郭有田，陳中均，陳 軒，李曉亮

（1.四川石油天然氣建設工程有限責任公司容器制造廠，四川 內(nèi)江641000；2.西安石油大學 材料科學與工程學院，西安710000）

全程加熱與局部加熱對X90高強鋼熱煨彎管組織及性能的影響

郭有田1,2，陳中均1，陳 軒1，李曉亮1

（1.四川石油天然氣建設工程有限責任公司容器制造廠，四川 內(nèi)江641000；2.西安石油大學 材料科學與工程學院，西安710000）

為了成功研制X90級Φ1 219 mm×26.4 mm高強鋼熱煨彎管，對X90母管原材料進行了分析，采用不同加熱方式進行了彎管試制、力學性能檢測及顯微組織對比分析，對兩種加熱制作方式下X90熱煨彎管組織及性能進行了研究，優(yōu)化選取了全程加熱方式，加熱溫度1 000℃，回火溫度560℃的制造工藝，試制彎管組織性能達到最優(yōu)狀態(tài)，且符合API SPEC 5L—2009及SY/T 5257—2012標準要求。

焊管；X90；熱煨彎管；溫度；組織；性能

隨著我國經(jīng)濟發(fā)展對油氣需求的日益增加，大直徑、高鋼級油氣輸送管線建設也隨之快速發(fā)展。X90高強鋼較X80可有效減小壁厚，節(jié)省用鋼量，節(jié)約鋼管采購成本，同時提高了管道的耐壓能力和安全性。因此，高強鋼、大直徑已成為未來油氣長輸管道的發(fā)展趨勢。作為管線建設重要組成部分和薄弱環(huán)節(jié)，X90高強鋼熱煨彎管制造技術的研發(fā)就顯得尤為重要。X90高強鋼彎管的成功研制為未來X90管線配套彎管的設計提供了技術儲備和參考。

1 母管分析

試驗選用Φ1 219 mm×26.4 mm X90雙面埋弧直縫焊管（SAWL）。采用HP SpectMax直讀光譜儀，依據(jù)標準GB/T 4336—2002分別對所取母管進行化學成分復驗分析。該試驗用X90級Φ1 219 mm×26.4 mm焊管的化學成分見表1。由表1可見，試驗化學分析結(jié)果均符合API 5L技術要求，該標準等同于國內(nèi)GB/T 9711—2011標準。

表1 試驗用焊管化學成分

切取部分管體進行研磨拋光，使用4%的硝酸酒精對其進行侵蝕，在Leica DMILM顯微鏡100倍下觀察其顯微組織，如圖1所示。由圖1可知，Φ1 219 mm×26.4 mm X90鋼管組織為QPF+GB+M/A，鐵素體和貝氏體均勻分布，M/A島以顆?；蜷L條狀彌散分布在其中，鋼管晶粒度為9級。

圖1 X90母管顯微組織

依照ASTMA370—2014對規(guī)格為Φ1219mm×26.4 mm的母管進行力學性能檢測。制取直徑為12.5 mm和原始標距長度為50 mm的棒狀試樣，焊縫接頭選用寬度為38 mm的全尺寸板狀試樣（焊縫區(qū)去余高），棒狀和板狀試樣分別在SHT 4605萬能試驗機和WAW－1000C萬能試驗機上進行拉伸試驗。夏比V形缺口沖擊試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm， 在 0℃下 JB－500B沖擊試驗機上進行夏比沖擊試驗。X90母管的力學性能見表2。API SPEC 5L標準中導向彎曲要求為不完全斷裂，在焊縫金屬不應出現(xiàn)長度大于3.2 mm，且不考慮深度大小的裂紋或破裂，或在母材、HAZ或熔合線上不應出現(xiàn)任何長度大于3.2 mm或深度大于規(guī)定壁厚12.5%的裂紋和破裂。

表2 X90母管的力學性能

由表2可以看出，X90鋼管力學性能均滿足API SPEC 5L標準要求。

2 彎管試制工藝

感應加熱彎管制造工藝主要有3種：①直管段不淬火，彎曲部分淬火；②直管段不淬火，彎曲部分淬火，然后對彎管整體進行回火熱處理；③直管段和彎曲部分都淬火，即彎管全長淬火處理，然后對彎管整體進行回火熱處理。

第1種工藝的特點是成本低，質(zhì)量較差，普遍用于要求較低的感應加熱彎管制造；第2種工藝的特點是彎管整體回火熱處理，成本較高，質(zhì)量較好，但直管段與彎曲部分之間過渡段的組織和性能不均勻；第3種工藝的特點是直管段需要淬火而耗能，且出現(xiàn)縮徑，并在生產(chǎn)彎管用直縫埋弧焊母管時需要調(diào)整鋼板銑邊寬度、角度以及預焊機的排輥位置、埋弧焊接機、探傷機、擴徑機、水壓機和倒棱機等而影響正常生產(chǎn)，所以難度大，成本高，但是彎管全長的組織和性能均勻，質(zhì)量優(yōu)良。

通過多次驗證及生產(chǎn)實際經(jīng)驗，選用局部加熱方法，在提高工作效率前提下，能保證X80鋼管經(jīng)熱煨彎后得到優(yōu)良且均勻的顯微組織和力學性能。但考慮到X90鋼管的強度要高于X80鋼管。因此，本研究對X90彎管是否進行局部感應加熱和全程感應加熱方式進行了討論，其推制工藝參數(shù)見表3。

表3 全程加熱和局部加熱推制X90彎管的熱處理工藝參數(shù)

3 兩種加熱工藝的對比

全程加熱和局部加熱推制的熱煨彎管只有直管段部分和過渡段有差異。圖2為Φ1 219 mm×26.4 mm X90鋼管依照表3工藝參數(shù)推制的兩種X90鋼管直管段和過渡區(qū)的顯微組織。全程加熱推制后，直管段的組織為F+GB（圖2（a）），過渡區(qū)的組織為 F+B（圖2（b））；局部加熱推制后，直管段組織為F+GB（圖2（c）），過渡區(qū)的組織為F+GB+少量P（圖2（d））。雖然兩種推制方法的組織大致相似，但是各組成含量有較大差異，且全程加熱推制后的直管段經(jīng)過淬火處理，其晶粒度明顯小于局部加熱。局部加熱推制后的彎管的過渡區(qū)有少量的珠光體，該種組織對于管線鋼的韌性損害很大。

圖2 兩種加熱工藝下Φ1 219 mm×26.4 mm X90鋼管直管段和過渡區(qū)的顯微組織

按照ASTM A370標準對兩種推制加熱方式的彎管管體進行拉伸性能測試，其結(jié)果見表4。從表4可以看出，其拉伸性能均滿足API SPEC 5L標準要求。

X90鋼管兩種推制加熱方式應力－應變關系曲線如圖3所示，沖擊性能檢驗結(jié)果見表5。

從表5可以看出，X90鋼管經(jīng)局部加熱推制后，其強度和韌性比全程加熱的都要低。局部加熱彎管過渡區(qū)的韌性雖然符合API SPEC 5L的最低標準要求，但與全程加熱相比韌性大幅降低，這可能與過渡區(qū)產(chǎn)生珠光體組織有關。彎管制造石油行業(yè)標準SY/T 5257中要求彎管拉伸和沖擊性能滿足母管標準要求，即滿足API SPEC 5L要求，但中石油天然氣與管道分公司編制的彎管技術規(guī)格書CDP-S-OGP-PL-016-2014-3中，雖然沒有X90的相關規(guī)定，但參考其中X80沖擊性能要求，管體平均值≥90 J，單個最小值≥60 J，則局部加熱不能滿足要求，全程加熱仍有很大的富余量。所以說X90鋼管適合采用全程加熱方式，使彎管過渡區(qū)沒有快冷快熱過程，從而提高韌性，減少應力集中和頸縮。

表4 X90彎管兩種推制方法拉伸性能

圖3 X90鋼管兩種推制加熱方式應力－應變曲線

表5 X90鋼管兩種推制方法沖擊性能（-10℃）

4 彎管的顯微組織

4.1 熱煨彎管管體各部位顯微組織結(jié)構(gòu)

熱煨彎管由于經(jīng)歷了奧氏體化的高溫加熱及隨后的快速冷卻過程，所形成的非平衡組織具有向穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)化的趨勢，回火熱處理工藝為這種轉(zhuǎn)變提供了熱力學條件，以此獲得具有優(yōu)良力學性能及尺寸穩(wěn)定的熱煨彎管。同時，由于試驗材料采用較好的微合金設計理念，加熱溫度為1 000℃，未熔元素Nb、V、Ti等的碳氮化合物可通過質(zhì)點釘扎晶界機制而顯著阻止奧氏體晶粒的長大，且回火溫度為560℃，部分位錯對消或消失，從而為X90熱煨彎管強韌性的提高奠定了良好的基礎。

X90熱煨彎管彎曲區(qū)各部位晶粒度與夾雜、組織評定見表6。由表6可以看出，金相組織和晶粒度滿足SY/T 5257標準要求。

表6 金相檢驗結(jié)果

X90熱煨彎管經(jīng)560℃回火后，其顯微組織如圖4所示，其中內(nèi)弧側(cè)管體橫向由大量的多邊形鐵素體和板條貝氏體組織組成；外弧側(cè)管體橫向由大量的板條貝氏體和多邊形鐵素體組織組成；中性區(qū)距焊縫180°橫向由鐵素體和粒狀貝氏體組織組成。

從圖4可以看出，變形量較大的內(nèi)弧側(cè)和外弧側(cè)的顯微組織與變形較小的中性軸的微觀組織有差異。這是因為彎曲區(qū)外弧側(cè)和內(nèi)弧側(cè)受到變形最大，形成的位錯也最多，回火階段有利于再結(jié)晶的發(fā)生。外弧側(cè)的晶粒略小于內(nèi)弧側(cè)，這是由于外側(cè)受拉應力晶粒變小、變長，而內(nèi)側(cè)受壓應力的影響，晶粒變粗變短。

4.2 焊縫接頭顯微組織結(jié)構(gòu)

圖4 X90熱煨彎管彎曲區(qū)管體各部分顯微組織（500×）

圖5 X90全程加熱熱煨彎管母管、直管段以及彎管段焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織

圖5為Φ1 219 mm×26.4 mm X90全程加熱熱煨彎管母管、直管段以及彎管段焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織。由圖5可見，該熱煨彎管的母管、直管段和彎曲段的焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織滿足SY/T 5257標準要求。母管焊縫組織為鐵素體+粒狀貝氏體，熱影響區(qū)組織為鐵素體+板條貝氏體；直管段焊縫組織為鐵素體+粒狀貝氏體，熱影響區(qū)組織鐵素體+粒狀貝氏體；彎曲段焊縫組織為鐵素體+粒狀貝氏體，熱影響區(qū)組織為鐵素體+粒狀貝氏體。從圖5可知，X90鋼管經(jīng)過全程加熱煨彎之后，直管段和彎曲段的焊縫和熱影響區(qū)組織沒有變化，這說明彎曲段焊縫所處的位置受力較小。但是與母管焊縫和熱影響區(qū)比較發(fā)現(xiàn)，組織有所不同，這是由于彎管在推制過程中受淬火和回火共同作用，熱影響區(qū)板條貝氏體組織變?yōu)榱钬愂象w組織所致。

5 彎管的力學性能

5.1 拉伸性能

按照ASTM A370要求，對熱煨彎管管體和焊縫區(qū)分別進行取樣，加工成標準的圓棒和板狀試樣，圓棒試樣拉伸段直徑為12.5 mm，標距長50 mm。矩形試樣標距內(nèi)寬為38 mm，厚度與鋼管壁厚相等，焊縫區(qū)去余高。

選用SHT 4605萬能試驗機和WAW－1000C液壓萬能試驗機進行拉伸試驗，試驗結(jié)果見表7。API SPEC 5L標準中導向彎曲要求為不完全斷裂，在焊縫金屬不應出現(xiàn)長度大于3.2 mm，且不考慮深度大小的裂紋或破裂，或在母材、HAZ或熔合線上不應出現(xiàn)任何長度大于3.2 mm或深度大于規(guī)定壁厚12.5%的裂紋和破裂。從表7可以看出，母材和焊縫拉伸性能均滿足API SPEC 5L標準要求。與表2比較發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過熱彎工藝后，彎管各部位的屈服強度都低于母材至少20～30 MPa。

圖6為熱煨彎管管體直管段與母管的應力－應變曲線。熱煨彎管直管段與母管之間的差異是淬火+回火過程。從圖6可看出，熱煨彎管直管段未表現(xiàn)出連續(xù)屈服行為，而存在輕微的屈服平臺，這是因為回火過程使母管因軋制和管成型過程中產(chǎn)生的位錯線或包內(nèi)位錯線消失，片狀滲碳體球狀化，內(nèi)應力消除。此外，回火會使組織長大，從而使強度降低。還可以看出，回火工藝使得X90彎管屈服強度、拉伸強度和延伸率低于母材。

表7 熱煨彎管拉伸試驗結(jié)果

圖6 熱煨彎管母管和直管段橫向拉伸應力－應變曲線

圖7為熱煨彎管不同位置橫向和縱向拉伸應力－應變曲線。從圖7可看出，彎管外弧側(cè)和內(nèi)弧側(cè)經(jīng)回火處理后的拉伸曲線都有屈服平臺。這說明母管經(jīng)淬火、回火后，外弧側(cè)晶粒尺寸變大，且位錯密度降低。彎管加熱推制時，加工硬化和高溫動態(tài)軟化過程同時進行。由于變形溫度高于再結(jié)晶溫度，變形引起的硬化很快被再結(jié)晶帶來的軟化消除，而且加熱帶寬不大，推進速度較慢，使得淬火區(qū)域重新被加熱，加熱后溫度升高使得晶粒長大及位錯密度變低，從而出現(xiàn)屈服平臺。

圖7 X90熱煨彎管橫向與縱向拉伸應力－應變曲線

5.2 夏比沖擊性能

分別在熱煨彎管的管體和焊縫處取管體橫向和焊縫、熱影響區(qū)的夏比V形缺口沖擊試樣，靠近鋼管外表面加工成10 mm×10 mm×55 mm的沖擊試樣，V形缺口垂直鋼管表面。試驗選用JB－500設備，試驗按照ASTM A370進行，試驗結(jié)果見表8。從表8可以看出，管體和焊縫的沖擊韌性余量很大，均能滿足API SPEC 5L標準要求。

表8 熱煨彎管各部位低溫沖擊性能

表8中外弧側(cè)的沖擊韌性較其他位置低，因此挑選該位置做韌脆轉(zhuǎn)變曲線，研究其韌脆轉(zhuǎn)變溫度。X90鋼管外弧側(cè)在不同溫度下的沖擊功見表9，韌脆轉(zhuǎn)變曲線如圖8所示。

表9 熱煨彎管外弧側(cè)不同溫度下的沖擊性能

圖8 熱煨彎管外弧側(cè)韌脆轉(zhuǎn)變曲線

由沖擊試驗結(jié)果可知，X90熱煨彎管外弧側(cè)的吸收功隨著試驗溫度的降低而降低?？傮w來看，X90熱煨彎管外弧側(cè)低溫沖擊韌性較好，在-20℃時平均值仍達175 J，在-40℃時其平均值下降到64 J，可推斷出X90熱煨彎管的韌脆轉(zhuǎn)變溫度為-20～-40℃，在-60℃時平均值僅為27 J，已不適合作為長輸管道。

X90管線鋼由均勻細小的粒狀貝氏體和鐵素體組成，M/A島尺寸較小，彌散分布。由于鋼的晶粒尺寸十分細小，裂紋在擴展過程中彼此咬合、互相交錯，受分布細小的片條束的阻礙，從而有效地提高了其強韌性，鐵素體內(nèi)部的高密度位錯和亞結(jié)構(gòu)也在很大的程度上提高了韌性。此外，鋼中晶粒細化使晶界總面積增加，致使裂紋擴展的阻力增加，推遲了裂紋萌生，這二者共同作用降低了鋼的韌脆轉(zhuǎn)變溫度。

5.3 硬度檢驗

對熱煨彎管管體和焊縫進行取樣，對試樣研磨拋光后，按圖9和圖10所示測試點做10 kg載荷維氏硬度試驗，管體和焊縫硬度試驗結(jié)果分別見表10和表11。

圖9 管體維氏硬度測試點

圖10 焊縫接頭維氏硬度測試點

表10 管體維氏硬度

表11 焊縫接頭位置硬度

從表10和表11可以看出，熱煨彎管管體和焊縫接頭維氏硬度均滿足SY/T 5257標準要求，且各區(qū)域硬度均勻性良好，波動范圍不大。從整體范圍來看，直管段焊縫橫向的硬度值普遍高于中性軸橫向的硬度值。這是因為，中性軸位置彎制過程中有少量變形而產(chǎn)生少量位錯，從而促進了回火再結(jié)晶過程，所以中性區(qū)位置的硬度較低。

5.4 焊縫導向彎曲性能

在彎管直管段和彎曲區(qū)垂直焊縫取面彎、背彎試樣進行導向彎曲試驗，彎軸直徑為6 t（t為試樣厚度），彎曲角度為180°，彎曲試驗結(jié)果見表12。API SPEC 5L標準中要求不完全斷裂，在焊縫金屬不應出現(xiàn)長度大于3.2 mm，且不考慮深度大小的裂紋或破裂，或在母材、HAZ或熔合線上不應出現(xiàn)任何長度大于3.2 mm或深度大于規(guī)定壁厚12.5%的裂紋和破裂。從表12可以看出，無論面彎或背彎均無裂紋，符合API SPEC 5L標準要求。

表12 彎曲試驗結(jié)果

6 結(jié) 論

（1）通過試驗驗證了Φ1 219 mm×26.4 mm X90高強鋼熱煨彎管的各項性能指標，結(jié)果均滿足API SPEC 5L和SY/T 5257標準要求。為未來X90管線彎管的設計提供了技術儲備和參考。

（2）由于加熱溫度為1 000℃，未熔元素Nb、V和Ti等的碳氮化合物可通過質(zhì)點釘扎晶界的機制而顯著阻止奧氏體晶粒的長大，且通過560℃回火處理，使得部分位錯對消或消失，從而為X90熱煨彎管強韌性的提高奠定了良好的基礎。

（3）局部加熱后雖然韌性可以滿足API標準最低要求，成本也會降低，但考慮長輸管道使用的安全性，建議采用全程加熱方式，生產(chǎn)出更為可靠的高強度、高韌性X90熱煨彎管。

[1]辛希賢.管線鋼的焊接[M].西安：陜西科學技術出版社，1994.

[2]高慧臨.管線鋼組織、性能、焊接行為[M].西安：陜西科學技術出版社，1994.

[3]API SPEC 5L—2009，管線鋼管規(guī)范（第45版）[S].

[4]SY/T 5257—2012，油氣輸送用鋼制感應加熱彎管[S].

[5]CDP-S-OGP-PL-016-2014-3，油氣管道工程用感應加熱彎管技術規(guī)格書[S].

[6]GB/T 9711—2011，石油天然氣工業(yè)管線輸送系統(tǒng)用鋼管[S].

[7]GB/T 4336—2002，碳素鋼和中低合金鋼火花源原子發(fā)射光譜分析方法（常規(guī)法）[S].

[8]ASTM A370—2014，鋼制品機械測試的標準試驗方法和定義[S].

[9]王紅偉，吉玲康，張驍勇，等.批量試制X90管線鋼管及板材強度特性研究[J].石油管材與儀器，2015，1（6）：44-47.

[10]劉宇斌，閆麗芳，張娟，等.時效溫度對X90管線鋼的影響研究[J].石油管材與儀器，2016，2（1）：32-35.

Influence of Entire Heating and Local Heating on Microstructure and Performance of X90 High Strength Steel Hot Bending Bends

GUO Youtian1,2,CHEN Zhongjun1,CHEN Xuan1,LI Xiaoliang1
（1.Container Factory of Sichuan Oil and Gas Construction Engineering Co.,Ltd.,Neijiang 641000,Sichuan,China;2.School of Materials Science and Engineering,Xi’an Shiyou University,Xi’an 710000,China）

In order to successfully develop X90 Φ1 219 mm×26.4 mm high strength steel hot bending bends,it analyzed the raw material of X90 main pipe.The trial-manufacture of hot bending bends,mechanical properties test and microstructure contrastive analysis were carried out by adopting different heating methods,the microstructure and properties of X90 hot bending bends produced by two heating methods were studied.The entire heating method(1 000℃heating temperature,560℃tempering temperature)was optimum selection.The microstructure performance of trial-manufacture hot bending bends achieved the optimal state,and accorded with API SPEC 5L—2009 and SY/T 5257—2012 standard requirement.

welded pipe;X90;hot bending bends;temperature;microstructure;performance

TG156.1

A

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.06.003

郭有田（1988—），男，工程師，西安石油大學在讀工程碩士，現(xiàn)主要從事壓力容器和彎管生產(chǎn)、工藝、設備技術研究工作。

2016－01－15

李紅麗