孫 宏 編譯

（渤海裝備華油鋼管公司，河北 青縣 062658）

對(duì)于穿越永久凍土和不連續(xù)凍土區(qū)域的管道，需要特別關(guān)注凍脹和融沉可能會(huì)施加給管道的應(yīng)力和應(yīng)變。另外，地震和地質(zhì)災(zāi)害等也會(huì)造成過(guò)量塑性變形并引發(fā)管道災(zāi)難性事故。北美的陸上管道已經(jīng)開(kāi)始啟用基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)。我國(guó)從西氣東輸二線開(kāi)始在地震和地質(zhì)斷層區(qū)已經(jīng)采用了基于應(yīng)變的管線設(shè)計(jì)方法。除了周向載荷外，基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)還必須考慮鋼管運(yùn)動(dòng)所造成的縱向應(yīng)力。

管線鋼具有較高的強(qiáng)度、塑性和韌性，但縱向應(yīng)變量一般較小。連續(xù)加工硬化會(huì)導(dǎo)致應(yīng)變的非均勻分布，同樣環(huán)焊縫和相關(guān)聯(lián)的熱影響區(qū)的應(yīng)變也會(huì)有所變化，因?yàn)檫@些區(qū)域的延性和韌性會(huì)小于管體。此外，為了保持鋼管周圍的永凍層，管道的運(yùn)行溫度將低于0℃并考慮-20℃的設(shè)計(jì)。對(duì)于基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的管道，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)做了大量的工作，開(kāi)發(fā)并應(yīng)用了大量的抗大變形鋼管，但基本上均為直縫鋼管。本研究應(yīng)用基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的X80螺旋焊管，研究?jī)?nèi)容為：①縱向拉伸性能特性；②通過(guò)夏比沖擊試驗(yàn)和CTOD試驗(yàn)測(cè)定熱影響區(qū)的性能；③通過(guò)弧形寬板試驗(yàn)評(píng)估鋼管的缺陷容量；④評(píng)估現(xiàn)場(chǎng)焊接工藝對(duì)環(huán)焊縫熱影響區(qū)（HAZ）性能的影響。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

對(duì)于鋼管管體和焊接熱影響區(qū)的低溫?cái)嗔秧g性要求，為了獲得細(xì)小的針狀顯微組織，基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的X80鋼采取了低碳（w（C）≤0.06%），Ti-Nb微合金化的設(shè)計(jì)方案，主要化學(xué)成分見(jiàn)表1。利用Ti和Nb來(lái)實(shí)現(xiàn)得到細(xì)小的扁平奧氏體組織，在加速冷卻后轉(zhuǎn)變?yōu)獒槧铊F素體組織，Mn和Mo能促進(jìn)組織從奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)獒槧罱M織，如圖1所示。通過(guò)提高鋼的潔凈度，盡可能減少夾雜物來(lái)提高鋼的韌性。嚴(yán)格控制Ti和N的含量以減少對(duì)斷裂韌性有害的TiN，這就需要研究特殊的熔煉工藝，將w（N）降到0.006%以下。

表1 試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分 %

圖1 試驗(yàn)用X80管線鋼的顯微組織

1.2 鋼管生產(chǎn)

鋼管的制造采用螺旋成型工藝，制管后為了研究鋼管環(huán)氧涂覆時(shí)熱循環(huán)對(duì)鋼管性能的影響，對(duì)整根鋼管進(jìn)行涂敷工藝中的感應(yīng)加熱，加熱溫度為240℃，將鋼管在不超過(guò)100 s的時(shí)間內(nèi)均勻加熱到峰值溫度后立即開(kāi)始空冷。

為評(píng)價(jià)現(xiàn)場(chǎng)焊接性，在埃德蒙頓的RMS進(jìn)行了GMAW環(huán)縫焊接。環(huán)焊縫采用了兩種焊接工藝，即雙焊炬焊接和改進(jìn)的單焊炬焊接。所有試驗(yàn)用鋼管均經(jīng)過(guò)了涂敷熱循環(huán)，后期少量的環(huán)焊試驗(yàn)由休斯敦的CRC-EVANS公司完成。

1.3 材料評(píng)價(jià)

由于采用壓平板狀試樣測(cè)得的結(jié)果一般低于鋼管的實(shí)際強(qiáng)度，因此，采用了CSA Z245《鋼管規(guī)范》規(guī)定的12.7 mm圓棒拉伸試樣。試樣盡可能靠近鋼管的內(nèi)表面，從而使拉伸圓棒試樣可以涵蓋鋼管表面和中心的組織?？v向性能評(píng)價(jià)采用的是全壁厚板狀拉伸試樣。斷裂韌性通過(guò)鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)和落錘撕裂試驗(yàn)評(píng)價(jià)。

對(duì)螺旋焊縫和現(xiàn)場(chǎng)GMAW焊縫進(jìn)行了評(píng)價(jià)。包括硬度試驗(yàn)和使用取自焊縫中心（縱向）的直徑5 mm的圓棒拉伸試樣對(duì)焊縫拉伸性能進(jìn)行了評(píng)價(jià)。同時(shí)，還進(jìn)行了全壁厚焊縫橫向拉伸試驗(yàn)。

通過(guò)-20℃夏比沖擊試驗(yàn)對(duì)焊縫和熱影響區(qū)（HAZ）的斷裂韌性進(jìn)行評(píng)價(jià)，缺口位于焊縫中心、熔合線以及距熔合線1 mm和3 mm處。在-20℃進(jìn)行了CTOD試驗(yàn)，試樣缺口位于焊縫的中心線以及熔合線和鋼管壁厚中心交叉點(diǎn)。所有的CTOD試驗(yàn)均由在休斯頓的鮑迪克檢測(cè)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用寬厚比為2的試樣進(jìn)行檢測(cè)。-20℃的弧形寬板（CWP）試驗(yàn)在比利時(shí)根特大學(xué)進(jìn)行，試樣缺口位于熔合線，缺口尺寸為3 mm×50 mm。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 鋼管性能

2.1.1 拉伸性能

優(yōu)化了化學(xué)成分和軋制工藝的X80螺旋焊管的典型拉伸性能見(jiàn)表2。對(duì)于焊后狀態(tài)，管體縱向屈服強(qiáng)度比橫向約大40 MPa。

表2 X80螺旋焊管管體的拉伸性能

2.1.2 夏比沖擊性能

圖2 不同溫度下的試驗(yàn)鋼管夏比沖擊性能（焊后狀態(tài)）

不同溫度下試驗(yàn)鋼管的夏比沖擊性能如圖2所示。由圖2可以看出，試驗(yàn)鋼管的夏比沖擊性能和DWTT性能都非常優(yōu)異，DWTT的轉(zhuǎn)變溫度低于-30℃，-20℃的夏比沖擊功達(dá)到了250 J。

2.2 焊縫性能

X80螺旋焊管焊縫形貌如圖3所示，硬度試驗(yàn)的結(jié)果見(jiàn)表3。由圖3可以看出，緊鄰焊縫的部分熱影響區(qū)有軟化的現(xiàn)象。焊縫的拉伸性能見(jiàn)表4，焊縫拉伸試驗(yàn)保留焊縫余高。

圖3 X80螺旋焊管焊縫形貌

表3 X80螺旋焊管硬度試驗(yàn)結(jié)果 HV10

表4 X80螺旋焊管焊縫的拉伸性能（焊后狀態(tài)）

應(yīng)該指出的是，所有焊縫金屬拉伸性能與管體縱向性能相當(dāng)。焊縫處更大的壁厚保證了焊縫的承載能力將超過(guò)管體，這樣塑性應(yīng)變將轉(zhuǎn)向管體。橫向焊縫拉伸試樣可能會(huì)在硬度最低的熱影響區(qū)斷裂。狹窄的“軟化”區(qū)與焊縫的組合，加上更厚的焊縫和強(qiáng)度更高的母材所帶來(lái)的約束使得載荷轉(zhuǎn)向母材，導(dǎo)致最終失效。

-20℃時(shí)X80螺旋焊管焊縫的韌性見(jiàn)表5，從表5可以看出，焊縫和熱影響區(qū)均表現(xiàn)出了良好的韌性。弧形寬板（CWP）試樣的方向?yàn)殇摴艿目v向，方向約為40°，試樣在失效前能夠承受很高的應(yīng)變（＞5%），焊縫失效時(shí)的實(shí)物照片見(jiàn)圖4。

表5 X80螺旋焊管焊縫-20℃的韌性（焊后狀態(tài)）

圖4 弧形寬板試驗(yàn)焊縫失效實(shí)物照片

2.3 涂敷熱循環(huán)

為了確定涂敷熱循環(huán)對(duì)力學(xué)性能的影響，將整根鋼管送入涂敷車間。該處理使管體橫向及縱向的屈服強(qiáng)度提高了大約40 MPa。涂敷熱循環(huán)前后管體應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示。值得注意的是，盡管強(qiáng)度提高，但是沒(méi)有出現(xiàn)不連續(xù)屈服的現(xiàn)象。

圖5 涂敷熱循環(huán)前后管體縱向應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.4 現(xiàn)場(chǎng)GMAW焊接

X80焊管GMAW環(huán)焊縫硬度試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表6。由表6可看出，沒(méi)有進(jìn)行熱影響區(qū)軟化，其原因是多道次GMAW工藝具有相對(duì)較高的冷卻速率。另外還進(jìn)行了全焊縫金屬拉伸試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表7。

表6 X80焊管GMAW環(huán)焊縫硬度試驗(yàn)結(jié)果 HV10

表7 X80焊管環(huán)GMAW環(huán)焊縫拉伸性能

環(huán)焊縫及其熱影響區(qū)的性能至關(guān)重要。為了獲得這些性能，根特大學(xué)開(kāi)展了弧形寬板（CWP）試驗(yàn)。優(yōu)化合金成分和工藝后的GMAW環(huán)焊縫韌性性能見(jiàn)表8。遠(yuǎn)端應(yīng)變與管體母材的縱向屈服強(qiáng)度之間的關(guān)系如圖6所示。由圖6可看出，隨著屈服強(qiáng)度的降低，遠(yuǎn)端應(yīng)變顯著提高。這是由于采用了常規(guī)的焊接工藝和焊材，所以基本上實(shí)現(xiàn)了焊縫的過(guò)匹配。管體縱向的屈服強(qiáng)度越低，過(guò)匹配越大。數(shù)據(jù)的線性回歸表明，如果要實(shí)現(xiàn)2%的目標(biāo)，管體縱向的屈服強(qiáng)度應(yīng)小于675 MPa。

表8 優(yōu)化合金成分后-20℃的GMAW環(huán)焊縫韌性

圖6 遠(yuǎn)端應(yīng)變與管體縱向屈服強(qiáng)度之間的關(guān)系

3 分析討論

3.1 環(huán)焊縫的CTOD性能

為了研究焊接工藝對(duì)CTOD性能的影響，進(jìn)行了焊接試驗(yàn)。除了標(biāo)準(zhǔn)的雙焊炬工藝外，還試驗(yàn)了單焊炬和串列焊接工藝，結(jié)果見(jiàn)表9。對(duì)每個(gè)焊縫在2點(diǎn)鐘和10點(diǎn)鐘位置進(jìn)行了3個(gè)CTOD試驗(yàn)。

在CRC Evans也進(jìn)行了焊縫的夏比沖擊系列溫度試驗(yàn)。夏比沖擊轉(zhuǎn)變曲線如圖7所示。由圖7可以看出，串列焊和單焊炬焊接的轉(zhuǎn)變溫度遠(yuǎn)低于-30℃，而雙焊炬焊接的韌脆轉(zhuǎn)變溫度在-20℃。其顯微組織表明，低韌性值的雙焊炬焊接焊縫的熱影響區(qū)的晶粒更加粗大。由于對(duì)串聯(lián)焊接工藝的研究比較有限，CRC Evans和RMS對(duì)3次試制的鋼管進(jìn)行了單焊炬焊接試驗(yàn)，所有試驗(yàn)結(jié)果均達(dá)到了0.1 mm的最低目標(biāo)值，說(shuō)明選擇合適的焊接工藝對(duì)環(huán)焊縫熱影響區(qū)韌性有著至關(guān)重要的影響。

表9 焊接工藝對(duì)CTOD性能的影響

3.2 性能檢測(cè)

第二個(gè)關(guān)注的問(wèn)題通過(guò)環(huán)焊縫和管體縱向的過(guò)匹配得到了解決。試驗(yàn)結(jié)果表明，采用弧形寬板試驗(yàn)測(cè)得的鋼管的性能取決于環(huán)焊縫過(guò)匹配的程度。對(duì)于焊接屈服強(qiáng)度大于690 MPa的焊縫將很難確定焊材和工藝，需要使鋼管的縱向屈服強(qiáng)度小于650 MPa以保證足夠的過(guò)匹配。如上所述的焊接狀態(tài)條件下，管體縱向的屈服強(qiáng)度比管體橫向大約大40 MPa。因此，可以預(yù)計(jì)屈服強(qiáng)度560 MPa的管體縱向屈服強(qiáng)度約為600 MPa。涂敷工藝會(huì)使鋼管兩個(gè)方向的屈服強(qiáng)度都提高40 MPa，即管體縱向的屈服強(qiáng)度達(dá)到640 MPa。

在螺旋成型過(guò)程中，鋼管的外表面受到的是拉應(yīng)力，而內(nèi)表面則受到壓應(yīng)力。因?yàn)槁菪腹軟](méi)有整圓的冷擴(kuò)徑工藝，管體橫向的強(qiáng)度會(huì)額外提高。圓棒拉伸試樣取自接近鋼管內(nèi)表面的位置，該位置在成型時(shí)受到壓縮，由于包辛格效應(yīng)將導(dǎo)致較低的屈服強(qiáng)度，但這并不代表鋼管的真實(shí)強(qiáng)度。圖8為脹環(huán)試驗(yàn)、圓棒拉伸試驗(yàn)和壓平板狀拉伸試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比。從圖8中可以看出，壓平板狀拉伸試驗(yàn)的平均屈服強(qiáng)度為512 MPa，圓棒拉伸試驗(yàn)的平均屈服強(qiáng)度為595 MPa，脹環(huán)試驗(yàn)的平均屈服強(qiáng)度為640 MPa。這表明圓棒拉伸試驗(yàn)測(cè)得的鋼管強(qiáng)度非常保守。

圖8 3種試樣的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為了解鋼管在制造過(guò)程中性能發(fā)生的變化，對(duì)焊后、水壓試驗(yàn)后和涂敷熱循環(huán)后的狀態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)。鋼管在3種不同狀態(tài)的管體橫向屈服強(qiáng)度如圖9所示。焊后狀態(tài)鋼管的屈服強(qiáng)度大約為520 MPa， 隨后進(jìn)行了 SMYS 95%（522.5 MPa）水壓試驗(yàn)，當(dāng)水壓試驗(yàn)壓力接近鋼管實(shí)際屈服強(qiáng)度時(shí)，鋼管屈服強(qiáng)度提高（約為545 MPa），鋼管涂敷作業(yè)預(yù)期能使鋼管屈服強(qiáng)度提高40～50 MPa，從而使管體橫向最終的屈服強(qiáng)度平均達(dá)到了595MPa。

鋼管焊接后的屈服強(qiáng)度不能準(zhǔn)確反映實(shí)際鋼管的最終性能，利用涂敷熱循環(huán)以及使用脹環(huán)試驗(yàn)，能夠使管體橫向最低屈服強(qiáng)度達(dá)到要求，同時(shí)還能確保管體縱向的屈服強(qiáng)度小于650 MPa。

圖9 3種不同狀態(tài)下鋼管管體橫向屈服強(qiáng)度（圓棒試樣）

4 結(jié) 語(yǔ)

（1）基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的螺旋焊管應(yīng)解決兩個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題：①環(huán)焊縫的韌性，特別是CTOD試驗(yàn)；②環(huán)焊縫和管體縱向之間適當(dāng)?shù)倪^(guò)匹配。研究表明，X80鋼級(jí)螺旋焊管能夠滿足應(yīng)用于北極地區(qū)的基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的苛刻要求。

（2）雙焊炬焊工藝可以達(dá)到韌性要求，焊接工藝的選擇對(duì)焊接熱影響區(qū)韌性有顯著的影響，修改焊接工藝可以改進(jìn)焊縫性能。

（3）建議依據(jù)抗大變形鋼管相關(guān)技術(shù)條件對(duì)高鋼級(jí)螺旋埋弧焊管進(jìn)行分析研究，以研究用于基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的可行性。