓力大小等操作參數(shù)也對彎管皺波有一定影響。適當降低彎模轉(zhuǎn)速或壓力有時就能明顯減少彎管皺波。但壓力調(diào)節(jié)涉及摩擦和助推方式，要求運行操作人員有足夠經(jīng)驗積累。

（6）現(xiàn)行不銹鋼管制造標準規(guī)定的to、do公差帶遠大于薄壁彎管所要求間隙精度。某引進技術(shù)建造的LNG《運輸船用不銹鋼管訂貨說明書》規(guī)定以to下公差帶為壁厚公差有一定的合理性。但其中所提出的內(nèi)徑圓度公差，因難以實測而缺少實用價值。

（7）船用不銹鋼管均按美國標準以長度計價的方式交貨，這種交貨方式既有助于引導鋼管制造廠按壁厚下公差帶交貨，又有利于增加船舶的有效載重量。國標中保留的按質(zhì)量計量的交貨方式仍有不妥，應(yīng)早日去除這一保留并徹底以長度計量的交貨方式。

（8）不銹鋼管的to、do公差帶雖可能給薄壁不銹鋼彎管造成一些麻煩，但只要遵循合理地選擇芯棒型式，注意模具制造安裝的調(diào)整精度，其影響就不大。這已經(jīng)被近幾年船廠大量應(yīng)用不銹鋼彎管的生產(chǎn)實踐所證實。

（9）采用單一剛性芯棒多規(guī)格（一種Ro/do或相近Ro/do但多to/do）可調(diào)式繞彎機結(jié)構(gòu)和不分鋼種的彎管生產(chǎn)方式，雖然可以節(jié)約生產(chǎn)作業(yè)投資成本，但顯然不適合薄壁不銹鋼管的彎管，而設(shè)置專用帶單個或多個球鉸的柔性芯棒是很有必要的。這類彎管機芯棒長度不宜太長，芯棒端頭宜采用鍍鉻表面，球體則宜采用w（Al）為5.0%～6.5%的鋁青銅， 不宜采用 w（Ze）＞7%、 w（Al）＜2.5%的鋁黃銅。

（10）依據(jù)to/do和Ro/do確定彎管的薄壁度，用國際流行的彎管諾模圖或b=Roto/do2彎管薄壁度可快捷查詢繞彎機彎管時所需要的合適的芯棒結(jié)構(gòu)。但因該項圖譜選擇并未充分考慮間隙及彎管速度等參數(shù)的影響，因此，其查詢結(jié)果僅可作為相對的參考，特別是在諾模圖分界線附近的查詢結(jié)果。例如，對Φ88.9 mm×3.05 mm、Ro/do=2.5的彎管，彎管時采用單球柔性芯棒是較合理的查詢結(jié)果。但彎管時若采用剛性芯棒，只要嚴格控制間隙及芯棒端部的安裝位置，所制彎管仍然是合格的。

（11）增大壓塊壓力和助推速度會明顯減少彎管時拱背的壁厚減薄量，但同時必然會增加拱腹壁厚的增厚量，在薄壁不銹鋼彎管時還可能增加皺波。因此，在彎制不銹鋼薄壁彎管時應(yīng)盡可能選擇較低的壓塊壓力和助推速度。

（12）薄壁彎管彎制過程中發(fā)生在拱腹的皺波現(xiàn)象，其本質(zhì)是受壓塑性變形區(qū)抗壓剛度不足而造成的壓桿失穩(wěn)折彎 （屈折）。從力學角度分析，合理選擇模具參數(shù)，尤其是芯棒的結(jié)構(gòu)形式、尺寸及安置位置等，可以提高拱腹區(qū)或微彎段按壓穩(wěn)定度（系數(shù)），是預(yù)防彎管產(chǎn)生皺波的有效措施。

（13）壁厚3.0～3.5 mm、DN100以下的不銹鋼焊管難以采用單支成型，且GTAW焊接難以獲得理想的焊縫成形質(zhì)量；采用連續(xù)滾軋成型和PAW焊接方法制造焊管又對鋼帶寬度和切口直度等的要求極高，否則很難達到理想的接口間隙，實現(xiàn)低錯邊接口的PAW焊接，得到成形穩(wěn)定的焊縫質(zhì)量。如何突破這一瓶頸，值得國內(nèi)有關(guān)不銹鋼焊管制造廠的關(guān)注。

[1]梁正龍，吳建軍，張增坤，等.助推對薄壁不銹鋼管繞彎成形質(zhì)量的影響[J].塑性工程學報，2015，22（3）：68-73.

[2]余海燕，艾晨辰，孫喆.模具間隙對薄壁管繞彎成形的影響規(guī)律[J].精密成形工程，2012（2）：15-18.

[3]張敬文，鄂大辛，李延民，等.彎模間隙對5A06管彎曲橫截面畸變及壁厚變化的影響[J].精密成形工程，2012（2）：19-22.

[4]韓聰，苑世劍，李峰，等.管材數(shù)控彎曲中的起皺分析與控制[J].塑性工程學報，2009， 16（2）：1-4.

[5]鄂大辛，周大軍.金屬管材彎曲理論及成形缺陷分析[M].北京：北京理工大學出版社，2016.

[6]王澤康，楊合，李恒，等.大直徑316L不銹鋼管數(shù)控彎曲回彈規(guī)律研究[J].材料科學與工藝，2012，20（4）：49-54.

[7]賈美慧，唐承統(tǒng).不銹鋼管材彎曲成形回彈預(yù)測模型研究[J].北京理工大學學報， 2012，32（9）：910-914.

[8]王同海.管材塑性加工技術(shù)[M].北京：機械工業(yè)出版社，1998.

[9]方軍，魯世強，王克魯，等.0Cr21Ni6Mn9N不銹鋼管材數(shù)控彎曲截面畸變有限元分析[J].塑性工程學報，2013，20（5）：71-76.

[10]LU S Q，F(xiàn)AN J，WANG K L，et al.Plastic deformation analysis and forming quality prediction of tube NC bending[J].Chinese Journal of Aeronautics， 2016，29（5）：1436-1444.

[13]LI H，YANG H，ZHAN M，et al.Deformation behaviors of thin-walled tube in rotary draw bending under push assistant loading conditions[J].Journal of Materials Processing Technology，2010，210（1）：143-158.

[14]XUE X，LIAO J，VINCZE G，et al.Modeling of mandrel rotary draw bending for accurate twist spring-back prediction of an asymmetric thin-walled tube[J].Journal of Materials Processing Technology，2015，216 （3）：405-417.

[15]LI H，YANG H，ZHAN M.A study on plastic wrinkling in thin-walled tube bending via an energy-based wrinkling prediction model[J].Modelling&Simulation in Materials Science&Engineering，2009，17（17）：35007-35039.

[16]PEEK R.Wrinkling of tubes in bending from finite strainthree-dimensional continuum theory[J].International Journal of Solids&Structures，2002，39（3）：709-723.

[17]KYRIAKIDES S，JU G T.Bifurcation and localization instabilities in cylindrical shells under bending—I.Experiments [J].InternationalJournalofSolids&Struc-tures，1991，29（9）：1117-1142.

[18]JU G T，KYRIAKIDES S.Bifurcation and localization instabilities in cylindrical shells under bending—II.Predictions[J].International Journal of Solids&Structures，1992，29（9）：1143-1171.

[19]EN 13480-3：2012，Metallic Industrial Piping-Part3：Design and Calculation[S].

[20]SHLYANNIKOV V N，TUMANOVA V，BOYCHENKO N V，et al.Loading history effect on creep-fatigue crack growth in pipe bend[J].International Journal of Pressure Vessels&Piping，2016（S139-140）：86-95.

[21]何德孚，王晶瀅，簡敏華.不銹鋼管的尺度公差及其實測控制[J].焊管，2013，36（3）：65-71（上），2013，36（4）：66-70（下）.

[22]ODA A A，MEGAHED M M，ABDALLA H F.Effect of local wall thinning on shakedown regimes of pressurized elbows subjected to cyclic in-plane and out-of-plane bending[J].International Journal of Pressure Vessels&Piping，2015（134）：11-24.

[23]EN 13480-4：2015，Metallic Industrial Piping-Part4：Fabrication and Installation[S].

[24]COMMITTEE A S F M H，SEMIATIN S L.Metalworking:Sheet Forming[M].USA：ASM International，2006.

[25]熊有德.機械強度力學[M].北京：科學出版社，2009.

[26]（美）諾爾曼.E.道林.工程材料力學行為—變形、斷裂與疲勞的工程方法[M].江樹勇，張艷秋，譯.北京：機械工業(yè)出版社，2016.

[27]滬東中華造船（集團）有限公司.低溫不銹鋼管訂貨說明書[K].上海：[s.n.]，2014.

[28]何德孚，陸永富.高頻焊管機組改建不銹鋼GTA連續(xù)焊管 （不銹鋼連續(xù)焊管質(zhì)量控制試驗研究報告之三）[J].焊管通訊，1985，8（2）：70-76.

[29]HARRIS I D.Multiple-torch gas tungsten arc welding for sheet and tube applications[J].Tube&Pipe Technology，1999（Jan/Feb）：50-53.

[30]李鶴林.中國鋼管50年[M].西安：陜西科技出版社，2008.

[31]殷國茂.中國鋼管飛速發(fā)展的10年[M].成都：四川科技出版社，2009.

[32]何德孚，曹志梁，蔡新強，等.不銹鋼GTAW焊管生產(chǎn)中的焊縫成形控制[J].鋼管，2004，33（1）：13-19.

編輯：謝淑霞

The Wrinkle Problem of Stainless Steel Elbow Pipe and Its Preventive Measures(Ⅱ)

HE Defu1,SU Yongqiang2,RONG Songru1,LUO Jian2
（1.Shanghai Jiuli Industrial&Commercial Development Co.,Ltd.,Shanghai 200135,China;2.Zhejiang Detrans Piping Co.,Ltd.,Huzhou 313103,Zhejiang,China)

TG337.5

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.08.005

何德孚，男，上海交通大學教授，上海久立焊管研究所所長。

2017-04-19