趙 坤，陳浩明，介升旗，李敬波，竇茂科

（1．西安石油大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安710065；2．寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 寶雞專用管分公司，陜西 寶雞721008）

冷定徑工藝對熱軋HFW焊管性能的影響

趙 坤1,2，陳浩明2，介升旗2，李敬波2，竇茂科2

（1．西安石油大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安710065；2．寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 寶雞專用管分公司，陜西 寶雞721008）

為了優(yōu)化熱軋HFW焊管的幾何尺寸精度以及提高管坯強(qiáng)度性能，以熱軋HFW J55套管管坯為例，通過力學(xué)性能、顯微組織分析及硬度等試驗(yàn)方法，研究冷定徑對管坯性能的強(qiáng)化作用以及不同定徑量下管坯性能的變化趨勢。試驗(yàn)結(jié)果顯示，鋼管在冷定徑工藝處理下，管坯縱向屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度均得到強(qiáng)化，最大可提升7%；定徑量越大，管坯強(qiáng)度上升幅度越明顯。研究結(jié)果表明，對于低鋼級或者韌性要求不高的鋼管生產(chǎn)時，在熱張力減徑后再增加冷定徑工藝可以提高鋼管強(qiáng)度，但如需要生產(chǎn)更高強(qiáng)度或更高鋼級的鋼管仍需相應(yīng)的熱處理工藝。

冷定徑；定徑量；加工硬化；包辛格效應(yīng)；強(qiáng)度

Abstract:In order to optimize the geometry precision of hot rolled HFW pipe and improve the performance of pipe billet strength,taking HFW J55 casing billet as an example,the strengthening effect of cold sizing on pipe billet performance and the change trend under different sizing reduction were studied through the analysis of the mechanical properties,microstructure and hardness test method.The results showed that under the treatment of cold sizing process,the longitudinal yield strength and tensile strength of pipe billet were strengthened,with maximum increase of 7%;the larger the sizing reduction,the more obvious the increase of pipe billet intensity.The research results showed that when produce low steel grade pipe or low toughness requirement steel pipe,increasing cold sizing process after hot-stretch reducing can increase steel pipe strength,but steel pipes that require higher strength or higher steel grade still need to be treated with appropriate heat treatment process.

Key words:cold sizing;sizing reduction;work hardening;Bauschinger effect;strength

目前，在線定徑設(shè)備廣泛應(yīng)用于HFW焊管生產(chǎn)線，在生產(chǎn)線空冷、水冷段后實(shí)現(xiàn)管坯減徑、整圓、矯直及消減焊縫殘余應(yīng)力。本研究以“HFW高頻焊管+熱張力減徑”工藝生產(chǎn)的管坯為原料，研究冷定徑除對管坯幾何尺寸的優(yōu)化外，尤其對性能強(qiáng)化方面的貢獻(xiàn)，以期為油套管產(chǎn)品工藝開發(fā)提供參考。

1 試驗(yàn)設(shè)備

本試驗(yàn)采用的生產(chǎn)線定徑設(shè)備為四機(jī)架四輥定徑機(jī)，水平上輥和底輥為主動傳動，立輥從動，4個輥均可調(diào)整為封閉孔型，如圖1所示。水平輥與立輥的圓弧半徑一致，水平上輥、下輥與立輥間輥縫間距理論設(shè)計(jì)均為3 mm，孔型為正圓。四機(jī)架逐級減徑，總減徑量最大可達(dá)2%。每架定徑輥的水平輥與立輥包絡(luò)角度各異，可消除接縫處管坯表面壓痕，確保冷定徑后管坯外觀質(zhì)量良好。機(jī)組動力及強(qiáng)度設(shè)計(jì)可實(shí)現(xiàn)J55、N80、P110及Q125鋼級管坯的冷定徑[1-3]。冷定徑后成品外徑規(guī)格為60.32～177.8 mm。

圖1 四輥定徑機(jī)冷定徑輥結(jié)構(gòu)示意圖

2 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)以 J55（TG22）鋼級熱軋卷板為原料，其化學(xué)成分見表1。采用Φ193.7 mm HFW母管，然后經(jīng)熱張力減徑分別生產(chǎn)Φ142 mm和Φ141.5 mm兩種規(guī)格的管坯。通過調(diào)整冷定徑機(jī)組輥縫參數(shù)，最終均定徑為Φ139.7 mm成品焊管，即實(shí)現(xiàn)兩種定徑量，分別為1.3%（A工藝）和0.9%（B工藝）。

表1 試驗(yàn)用J55（TG22）熱軋卷板化學(xué)成分 %

每種規(guī)格焊管冷定徑前任取3根管坯進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)。力學(xué)性能試驗(yàn)包括母材縱向拉伸試驗(yàn)（相對焊縫90°）、母材橫向拉伸試驗(yàn)（試樣與焊縫對稱）、焊縫橫向拉伸試驗(yàn)、母材縱向沖擊試驗(yàn)、焊縫橫向沖擊試驗(yàn)。每根管坯每種試驗(yàn)重復(fù)取樣3組，取樣管進(jìn)行追蹤，冷定徑后再利用該管進(jìn)行取樣，試驗(yàn)同上。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 幾何尺寸

定徑前后對管坯幾何尺寸進(jìn)行了測量，測量結(jié)果見表2。

表2 管坯冷定徑前后幾何尺寸測量結(jié)果

從表2可以看出，試驗(yàn)用管冷定徑后外徑及圓度指標(biāo)均滿足Q/SY 1572.4標(biāo)準(zhǔn)要求[4]（外徑139.7（0，+1%），圓度≤0.5%），該標(biāo)準(zhǔn)幾何尺寸要求嚴(yán)于API SPEC 5CT[5]。

3.2 力學(xué)性能

3.2.1 拉伸性能

對采用A、B兩種不同工藝生產(chǎn)的管坯分別進(jìn)行了拉伸性能試驗(yàn)。圖2所示為A、B兩種不同工藝生產(chǎn)的管坯母材縱向拉伸性能的變化趨勢。從圖2可以看出，A工藝生產(chǎn)的管坯定徑后母材縱向屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度均得到明顯提升；B工藝生產(chǎn)的管坯定徑后縱向屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度總體有一定的提升。這表明兩種工藝生產(chǎn)的管坯在冷定徑作用下，由于冷變形導(dǎo)致位錯滑移、塞積和增殖，產(chǎn)生了加工硬化，體現(xiàn)在拉伸性能上即為強(qiáng)度提高[6]。

API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)不要求取橫向拉伸試樣，Q/SY 1572.4標(biāo)準(zhǔn)對于外徑≤168.28 mm的管體橫向拉伸試驗(yàn)也不做要求，但為了全面研究管體性能變化，本研究對兩種工藝的Φ139.7 mm管坯同時取橫向拉伸試樣，展平后進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。圖3所示為A、B兩種工藝生產(chǎn)的管坯母材橫向拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果。從圖3可以看出，定徑量為1.3%時，母材橫向屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度均整體提升；定徑量0.9%時，母材橫向屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度整體呈下降趨勢。

圖2 兩種不同工藝生產(chǎn)的管坯母材縱向拉伸性能

圖3 兩種不同工藝生產(chǎn)的管坯母材橫向拉伸性能

圖4為不同定徑量下試驗(yàn)管坯母材及焊縫強(qiáng)度變化統(tǒng)計(jì)結(jié)果，管坯母材原始與定徑后數(shù)據(jù)均為9組數(shù)據(jù)的平均值。從圖4可以看出，定徑量為1.3%時，縱向屈服強(qiáng)度提升了7.05%，橫向屈服強(qiáng)度提升了8.05%；定徑量為0.9%時，縱向屈服強(qiáng)度提升了2.97%，但橫向屈服強(qiáng)度下降了1.57%。冷定徑后，伸長率變化不明顯。焊縫橫向抗拉強(qiáng)度與母材橫向抗拉強(qiáng)度變化保持一致。

圖4 不同定徑量下管坯母材及焊縫強(qiáng)度變化對比

分析可知，上述強(qiáng)度變化源于加工硬化與包辛格效應(yīng)共同作用的結(jié)果。所謂包辛格效應(yīng)，即金屬材料經(jīng)預(yù)先加載產(chǎn)生少量的塑形變形并卸載后，再同向加載時屈服強(qiáng)度升高，反向加載時屈服強(qiáng)度軟化的一種現(xiàn)象。從本質(zhì)上講，是由于在預(yù)先變形加載的過程中，位錯滑移，塞積遇到障礙，產(chǎn)生了與運(yùn)動方向相反的背應(yīng)力，當(dāng)反向加載時，背應(yīng)力與位錯運(yùn)動方向相同，有利于位錯的滑移，使得塑性變形變得容易，則屈服軟化。在冷定徑過程中，管體橫向主要承受軋輥的壓應(yīng)力，縱向?yàn)槔瓚?yīng)力，母材橫向拉伸試驗(yàn)則為反向加載，所以縱向強(qiáng)度提高，橫向強(qiáng)度降低。但當(dāng)預(yù)變形（定徑量）較大時，則加工硬化占主導(dǎo)，而包辛格效應(yīng)變?nèi)酢Ｒ虼?，定徑量較大時（1.3%），橫向強(qiáng)度提升；定徑量較小時（0.9%），包辛格效應(yīng)占主導(dǎo)，橫向強(qiáng)度降低。另外，管坯橫向屈服強(qiáng)度普遍低于縱向屈服強(qiáng)度，也是橫向拉伸試樣展平預(yù)變形產(chǎn)生的包辛格效應(yīng)導(dǎo)致。

3.2.2 沖擊韌性

針對J55鋼級，API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)中PSL-1級別對焊縫沖擊無要求，而PSL-2要求為全尺寸母材縱向沖擊值≥27 J（即半尺寸母材縱向沖擊值≥14.85 J），全尺寸焊縫橫向沖擊值≥20 J（即半尺寸焊縫橫向沖擊值≥11 J）。圖5為不同定徑量下管坯母材及焊縫的沖擊韌性變化情況。從圖5可知，母材及焊縫的沖擊韌性均呈下降趨勢 （數(shù)據(jù)為9組試樣平均值），但均優(yōu)于PSL-2標(biāo)準(zhǔn)要求。這是由于加工硬化，金屬強(qiáng)度提高，韌性會有所下降。

圖5 不同定徑量下管坯母材及焊縫沖擊韌性對比

3.3 焊縫區(qū)顯微組織及硬度

3.3.1 顯微組織

圖6顯示了不同狀態(tài)下管坯焊縫區(qū)的顯微組織。其中，圖6（a）為焊接母管未經(jīng)焊縫熱處理時的顯微組織，焊縫中心可見擠壓脫碳區(qū)，焊接金屬流線明顯。由于焊接時的高溫和熱量分布極不均勻，造成焊縫連續(xù)梯度組織，形成鐵素體+珠光體及貝氏體或魏氏體組織，且分布不均勻。圖6（b）為焊接母管經(jīng)全管體中頻感應(yīng)加熱再進(jìn)行熱張力減徑后的焊縫組織形貌，相當(dāng)于對焊縫進(jìn)行了熱變形及正火處理，由于焊縫奧氏體化及熱機(jī)械軋制，使組織均勻化且金屬流線得到改善，在一定程度上改善了熱軋卷板的帶狀組織，形成鐵素體+珠光體組織[7-10]。圖6（c）為冷定徑后管坯顯微組織，組織較為均勻。在冷變形后，晶粒沿管體軸向拉拔方向伸長。

圖6 不同狀態(tài)下的管坯焊縫區(qū)顯微組織 500×

3.3.2 顯微硬度

試驗(yàn)管坯焊縫區(qū)域維氏硬度統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖7所示。從圖7可以看出，焊接母管焊縫未經(jīng)熱處理，焊縫由于焊接溫度分布不均存在硬度高而塑性、韌性不足的組織，存在著相當(dāng)大的內(nèi)應(yīng)力，

圖7 不同狀態(tài)下的管坯焊縫區(qū)顯微硬度對比

焊縫、熱影響區(qū)的顯微硬度與母材偏差較大。而經(jīng)過中頻加熱及熱機(jī)械軋制后，焊縫組織均勻化，焊縫區(qū)域硬度基本趨于一致。經(jīng)冷定徑后，因加工硬化緣故，硬度平均值略有升高，但整體比較均勻。

4 結(jié) 論

（1）經(jīng)過冷定徑，管坯縱向屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度均得到強(qiáng)化。定徑量越大，上升幅度越明顯，定徑量為1.3%時管坯屈服強(qiáng)度可提升7%。

（2）在加工硬化與包辛格效應(yīng)的共同作用下，大定徑量下縱向與橫向強(qiáng)度均提升明顯，而小定徑量下管坯由于包辛格效應(yīng)占主導(dǎo)，橫向強(qiáng)度會下降。

（3）冷定徑工藝可用于HFW鋼管生產(chǎn)線。普通的熱張力減徑類似于TMCP正火態(tài)，如需提高產(chǎn)品力學(xué)性能還需進(jìn)行相應(yīng)的熱處理工藝。對于低鋼級或者韌性要求不高的鋼管，冷定徑工藝的引入可較為簡單高效地實(shí)現(xiàn)強(qiáng)度的提升，但如需生產(chǎn)更高強(qiáng)度或更高鋼級的鋼管，就要進(jìn)行相應(yīng)的熱處理工藝。

[1]黃睿.鋼管定徑機(jī)架有限元分析[J].焊管，2011（10）：27-29.

[2]孫占剛.應(yīng)用現(xiàn)代設(shè)計(jì)理論與方法分析軋機(jī)機(jī)架[D].秦皇島：燕山大學(xué)，2004.

[3]羅喜澤.Φ318定徑機(jī)定徑輥箱的改進(jìn)[J].四川冶金，2005（6）：25-27.

[4]Q/SY 1572.4—2015，油井管技術(shù)條件第4部分：直縫電阻焊套管[S].

[5]API SPEC 5CT，套管和油管規(guī)范（第九版）[S].

[6]石德珂.材料科學(xué)基礎(chǔ)(第2版)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2003.

[7]何石磊，白鶴，張峰，等.HFW焊縫性能優(yōu)化工藝研究[J].焊管，2013（12）：39-44.

[8]崔延,聶向暉,李云龍,等.HFW焊縫組織結(jié)構(gòu)對強(qiáng)韌性的影響[J].焊管,2011,34（11）:5-9.

[9]聶向暉,王瀅,劉小峰,等.HFW焊縫結(jié)構(gòu)參數(shù)對其沖擊性能的影響[J].熱加工工藝,2012,41（15）:8-11.

[10]茹成章，王新虎.HFW石油套管焊縫沖擊韌性影響因素分析[J].熱處理技術(shù)與裝備,2010,31（6）:33-36.

Influence of Cold Sizing Process on Hot-stretch Reducing HFW Pipe Performance

ZHAO Kun1,2,CHEN Haoming2,JIE Shengqi2,LI Jingbo2,DOU Maoke2
（1．School of Materials Science and Engineering,Xi’an Shiyou University,Xi’an 710065,China;2.Baoji OCTG Company of BSG Group,Baoji 721008,Shaanxi,China）

TG335.75

A

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.06.010

2017-03-16

編輯：黃蔚莉

趙 坤（1973—），男，工學(xué)學(xué)士，高級工程師，現(xiàn)主要從事HFW和OCTG技術(shù)研究和管理工作。