谷海龍，陳 楠，王海生，謝曉東，劉湘軍，馬相軍

（渤海裝備華油鋼管公司，河北 滄州062658）

X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管導向彎曲不合格原因分析

谷海龍，陳 楠，王海生，謝曉東，劉湘軍，馬相軍

（渤海裝備華油鋼管公司，河北 滄州062658）

針對X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管生產(chǎn)中出現(xiàn)的導向彎曲試驗不合格現(xiàn)象，通過鋼管性能分析、熱模擬試驗分析、焊接參數(shù)分析及微觀組織分析等手段，對出現(xiàn)導向彎曲不合格的原因進行了系統(tǒng)、全面的分析，得出了以下結(jié)論：厚壁螺旋埋弧焊管生產(chǎn)時易出現(xiàn)熱影響區(qū)軟化；厚壁螺旋埋弧焊管卷板訂貨時強度不宜過高；螺旋埋弧焊管卷板板邊的夾雜物缺陷在彎曲應力作用下，易形成脆性斷裂區(qū)，最終導致開裂。通過控制焊接熱輸入、合理制定卷板強度范圍、調(diào)整板邊銑削量等手段可避免此類缺陷的產(chǎn)生。

X80M；厚壁螺旋埋弧焊管；導向彎曲試驗；熱影響區(qū)軟化；板邊夾雜物

國民經(jīng)濟的高速發(fā)展離不開能源的支持，近年來經(jīng)濟發(fā)展對能源的需求越來越大，要求也越來越高，尤其對于天然氣、石油等能源的需求日益增大，東部沿海發(fā)達地區(qū)石油天然氣的需求量與供應量仍存在巨大的缺口，我國的石油、天然氣主要蘊藏在西北、西南地區(qū)，而消費又以東部沿海發(fā)達地區(qū)為主，這就必然要進行超長距離的運輸[1]。為了滿足長距離大輸量高壓力天然氣管道輸送的需要，中國石油天然氣集團公司整體部署，科技管理部門組織開展了若干重大科技攻關(guān)，開展了高鋼級管線鋼管研發(fā)和應用關(guān)鍵技術(shù)研究，使我國在較短的時間內(nèi)，將輸氣管線的鋼級由X52、X60、X65提升至X70及X80，在過去螺旋埋弧焊管的基礎上發(fā)展了直縫埋弧焊管，產(chǎn)品質(zhì)量、性能均達到了較高水平。成功研發(fā)了系列X70、X80大直徑、厚壁螺旋埋弧焊管和直縫埋弧焊管及彎管和管件，形成了規(guī)?；纳a(chǎn)制造能力，使輸氣管線壓力從6.3 MPa逐步提升至8.4 MPa、10 MPa和12 MPa，輸送能力最高達到300億m3/a。在管線鋼和鋼管的研發(fā)和應用方面，我國用不到20年的時間取得了發(fā)達國家用將近40年才取得的研究成績。

我國管道工程發(fā)展、高鋼級管線鋼及鋼管研發(fā)應用具有研發(fā)周期短、應用速度快、實施效果好的顯著特點，先后建成了西氣東輸一線、二線和三線，材料和設備基本實現(xiàn)國產(chǎn)化，我國的X70、X80鋼管制造技術(shù)及應用規(guī)模達到較高水平。材料及重大裝備的國產(chǎn)化帶動了產(chǎn)業(yè)升級，推動了民族工業(yè)發(fā)展。我國高壓大直徑輸氣管道使全國5億人受益，為我國能源安全和生態(tài)文明建設做出了重大貢獻[2]。

國際上從20世紀80年代開始進行X80管線鋼及鋼管的研發(fā)，到目前已敷設約2 000 km的X80管道[3]。Φ1 219 mm規(guī)格為X80M螺旋埋弧焊管常見規(guī)格，隨著技術(shù)的不斷進步，X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm規(guī)格螺旋埋弧焊管已廣泛應用于西氣東輸二線、三線、中靖聯(lián)絡線、陜京四線等國家重點管道工程。目前國內(nèi)X80管線鋼焊接技術(shù)已相對穩(wěn)定，但在焊管性能檢驗中仍存在的一個突出問題就是導向彎曲試驗不合格[4]。本研究針對華油鋼管有限公司生產(chǎn)的X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管檢測時出現(xiàn)的導向彎曲試驗不合格的原因進行了分析。

1 導向彎曲不合格現(xiàn)象描述

焊縫導向彎曲性能是力學性能的一項重要指標,彎曲試驗用來檢測某一材料的焊接工藝和表面缺陷，研究試樣表面和焊縫中各種缺陷在彎曲塑性變形下的擴展情況，正確判斷彎曲試驗中產(chǎn)生或發(fā)現(xiàn)的表面缺陷，對于及時調(diào)整生產(chǎn)工藝、保證鋼管產(chǎn)品質(zhì)量具有重要意義[5]。 CDP－S－NGPPL－006－2014－3 《天然氣管道工程鋼管技術(shù)規(guī)格書》中規(guī)定每批鋼管的焊縫各取1個面彎和背彎試樣做180°導向彎曲試驗，彎軸直徑為6t（t為公稱壁厚）。驗收標準為：“導向彎曲試樣不應①完全斷裂；②在焊縫金屬處出現(xiàn)任何長度大于3.2 mm的裂紋或斷裂，無論深度如何；③在母材金屬、熱影響區(qū)或熔合線處出現(xiàn)任何長度大于3.2 mm，深度大于規(guī)定壁厚的12.5%的裂紋或斷裂”。

華油鋼管自2016年11月開始使用某鋼廠卷板進行X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管生產(chǎn)，先后出現(xiàn)了較多彎曲不合格試樣，面彎、背彎均有不合格現(xiàn)象，開裂位置均為熱影響區(qū)。X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm焊管彎曲不合格試樣如圖1所示。從圖1可以看出，在彎曲試樣拉伸面上開裂沿熱影響區(qū)呈直線性開裂，并貫穿了整個試樣，對所有彎曲不合格試樣進行觀察可以看出，所有開裂位置全部為熱影響區(qū)。

圖1 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm焊管彎曲不合格試樣

2 導向彎曲不合格原因分析

管線鋼焊接時，熱影響區(qū)由于受熱而使晶粒長大以及微合金化元素所形成的第二相質(zhì)點溶解，造成了HAZ軟化。這種現(xiàn)象在X70鋼中還不太明顯。對于X80鋼及其以上級別的管線鋼，HAZ軟化則比較明顯，尤其制管時縱向焊縫或螺旋焊縫在采用較大熱輸入的多絲埋弧焊時，更應引起重視[6]。脆化與軟化使HAZ成為焊接接頭的薄弱環(huán)節(jié)，但由于粗晶脆化區(qū)域靠近熔合線，形狀復雜，寬度狹窄，再加上超低碳鋼改善了粗晶韌性，經(jīng)試驗證明，粗晶脆化區(qū)對結(jié)構(gòu)整體性的影響很小，而軟化區(qū)更有可能促成裂紋的發(fā)展進而造成焊接接頭失效。從強度的角度考慮，焊接HAZ軟化區(qū)是焊接接頭最弱的一環(huán)。有研究表明，軟化的熱影響區(qū)寬度對接頭性能有較大的影響，尤其對接頭抗拉強度影響較大，對接頭韌性和連續(xù)性也有一定的影響[7]。

2.1 鋼管性能分析

對3個不同鋼廠卷板所制鋼管進行導向彎曲試驗，分別取樣，編號為1#試樣、2#試樣和3#試樣。

在進行導向彎曲試驗時，受拉面承受拉伸作用，由于其熱影響區(qū)部位的弱化，致使彎曲過程的塑性變形主要集中在熱影響區(qū)[4]，當強度相差較大時易導致試樣在熱影響區(qū)處啟裂。對出現(xiàn)導向彎曲不合格的1#試樣與未出現(xiàn)導向彎曲不合格的2#、3#試樣進行拉伸性能對比，結(jié)果見表1。從表1可以看出，1#試樣熱影響區(qū)在焊接完成后軟化明顯，熱影響區(qū)強度受損嚴重，其強度平均值低于母材，使得熱影響區(qū)成為焊接接頭中最“薄弱”的環(huán)節(jié)。彎曲試驗時，由于母材、焊縫及熱影響區(qū)的塑性及韌性差異，使熔合線兩側(cè)的變形量差別明顯，易造成焊縫熔合線上的開裂，且焊縫拉伸試驗斷裂位置均在熱影響區(qū)，這就表明，1#試樣焊接接頭熱影響區(qū)軟化嚴重。

表1 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管拉伸性能

X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管夏比沖擊試驗結(jié)果見表2。通過對沖擊韌性統(tǒng)計可以看出，2#、3#及1#試樣管體母材、焊縫位置韌性大體相當，但1#試樣熱影響區(qū)位置韌性明顯低于2#、3#試樣，進一步表明1#卷板所制鋼管在焊接過程中熱區(qū)存在明顯的性能惡化現(xiàn)象。

表2 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管夏比沖擊試驗結(jié)果

2.2 熱模擬試驗分析

根據(jù)上述性能統(tǒng)計，初步判斷是熱影響區(qū)軟化導致的導向彎曲不合，試驗表明，X80M鋼焊接熱影響區(qū)中，軟化區(qū)域主要出現(xiàn)在細晶區(qū)，其強度最差[8]。所以針對熱區(qū)細晶區(qū)進行熱模擬試驗，同時為了更好的反映1#試樣母材熱區(qū)的軟化，對2#試樣母材同時進行熱模擬試驗，以便進行對比。具體試驗過程為利用熱模擬試驗機，測試兩家鋼廠母材在25 kJ/cm線能量條件下熱影響區(qū)細晶區(qū)（1 000℃）的強度、硬度及金相組織，分析母材與細晶區(qū)的強度差及硬度差。

兩家鋼廠母材及制管后熱影響區(qū)細晶區(qū)的強度對比見表3。從表3可以看出，2#試樣母材抗拉強度僅比其熱影響區(qū)細晶區(qū)高21 MPa，而1#試樣母材抗拉強度比其熱影響區(qū)細晶區(qū)高54 MPa，與2#試樣相比，1#試樣發(fā)生了明顯的軟化現(xiàn)象。

表3 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管熱模擬試驗細晶區(qū)強度對比

兩家鋼廠母材及制管后熱影響區(qū)細晶區(qū)的硬度對比見表4。從表4可看出，2#試樣熱影響區(qū)細晶區(qū)硬度比其母材硬度低16HV10，而1#試樣熱影響區(qū)細晶區(qū)比其母材硬度低32HV10。從硬度方面也反映出，1#試樣熱影響區(qū)發(fā)生了明顯的軟化。

表4 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管熱模擬試驗細晶區(qū)硬度對比

2.3 焊接參數(shù)分析

不同焊接線能量下，X80管線鋼熱影響區(qū)組織的類型、形態(tài)、大小和分布也不盡相同，隨著線能量的增大，粒狀鐵素體（GF）的數(shù)量減少，貝氏體鐵素體（BF）的數(shù)量增加，當線能量達到25 kJ/cm時，組織基本上都為貝氏體鐵素體。貝氏體鐵素體由相互平行的鐵素體板條束構(gòu)成，板條束由原奧氏體晶界向晶內(nèi)生長，在板條間分布著粒狀和短棒狀的第二相組織；鐵素體基體為貝氏體鐵素體，島狀的第二相組織為M/A組元。當線能量進一步增大，組織進一步長大、變化，板條狀貝氏體鐵素體的比例明顯增大[9]。

X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管焊接參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果見表5。由表5可以看出，前期焊接熱輸入相對后期焊接熱輸入高約10%，但前期與后期均出現(xiàn)了彎曲不合格現(xiàn)象，可見焊接參數(shù)不是造成彎曲不合格的主要原因。

表5 X80M鋼Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管焊接參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果

2.4 微觀組織分析

對出現(xiàn)導向彎曲不合格的試樣彎曲斷口進行微觀組織分析，試驗設備采用KYKY－2800掃描電子顯微鏡，試樣的微觀組織照片如圖2所示。由圖2可見，其開裂宏觀特征表現(xiàn)為韌性斷裂（圖2（a）），但對開始斷裂區(qū)放大觀察發(fā)現(xiàn)，在開裂區(qū)仍有小的脆性斷裂平臺（圖2（b）），而且在斷裂區(qū)可見開始斷裂位置源于夾雜物（圖2（c）），在鋼板表面以下的一定范圍內(nèi)，均有脆性斷裂的平臺存在（圖2（d）），由于斷口凸凹度的影響，沒有清晰看到平臺中心的裂紋內(nèi)部狀態(tài)，但在可見中心裂紋的區(qū)域上，有夾雜物存在（圖 2（d）～圖 2（f）），而在接近鋼板心部的區(qū)域，可見大量的脆性斷裂平臺區(qū)（圖 2（e）～圖 2（f）），而且清晰的看到，脆性斷裂起源于夾雜物，夾雜物尺寸10 μm左右，在夾雜物兩端形成了沿鋼板軋制方向上微裂紋，而脆性斷裂區(qū)相互連接的區(qū)域的斷裂則為韌性的韌窩斷裂。

通過對其余彎曲開裂的斷口分析可以看出，所有斷口的斷裂特征基本相同，即都存在大量的解理斷裂平臺，而在這些脆性斷裂的平臺中心均可見有較深的平行鋼板軋制方向的裂紋，而且在部分裂紋中可見夾雜物存在。從部分看到的有夾雜物開裂的中心裂紋的開裂方式看，在彎曲過程中，裂紋應該有夾雜物形核并沿鋼板軋制方向和彎曲應力方向擴展，裂紋擴展到一定程度時，相互連接，導致最終彎曲開裂。板卷中存在的夾雜物類型一般為CaO－Al2O3－MgO，該類夾雜物屬于脆性夾雜物，對材料的沖擊韌性有很大的損害，會降低鋼的塑性、韌性和疲勞性能，使鋼的冷熱加工性能乃至某些物理性能變差[10]。

從各個脆性斷裂區(qū)連接處的斷口可見，表現(xiàn)為韌性斷裂，說明焊接熱影響區(qū)仍保持一定的塑韌性。另外，結(jié)合焊縫形狀看，在接近彎曲開裂結(jié)束區(qū)域，即鋼板的中心區(qū)域，實際開裂的位置應該擴展到焊接熱影響區(qū)之外的基體區(qū)，但彎曲開裂的特征仍表現(xiàn)為與熱影響區(qū)相同的斷裂特征。這也從一個方面說明焊接熱循環(huán)對鋼板性能的影響不是造成彎曲開裂的主要原因，鋼板本身的缺陷是導致鋼管焊接后彎曲開裂的主要原因。

圖2 彎曲不合格試樣斷口SEM觀察結(jié)果

3 改進后效果

通過上述分析，調(diào)整了板邊坡口尺寸以降低焊接參數(shù)，提高了焊接速度，使焊接熱輸入相應降低，保證了熱影響區(qū)的性能；在卷板采購時，將卷板屈服強度及抗拉強度上限進行了優(yōu)化，避免母材強度過高，使焊縫、熱影響區(qū)及母材的性能匹配；增大了卷板板邊銑削量，基本消除了板邊夾雜物對焊縫性能的影響。上述改進措施實施后，未再出現(xiàn)導向彎曲試驗不合格的情況。

4 結(jié) 論

（1）在生產(chǎn)厚壁螺旋埋弧焊管時，焊接熱輸入相對較大，熱影響區(qū)會出現(xiàn)一定程度的軟化，在實際生產(chǎn)中，應將焊接熱輸入控制在25 kJ/cm左右，保證熱影響區(qū)性能。

（2）厚壁螺旋埋弧焊管在實際生產(chǎn)中易出現(xiàn)因焊接熱輸入導致熱影響區(qū)軟化的現(xiàn)象，熱影響區(qū)軟化后強度、韌性均有所下降，為使焊縫、熱影響區(qū)及母材的性能匹配，在與鋼廠簽訂技術(shù)協(xié)議時，應根據(jù)相關(guān)標準要求合理優(yōu)化卷板強度范圍，避免熱影響區(qū)軟化。

（3）X80M螺旋埋弧焊管導向彎曲試驗塑性變形主要在熱影響區(qū)，當卷板板邊存在夾雜物時，在彎曲應力的作用下，裂紋沿軋制方向和彎曲應力方向快速擴展，形成脆性斷裂區(qū)，斷裂區(qū)相互連接導致最終的彎曲開裂。所以在實際生產(chǎn)中應根據(jù)卷板板邊質(zhì)量合理選擇銑削量，減少夾雜物對焊接質(zhì)量的影響。

[1]楊永.預精焊機組預開卷機的開發(fā)研究[D].濟南：山東大學，2016.

[2]馮耀榮，霍春勇，吉玲康，等.我國管線鋼和鋼管研究應用新進展及發(fā)展展望[J].石油管工程，2013，19（6）：1-5.

[3]李延豐.西氣東輸二線管道工程用X80鋼級Φ1 219 mm直縫埋弧焊管的研發(fā)[J].鋼管，2009，38（3）：33-38.

[4]杜偉，荊松龍，李云龍，等.X70鋼直縫埋弧焊管導向彎曲開裂的原因[J].機械工程材料，2012,36（10）：97-100.

[5]楊丁門，何興利，趙煒，等.西氣東輸二線用X80級螺旋埋弧焊管導向彎曲性能分析[J].焊管，2009,32（9）：18-21.

[6]杜則裕.X80管線鋼的焊接性[J].電焊機，2009，39（5）：15-17.

[7]鄭江鵬，陳浮，黃治軍，等.高等級管線鋼焊接熱影響區(qū)軟化研究現(xiàn)狀[J].武鋼技術(shù)，2014，52（2）：59-62.

[8]趙波，李國鵬，王旭，等.X80管線鋼焊接熱影響區(qū)組織性能改善措施[J].焊管，2014,37（4）：47-54.

[9]楊忠文，畢宗岳，牛輝.高鋼級管線鋼焊管研制[J].焊管，2011,37（4）：5-11.

[10]李濤，田鵬，孫宏，等.X80M鋼熱軋板卷沖擊性能不合格的原因分析[J].機械工程材料，2014,38（7）：102-108.

Analysis of Unqualified Guide Bending Test of X80M Φ1 219 mm×18.4 mm SSAW Pipe

GU Hailong，CHEN Nan，WANG Haisheng，XIE Xiaodong，LIU Xiangjun，MA Xiangjun
（CNPC Bohai Equipment North China Petroleum Steel Pipe Co.,Ltd.,Cangzhou 062658,Hebei,China）

According to unqualified guide bending test of X80M Φ1 219 mm×18.4 mm SSAW pipe in production,property,thermal simulation,welding parameters and microstructure were analyzed for unqualified reasons.The results showed that softening of heat-affected zone was more likely to occur on heavy-wall SSAW pipe production;parent metal strength of wiled sheet should not be too high;because of inclusions on the edges of wiled sheet with bending stress,brittle fracture zone was easily formed and finally leaded to crack.The above methods could prevent the defect,including controlling heat input of welding,setting reasonable strength range and adjusting edge milling parameters.

X80M；heavy-wall SSAW pipe；guide bending test；softening of heat-affected zone;inclusion of plate edge

TE973.9

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.11.010

谷海龍（1983—），男，助理工程師，主要從事螺旋埋弧焊管焊接技術(shù)研究和焊管產(chǎn)品開發(fā)工作。

2017－08－09

編輯：李紅麗