畢宗岳， 牛 輝， 牛愛軍， 韋 奉， 黃曉輝，茹 翔， 王 剛， 譚 赟

（1. 國家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心， 陜西 寶雞 721008；2. 寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司， 陜西 寶雞 721008）

0 前 言

管道在石油天然氣的開發(fā)和輸送中起著重要作用， 螺旋埋弧焊管作為石油天然氣工業(yè)長輸管線系統(tǒng)的重要組成部分， 是整個石油天然氣工業(yè)所用管材中研究最為集中的領(lǐng)域之一，應(yīng)用于長輸油氣輸送管道已有很長的歷史[1-3]。通過長期持續(xù)進(jìn)行螺旋埋弧焊管生產(chǎn)裝備、 技術(shù)改進(jìn)， 我國螺旋埋弧焊管管體及焊接接頭的強(qiáng)韌性和疲勞性能都達(dá)到了與直縫埋弧焊管相當(dāng)?shù)乃剑?以螺旋埋弧焊管為代表的油氣輸送用焊接鋼管的加工技術(shù)、 產(chǎn)品應(yīng)用在近年得到了快速發(fā)展[4-5]。

螺旋埋弧焊管生產(chǎn)過程的自動化和連續(xù)化，使其可以根據(jù)客戶需求比較靈活地生產(chǎn)出更長的單根鋼管， 在油氣輸送管道施工中可有效減少焊口數(shù)量， 減少施工成本， 有利于管道的安全服役； 同時多次X80 焊管氣體爆破試驗證明， 螺旋埋弧焊管具有更好的止裂性能[6-7]。 由于螺旋埋弧焊管具有良好的止裂性能、 高性價比和成熟的制造工藝， 目前已經(jīng)成為國內(nèi)外長距離油氣輸送管道的首選之一。 但隨著國內(nèi)X70、 X80 等高鋼級油氣輸送管道施工中全自動焊技術(shù)的推廣應(yīng)用， 對管材幾何尺寸精度提出了更高的要求[8-9]。在引入了借鑒直縫埋弧焊管的預(yù)精焊、 管端整圓等技術(shù)后， 國產(chǎn)高鋼級螺旋埋弧焊管產(chǎn)品質(zhì)量有了進(jìn)一步提升， 螺旋埋弧焊管在我國未來油氣管道建設(shè)中仍將占有重要地位[10-12]。

擴(kuò)徑是一種利用液壓或其他機(jī)械方式從鋼管內(nèi)壁加力使鋼管沿著徑向向外擴(kuò)脹成型的加工工藝。 對全管體進(jìn)行機(jī)械擴(kuò)徑， 可以在提高鋼管直徑精度的同時矯正鋼管不圓度和焊接熱效應(yīng)造成的管體變形， 從而提高鋼管的尺寸精度， 同時有效改善焊接接頭部位的殘余應(yīng)力[13]。 擴(kuò)徑率對直縫埋弧焊管外觀尺寸及拉伸性能影響規(guī)律的研究較多， 但鮮見其對螺旋焊管影響的相關(guān)研究資料。 本研究在直縫埋弧焊管機(jī)械擴(kuò)徑的基礎(chǔ)上，開發(fā)了螺旋埋弧焊管全管體機(jī)械擴(kuò)徑技術(shù)， 進(jìn)一步提升螺旋埋弧焊管幾何尺寸的一致性， 同時開展了全管體機(jī)械擴(kuò)徑對螺旋埋弧焊管性能影響的研究， 分別按照0.4%、 0.6%、 0.75%、 0.88%、1.1%的擴(kuò)徑率對X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管進(jìn)行擴(kuò)徑試驗， 并分析了焊管擴(kuò)徑前后力學(xué)性能變化規(guī)律。

1 試驗材料

試驗采用某鋼廠生產(chǎn)的X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管。 管材的化學(xué)成分見表1，采用Nb+Mo 成分體系， 通過加入微合金元素Nb、V、 Ti 細(xì)化晶粒和析出強(qiáng)化， 通過Mo、 Cr、 Ni 等合金元素促進(jìn)針狀鐵素體形成， 細(xì)化晶粒[14]。 管體顯微組織如圖1 所示， 由圖1 可見， 管體主要為針狀鐵素體組織。

表1 X80 鋼級Φ1 219 mm ×22 mm 螺旋埋弧焊管管體化學(xué)成分 %

圖1 X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管管體金相組織

2 試驗方法

在擴(kuò)徑前及不同擴(kuò)徑率后， 依據(jù)CDP-SNGP-PL-006—2019-4 《天然氣管道工程鋼管技術(shù)規(guī)格書》、 API SPEC 5L 《管線鋼管》 標(biāo)準(zhǔn)要求， 對X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管取管體拉伸、 夏比沖擊和DWTT 試樣進(jìn)行性能檢測。

對于X80 鋼管， 圓棒試樣的試驗結(jié)果更接近于鋼管的實際強(qiáng)度， 因此， 采用未經(jīng)壓平的樣品加工而成的圓棒試樣作為拉伸試樣。 從與焊縫成180°角處截取橫向拉伸試樣， 依據(jù)API SPEC 5L 標(biāo)準(zhǔn)， 試樣標(biāo)距長度內(nèi)的直徑為8.9 mm，標(biāo)距長度為50 mm； 從與焊縫成90°角處截取縱向拉伸試樣， 為便于比對， 也取圓棒試樣，試樣標(biāo)距長度內(nèi)的直徑為12.7 mm， 標(biāo)距長度為50 mm， 采用ZWICK Z1200E 全電子式拉伸試驗機(jī)分別進(jìn)行拉伸試驗。

在與焊縫成90°處截取V 形缺口橫向沖擊試樣， 焊接接頭處的沖擊試樣分別從焊縫中心及熱影響區(qū)處截取， 試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm， V 形缺口垂直于鋼管/焊縫表面， 沖擊試驗溫度為-10 ℃。 采用ZWICK PSW750 示波沖擊試驗機(jī)進(jìn)行沖擊試驗。

在與焊縫成90°處截取管體DWTT 試樣， 試樣尺寸為300 mm×75 mm×22 mm， 試驗溫度為-5 ℃，采用JL-50000 落錘沖擊試驗機(jī)進(jìn)行沖擊試驗。

分別按照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求， 對鋼管擴(kuò)徑前、擴(kuò)徑后的上述試樣進(jìn)行力學(xué)性能檢測， 并對鋼管擴(kuò)徑前、 不同擴(kuò)徑率擴(kuò)徑后的試驗結(jié)果進(jìn)行對比分析。

3 試驗結(jié)果

3.1 不同擴(kuò)徑率下拉伸性能

擴(kuò)徑前及不同擴(kuò)徑率下管體橫向拉伸試驗結(jié)果見表2， 不同擴(kuò)徑率下管體縱向拉伸試驗結(jié)果見表3。

表2 X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管不同擴(kuò)徑率下管體橫向拉伸試驗結(jié)果

表3 X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 螺旋埋弧焊管不同擴(kuò)徑率下管體縱向拉伸試驗結(jié)果

試驗結(jié)果表明， 經(jīng)過擴(kuò)徑之后， 管體橫向及縱向屈服強(qiáng)度、 抗拉強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比均有所增大， 且屈服強(qiáng)度的增加幅度大于抗拉強(qiáng)度， 同時管體橫向屈服強(qiáng)度的增加幅度大于管體縱向屈服強(qiáng)度。

3.1.1 擴(kuò)徑率對屈服強(qiáng)度的影響

不同擴(kuò)徑率下管體屈服強(qiáng)度變化規(guī)律如圖2所示， 從圖2 可以看出， 擴(kuò)徑率為0.4%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度明顯增大， 增大幅度為26～83 MPa，平均增大45 MPa； 擴(kuò)徑率在0.4%～0.75%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度增大趨勢減緩， 但上升幅度較明顯； 擴(kuò)徑率為0.75%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度增大幅度為57～103 MPa， 平均值比擴(kuò)徑前增大75 MPa；當(dāng)擴(kuò)徑率在0.75%～1.1%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度增大幅度趨于平緩； 擴(kuò)徑率為0.88%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度平均值比擴(kuò)徑前上升88 MPa； 擴(kuò)徑率為1.1%時， 管體橫向屈服強(qiáng)度增大幅度為46～96 MPa， 平均上升67 MPa， 與0.75%擴(kuò)徑率下管體橫向屈服強(qiáng)度相比上升幅度不大。 管體縱向屈服強(qiáng)度變化規(guī)律與橫向略有不同， 從圖2 可以看出， 擴(kuò)徑率為0.4%時， 管體縱向屈服強(qiáng)度與擴(kuò)徑前相差不大， 最小上升3 MPa，最大上升18 MPa， 平均值比擴(kuò)徑前上升9 MPa；擴(kuò)徑率為0.6%時， 管體縱向屈服強(qiáng)度最大上升45 MPa， 最小上升21 MPa， 平均上升33 MPa，整體有較大的上升幅度； 隨著擴(kuò)徑率繼續(xù)增加， 縱向屈服強(qiáng)度繼續(xù)上升， 但趨勢變緩， 擴(kuò)徑率為1.1%時， 管體縱向屈服強(qiáng)度最大上升60 MPa， 最小上升32 MPa， 平均上升44 MPa。擴(kuò)徑率對管體縱向屈服強(qiáng)度的影響程度明顯小于管體橫向， 這與擴(kuò)徑時管體橫向變形量大于縱向有關(guān)。

圖2 管體屈服強(qiáng)度隨擴(kuò)徑率的變化曲線

從圖2 可以看出， 隨著擴(kuò)徑率的增大， 管體橫向屈服強(qiáng)度與縱向屈服強(qiáng)度差值逐步減小。 當(dāng)鋼管擴(kuò)徑率在0.4%～0.88%時， 管體縱向屈服強(qiáng)度與橫向屈服強(qiáng)度的差值由擴(kuò)徑前的71 MPa 下降到40 MPa 以下， 即鋼管通過全管體擴(kuò)徑工藝后， 螺旋埋弧焊管管體各向異性得到明顯改善。

3.1.2 擴(kuò)徑率對抗拉強(qiáng)度的影響

圖3 為不同擴(kuò)徑率條件下管體抗拉強(qiáng)度變化規(guī)律， 從圖3 可以看出， 擴(kuò)徑工藝對管體抗拉強(qiáng)度的影響明顯小于對屈服強(qiáng)度的影響。 當(dāng)擴(kuò)徑率為0.88%時， 管體橫向抗拉強(qiáng)度上升幅度最高， 抗拉強(qiáng)度平均值上升40 MPa； 擴(kuò)徑對管體縱向抗拉強(qiáng)度影響不大， 平均值最大上升16 MPa。

圖3 管體抗拉強(qiáng)度隨擴(kuò)徑率的變化曲線

3.1.3 擴(kuò)徑率對屈強(qiáng)比的影響

圖4 所示為不同擴(kuò)徑率下管體橫向屈強(qiáng)比變化規(guī)律。 屈強(qiáng)比的變化規(guī)律與管體橫向屈服強(qiáng)度的變化規(guī)律一致， 即擴(kuò)徑率為0.4%～0.75%時， 管體橫向屈強(qiáng)比上升幅度明顯； 擴(kuò)徑率為0.88%～1.1%時， 管體橫向屈強(qiáng)比上升幅度趨于平緩。

圖4 管體橫向屈強(qiáng)比隨擴(kuò)徑率的變化曲線

圖5 所示為不同擴(kuò)徑率下管體縱向屈強(qiáng)比變化規(guī)律。 由圖5 可知， 屈強(qiáng)比的變化規(guī)律與管體縱向屈服強(qiáng)度的變化規(guī)律一致， 隨著擴(kuò)徑率的上升， 屈強(qiáng)比上升， 擴(kuò)徑率為1.1%時， 屈強(qiáng)比有單值超過0.93。

圖5 管體縱向屈強(qiáng)比隨擴(kuò)徑率的變化曲線

3.2 不同擴(kuò)徑率下夏比沖擊韌性

-10 ℃條件下擴(kuò)徑率對管體橫向夏比沖擊韌性的影響規(guī)律如圖6 所示， 從圖6 可以看出， 擴(kuò)徑率為0.4%時， 管體夏比沖擊韌性基本沒有變化， 但隨著擴(kuò)徑率的增大， 管體沖擊韌性有下降趨勢， 平均值最大下降約30 J。 夏比沖擊韌性下降主要是由于加工硬化導(dǎo)致， 但由于管體夏比沖擊韌性裕量較大， 即使擴(kuò)徑對管體韌性有所損傷， 擴(kuò)徑后的管體夏比沖擊功依然>290 J， 遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)要求的220 J。

圖6 管體橫向夏比沖擊韌性隨擴(kuò)徑率的變化曲線

-10 ℃條件下擴(kuò)徑率對焊縫中心夏比沖擊韌性的影響規(guī)律如圖7 所示， 從圖7 可以看出，隨著擴(kuò)徑率的增加， 焊縫中心夏比沖擊功離散性增大， 而且與管體橫向規(guī)律相同， 夏比沖擊功平均值呈下降趨勢。 當(dāng)擴(kuò)徑率在0.4%～0.6%時， 焊縫中心夏比沖擊功平均值從190 J 下降至182 J， 擴(kuò)徑對焊縫中心沖擊功的影響非常??； 擴(kuò)徑率增加至1.1%時， 焊縫沖擊功平均為161 J， 比擴(kuò)徑前下降30 J 左右。 擴(kuò)徑后的鋼管焊縫中心沖擊功依然遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)要求的80 J， 有充足的韌性裕量。

圖7 焊縫中心夏比沖擊韌性隨擴(kuò)徑率的變化曲線

3.3 不同擴(kuò)徑率下管體橫向DWTT 性能

X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm 焊管擴(kuò)徑前及不同擴(kuò)徑率下管體橫向落錘撕裂 （DWTT） 試驗結(jié)果見表4。 試驗結(jié)果表明， 擴(kuò)徑對X80 螺旋埋弧焊管DWTT 性能沒有影響， 擴(kuò)徑率為0.4%～1.1%時， -5 ℃管體橫向DWTT 性能與擴(kuò)徑前相同， 斷口剪切面積均為100%。

表4 X80 鋼級Φ1 219 mm ×22 mm 螺旋埋弧焊管不同擴(kuò)徑率下管體橫向DWTT 試驗結(jié)果

4 分析與討論

由圖1 可看出， X80 鋼級Φ1 219 mm×22 mm螺旋埋弧焊管管體顯微組織主要為均勻、 細(xì)小的針狀鐵素體型組織， 具有較小的等效晶粒尺寸和大角度晶界， 因而試驗用螺旋埋弧焊管管體在具有較高強(qiáng)度的同時還具有優(yōu)異的低溫韌性。

螺旋埋弧焊管成型過程中， 管體受到包申格效應(yīng)與形變強(qiáng)化的共同作用， 一般制管后強(qiáng)韌性變化不明顯[15]， 但經(jīng)過全管體機(jī)械擴(kuò)徑， X80 螺旋埋弧焊管管體產(chǎn)生了較大的拉伸塑性變形， 由于X80 管線鋼為鐵素體型組織， 而針狀鐵素體具有細(xì)小的亞晶結(jié)構(gòu)和內(nèi)部較高密度的可動位錯， 易于實現(xiàn)多滑移[16]， 因而具有連續(xù)屈服行為和較高的形變強(qiáng)化能力。 在拉伸變形影響下， 針狀鐵素體晶內(nèi)的高密度位錯在晶界處發(fā)生位錯塞積， 造成應(yīng)力集中， 并隨著形變量的增加， 引發(fā)新的滑移系啟動， 產(chǎn)生位錯增殖， 進(jìn)而使管材屈服強(qiáng)度產(chǎn)生較大幅度的上升。 因此， 隨著擴(kuò)徑率的增加， 螺旋焊管管體屈服強(qiáng)度呈現(xiàn)較大的上升幅度， 抗拉強(qiáng)度由材料的形變強(qiáng)化飽和值所決定， 塑性變形對抗拉強(qiáng)度的影響較小， 位錯強(qiáng)化使屈服強(qiáng)度的增幅大于抗拉強(qiáng)度的增幅。 因此，擴(kuò)徑對管材抗拉強(qiáng)度影響不大， 擴(kuò)徑后管材的屈強(qiáng)比隨著擴(kuò)徑率增加而增大[17]。

擴(kuò)徑率對鋼管的外觀尺寸、 拉伸性能有重要的影響[18]。 對于直縫埋弧焊管而言， 有研究指出[19]， 擴(kuò)徑率最好控制在0.8%～1.2%， 此時X80 鋼管既能保證鋼管外觀尺寸精度， 又能很好控制擴(kuò)徑后鋼管的屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比的上升幅度。

對于螺旋埋弧焊管， 從圖4～圖7 以及表4可以看出， 試驗用X80 螺旋焊管擴(kuò)徑后管體強(qiáng)度偏上限； 擴(kuò)徑率不超過0.88%時， 管體橫向屈強(qiáng)比小于0.93， 同時X80 螺旋埋弧焊管管體及焊縫韌性也僅發(fā)生小幅度降低； 當(dāng)擴(kuò)徑率在0.4%～0.88%時， 管體橫向和縱向強(qiáng)度差較小。

綜上所述， 在盡可能保證鋼管幾何尺寸精度和降低殘余應(yīng)力的情況下， 這種成分和工藝下生產(chǎn)的X80 螺旋埋弧焊管擴(kuò)徑率控制在0.4%～0.88%較為適宜。 為保證擴(kuò)徑后焊管拉伸性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求， 應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化X80 卷板性能指標(biāo)。

5 結(jié) 論

（1） X80 螺旋埋弧焊管經(jīng)過全管體機(jī)械擴(kuò)徑后， 產(chǎn)生較強(qiáng)的形變強(qiáng)化， 使管體橫、 縱向屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均有所上升。 屈服強(qiáng)度上升幅度大于抗拉強(qiáng)度， 管體橫向屈服強(qiáng)度上升幅度大于管體縱向。 管體橫向屈服強(qiáng)度平均值最大提高15.2%， 抗拉強(qiáng)度平均值最大提高5.8%， 屈強(qiáng)比平均值增大了9.8%， 管體橫、 縱向屈服強(qiáng)度一致性提高了51.8%。

（2） 隨著擴(kuò)徑率增加， 管體及焊縫夏比沖擊功略有降低， DWTT 剪切面積基本沒有變化。

（3） 本研究成分、 工藝下的X80 螺旋埋弧焊管全管體擴(kuò)徑最佳擴(kuò)徑率范圍為0.4%～0.88%。為保證全管體擴(kuò)徑后X80 螺旋埋弧焊管性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求， 應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化卷板性能指標(biāo)。