陳浩明，畢宗岳，魯云飛

（1.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 西安石油專用管公司，西安710200；2.國家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心，陜西 寶雞721008；3.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 鋼管研究院，陜西 寶雞721008）

0 前 言

近年來，寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司采用中碳鋼HFW 高頻焊接+熱張力減徑+全管體熱處理的套管生產(chǎn)工藝得到了長足發(fā)展?；趲т搸缀尉瓤刂扑降谋Ｕ?，使得HFW 套管相對于無縫管在圓度及壁厚不均勻度方面具有較大的優(yōu)勢，在同等進尺條件下，HFW 套管質(zhì)量的降低不僅節(jié)約成本，而且有利于降低絲扣的實際載荷。同時，鋼管幾何精度的提高對套管抗擠毀性能的提升作用明顯[1]。HFW 高頻焊管+熱張力減徑工藝所使用的帶鋼一般是w（C）為0.25%～0.3%的中碳鋼，基于合金強化作用及熱處理淬透性考慮，原料中 Cr、Mn、Mo 等合金含量較高，使碳當(dāng)量大幅增加，焊接性相對變差，這對于HFW制管技術(shù)是巨大的挑戰(zhàn)。如果TMCP 帶鋼軋制工藝或者鋼管成型焊接工藝控制不當(dāng)，均會對HFW 高頻焊管產(chǎn)品質(zhì)量產(chǎn)生較大的影響。

1 試制方案

采用某鋼廠中碳微合金化TMCP 卷板 （編號TG26T）進行HFW 高頻接觸焊接，焊接完成后，經(jīng)中頻加熱至950 ℃左右進行熱張力減徑，之后進行全管體調(diào)質(zhì)處理，帶鋼原料的化學(xué)成分見表1。

表1 帶鋼原料的化學(xué)成分 %

2 試制存在的質(zhì)量問題及改進措施

2.1 焊管成型不穩(wěn)定

2.1.1 帶鋼原料強度高且不均勻

以生產(chǎn)Φ139.7 mm×10.54 mm 規(guī)格的110TT高抗擠套管所用帶鋼為例，帶鋼軋制工藝改進前后拉伸性能對比如圖1 所示，屈服強度的統(tǒng)計結(jié)果見表2。

圖1 帶鋼軋制工藝改進前后拉伸性能對比

表2 帶鋼軋制工藝改進前后屈服強度統(tǒng)計結(jié)果

由圖1 和表2 可見，采用工藝改進前爐批X16106385 的帶鋼，帶鋼屈服強度高達(dá)810 MPa，遠(yuǎn)高于P110 鋼級套管強度。在HFW 高頻焊管成型過程中，高強度帶鋼由于局部抗力大，成型后回彈較大，容易出現(xiàn)錯邊情況，進而影響焊接功率輸出的穩(wěn)定性，同時在焊接后因錯邊導(dǎo)致毛刺清除困難，易產(chǎn)生內(nèi)飛邊。相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，對于P110 以上鋼級的套管，不允許出現(xiàn)內(nèi)飛邊，因此，由于毛刺殘留導(dǎo)致的切廢管將大大降低焊管的成材率。

改進措施：改進軋制工藝降低帶鋼強度，且保證其均勻性，為成型焊接創(chuàng)造良好條件。對爐批 X16206815 帶鋼軋制時進行工藝優(yōu)化，使熱軋帶鋼屈服強度平均值降為519.6 MPa，較工藝改進前爐批X16106385 的強度大幅下降 （見圖1和表2）。采用工藝改進后爐批X16206815 的帶鋼生產(chǎn) Φ139.7 mm×12.7 mm 規(guī)格的 110TT 高抗擠套管時，成型焊接穩(wěn)定，內(nèi)外毛刺清除平滑，經(jīng)熱張力減徑+調(diào)質(zhì)熱處理后產(chǎn)品性能滿足Q/SY 1394 高抗擠套管產(chǎn)品標(biāo)準(zhǔn)的要求。

2.1.2 原料板型差

工藝改進前帶鋼原料鐮刀彎及波浪彎明顯。鐮刀彎即帶鋼長度方向在水平面上向一側(cè)彎曲的現(xiàn)象，或稱月牙彎。鐮刀彎是帶鋼軋制時沿寬度方向兩側(cè)變形不均勻?qū)е碌?，一般情況帶鋼兩側(cè)厚度會存在差異。波浪彎即帶鋼邊緣部分沿縱向反復(fù)彎曲的現(xiàn)象。波浪彎是帶鋼軋制時沿寬度方向中心與邊緣冷卻不勻?qū)е碌淖冃蝃2]。此類板型在成型時帶鋼容易偏離機組中心線甚至 “翻鋼”，成型效果差，且當(dāng)鐮刀彎或波浪彎誤差累積至料卷尾部時，極易出現(xiàn)鼓包缺陷，小的鼓包影響焊接的穩(wěn)定性，嚴(yán)重時必須終止焊接。板型差導(dǎo)致鼓包的實物照片如圖2 所示。

圖2 板型差導(dǎo)致的鼓包現(xiàn)象

改進措施：①軋板過程中控制軋機兩側(cè)壓下量一致，中心線無偏差，層流冷卻均勻； ②圓盤剪剪邊時，檢查確保兩側(cè)剪刃重合量一致； ③剪邊時，在不脫剪的前提下，盡量不要頻繁調(diào)整帶鋼中心線，通過剪邊對帶鋼原始月牙彎進行最大程度的修正。

2.1.3 成型輥不到位

成型輥設(shè)置不到位，粗成型變形不徹底，封閉孔型的精成型輥變形能力有限，導(dǎo)致帶鋼變形不充分，未達(dá)到理想的I 型對接模式或小V 形。生產(chǎn)線采用的邊緣+圓周雙半徑成型法如圖3 所示，五輥式焊接擠壓輥如圖4 所示。

圖3 邊緣+圓周雙半徑成型法

圖4 五輥式焊接擠壓輥示意圖

焊管成型過程是：首先以擠壓輥孔型半徑為彎曲半徑，將帶鋼兩邊緣彎曲到某一變形角，并在以后各架次基本保持不變，而中間部分彎曲變形則按圓周變形法進行變形分配。該雙半徑成型方式吸取了邊緣變形法和圓周彎曲法二者的優(yōu)點，即變形均勻，成型穩(wěn)定，邊緣延伸相對較小，成型質(zhì)量較好。對于薄壁管成型，即使個別道次調(diào)整不到位，但帶鋼厚度小容易變形，部分道次軋輥到位即可完成管坯成型。而對于厚壁高強度管坯的成型，則需要軋輥均勻受力，通過漸變方式完成成型過程，任何道次變形的不到位，均會給后續(xù)道次增加變形的難度，最終導(dǎo)致焊接時錯邊或?qū)有问讲焕硐搿?/p>

改進措施：①調(diào)整立輥使帶鋼中心線與機組中心線重合； ②校核各成型機架參數(shù)，對于壓下量不足的粗成型輥，繼續(xù)下壓，確保在粗成型階段使帶鋼邊緣變形充分； ③校核精成型輥輥縫參數(shù)，確保各機架受力均勻，減徑量基本一致； ④觀察焊接后錯邊情況適時調(diào)整焊接上擠壓輥，使V 形口處帶鋼兩側(cè)平齊。

2.2 焊接氧化物夾雜

2.2.1 焊接氧化物夾雜的主要成分

初始試制 Φ139.7 mm×10.54 mm 規(guī)格的110TT 套管時，未經(jīng)熱處理的焊管壓扁易開裂，使用S3700 掃描電鏡對斷口形貌進行分析，利用X 射線能譜儀對斷口夾雜物區(qū)域成分進行定量分析，結(jié)果見圖 5 和表 3。由圖 5 和表 3 可見，壓扁開裂裂紋擴展區(qū)域呈準(zhǔn)解離界面，為脆性斷口； 夾雜物區(qū)域中的成分以 Mn、Si 和 O 為主[3]。

取焊縫斷面金相進行分析，焊縫低倍形貌（5#M25）和焊縫金相照片 （5#M200）如圖 6 所示。由圖6 可見，焊接熔合線脫碳區(qū)存在帶狀夾雜物，夾雜物沒有隨熔融金屬擠出而被夾在熔合面上，局部最長達(dá)到43 μm，原料存在中心偏析，以焊接熔合線為基準(zhǔn)，焊接金屬流線呈不對稱狀分布。

2.2.2 夾雜物產(chǎn)生原因及降低措施

（1）帶鋼本身存在的夾雜物。軋鋼脫氧和脫硫過程中，Mn 和Si 等來不及上浮而滯留鋼中，導(dǎo)致原材料夾雜物較多。

改進措施：對于厚壁高強度焊管用帶鋼，應(yīng)嚴(yán)格控制原材料的非金屬夾雜物，建議A、B、C、D 類夾雜物的總量控制在4.5 以內(nèi)。

（2）中心偏析沿金屬焊接流線形成的夾雜物。軋鋼過程中 Mn、S、Si、O 等元素的偏析形成帶狀組織，破壞了帶鋼材料的連續(xù)性和均勻性，在偏析帶區(qū)域產(chǎn)生層狀夾雜物，降低了材料韌性，嚴(yán)重時會在焊接區(qū)域產(chǎn)生鉤狀裂紋，裂紋擴展引起脆性開裂，體現(xiàn)為壓扁不合格，從圖6 中的焊縫斷面金相照片可以看出，中心偏析帶比較明顯[4-6]。

圖5 壓扁斷口電鏡掃描結(jié)果及夾雜物能譜圖 （激發(fā)電壓20 kV-700X）

表3 圖5（a）中不同位置的能譜分析結(jié)果

改進措施：熔煉過程中充分?jǐn)嚢瑁钩煞志鶆?，并且在軋鋼結(jié)晶過程中降低冷卻速度。

（3）焊接熱輸入不當(dāng)形成的夾雜物。HFW高頻焊接時，在V 形口處，如果帶鋼邊緣的接近速度小于熔化速度，熱輸入偏大，金屬熔化速度高于熔融金屬擠壓排出速度，則在V 形口頂點之后形成一個含有熔融金屬和金屬氧化物的狹窄扇形區(qū)，這些熔融金屬和金屬氧化物經(jīng)過正常的擠壓不能完全排出，從而形成一個夾雜帶[7]。

圖6 焊縫低倍形貌和焊縫金相照片

改進措施：①在焊接過程中，如果發(fā)現(xiàn)外焊道加熱時顏色發(fā)白飛濺增多或者內(nèi)毛刺較大，應(yīng)適當(dāng)降低焊接輸出功率，降低加熱溫度； ②對于厚壁管，調(diào)整帶鋼成型后對接形式，盡可能形成I 型或小V 形，不建議選擇倒V 形。一般理想的I 型對接較難實現(xiàn)，現(xiàn)場操作多執(zhí)行小V 形。V 形對接由于鋼管內(nèi)壁先接觸焊合，內(nèi)壁焊接電流高于外壁焊接電流，使內(nèi)壁溫度高于外壁焊接溫度。由于內(nèi)壁溫度無法直接觀察，當(dāng)焊機操作人員監(jiān)控到外壁溫度適中，則內(nèi)壁溫度稍高，這時不會出現(xiàn)冷焊等情況。如果V 形過大，內(nèi)壁接觸時間長，電流大，可能出現(xiàn)過燒，熔合線上產(chǎn)生的夾雜物無法順利排出，所以必須嚴(yán)格控制V 形的大小。倒V 形對接方式與V 形剛好相反，加大了內(nèi)壁冷焊的風(fēng)險。帶鋼對接形式可通過低倍下焊縫金屬流線表征，如圖7 所示。當(dāng) α1、α2、α3、α4基本相當(dāng)時，近似為I 型對接。外壁流線角小于內(nèi)壁流線角，則內(nèi)壁先接觸、擠壓量大，即為 V 形，反之為倒V 形。焊接母管調(diào)型之初的焊縫金屬流線角見表4。外壁流線角比內(nèi)壁流線角大10.29°，典型的倒V 形對接，所以通過精成型輥及上擠壓輥上移，側(cè)擠壓進給的方式使焊縫內(nèi)外壁金屬流線角基本一致，對接形式接近于I 型，盡可能保證焊縫內(nèi)外壁加熱均勻，避免局部過熱產(chǎn)生氧化物夾雜，優(yōu)化后焊接母管焊縫幾何形貌參數(shù)如圖8 所示。

圖7 焊縫金屬流線形貌

表4 調(diào)型初期焊接流線角

圖8 優(yōu)化后焊接母管焊縫幾何形貌參數(shù)

（4）擠壓量偏小形成的夾雜物。帶鋼加熱后，需要焊接擠壓輥對帶鋼加熱區(qū)實施擠壓以實現(xiàn)金屬間的連接。擠壓量常用焊接擠壓輥前后管子的周長來表示。擠壓量一般建議按帶鋼壁厚的1/2 考慮，具體值根據(jù)焊管直徑、壁厚及材質(zhì)不同憑經(jīng)驗設(shè)定。如果擠壓量偏小，熔融金屬及其氧化物不能完全被排出或熔融金屬冷卻后形成的縮孔及夾雜物可能遺留在焊逢中[8-10]，因此必須保證一定的擠壓量。但擠壓量過大，容易使熔融金屬擠出過多，不能形成共同的晶粒，則熔合面難以實現(xiàn)原子級的結(jié)合，且擠壓量過大時，融熔金屬排出量加大，內(nèi)外毛刺加寬增厚，也會給毛刺清除帶來困難。

改進措施：焊縫夾雜物殘留多因擠壓量偏小造成，所以需加大焊接擠壓量。帶鋼銑邊后工作寬度理論值遵循公式：W=πd+定徑減徑量+焊接擠壓量+精成型減徑量-Kt。其中d 為焊接母管的外徑，t 為壁厚，K 為延展系數(shù)。在精成型及定徑減徑量不變的情況下，通過增加帶鋼銑邊后的工作寬度，實現(xiàn)擠壓量的提升。具體以Φ139.7 mm×10.54 mm 的母管為例，焊接過程中，將銑邊量減小0.5～1 mm，增加帶鋼工作寬度，同時側(cè)擠壓輥進給量適當(dāng)加大，以滿足充足的擠壓力要求。除了通過焊接擠壓前后管子周長來表征擠壓量外，還可以結(jié)合焊縫低倍金相試樣金屬流線作為參考來評估擠壓量的大小，擠壓量大，金屬流線夾角也大[11]。在厚壁焊管試制中，綜合考慮焊接擠壓量、帶鋼對接形式及焊后壓扁試驗等情況，將焊接流線角控制在 50°～80°為宜。

綜合以上因素，通過對帶鋼對接方式、焊接溫度及擠壓量等參數(shù)的調(diào)整后，試制了焊管，并進行了相關(guān)檢測，結(jié)果見圖9 和表4。由圖9 和表 4 可見，斷口中無明顯 Mn-Si 系氧化物夾雜，說明焊接夾雜物得到了改善，焊態(tài)壓扁試驗合格。

圖9 優(yōu)化工藝后壓扁斷口電鏡掃描結(jié)果及夾雜物能譜圖 （激發(fā)電壓20 kV-2000X）

表4 圖9（a）中不同位置的能譜分析結(jié)果

2.3 焊道毛刺清除不理想

2.3.1 錯邊或形變不充分導(dǎo)致內(nèi)毛刺殘留

當(dāng)成型不充分或上擠壓輥調(diào)整有偏差時，出現(xiàn)錯邊情況，采用帶圓弧的內(nèi)毛刺刀具清理內(nèi)毛刺會出現(xiàn)圖10 所示的殘留情況：刮刀已刮傷母材，受母材干涉，刮刀無法升起，但該側(cè)毛刺根部依然有殘留。

圖10 錯邊 （變形不充分）內(nèi)毛刺形貌

使用圓盤剪對帶鋼進行一破三的裁剪過程及成型效果如圖11 所示。裁剪時，由于剪刃的擠壓，帶鋼邊緣會產(chǎn)生局部變形，兩側(cè)的1#、3#料變形趨勢一致，中間2#料與之相反。焊接投料拆卷時若均采用上拆方式投料，即1#、3#帶鋼為正彎模式，在邊緣+圓周雙半徑組合成型過程中，邊緣變形與原剪刃擠壓變形方向一致，變形較容易，成型后對接圓弧較平緩。對于2#料，若采用上拆即為反彎，帶鋼厚度及強度都較大的情況下，容易出現(xiàn)成型不充分，成型后表現(xiàn)為尖桃型，焊縫區(qū)域呈尖角形，由于母材對刀具干涉，不利于內(nèi)毛刺的刮削。

圖11 圓盤剪裁剪示意圖

改進措施：①調(diào)整上擠壓輥及成型道次改善成型質(zhì)量，減小錯邊； ②調(diào)整拆卷方式，對中間2#帶鋼采用與兩側(cè)帶鋼相反的下拆方式，成型后避免形成尖桃型，有利于內(nèi)毛刺清除； ③將內(nèi)毛刺刀圓弧由 R38.1 mm 調(diào)整為 R31.75 mm 和R25.4 mm 分別進行了試驗，發(fā)現(xiàn)對于厚壁管刀刃圓弧半徑越小，更有利于刀具切入內(nèi)毛刺根部進行刮削，調(diào)整優(yōu)化后內(nèi)毛刺刮削效果如圖12所示。

圖12 改進后的內(nèi)毛刺形貌

2.3.2 焊瘤堵刀導(dǎo)致內(nèi)毛刺殘留

焊接溫度偏高，加之毛刺冷卻水流量偏小或噴射方向偏差導(dǎo)致冷卻不好，容易引起焊瘤堆積在內(nèi)毛刺刀具附近，影響內(nèi)毛刺的刮削，造成內(nèi)毛刺殘留[12]。焊瘤堵刀后焊縫超聲波檢測結(jié)果如圖13 所示。

改進措施：調(diào)整內(nèi)毛刺刀具冷卻水流量及方向，觀察并調(diào)節(jié)焊接溫度，尤其是料卷對頭處，因這里焊接溫度的波動較大，超聲波檢測崗位應(yīng)注意觀察并及時調(diào)整。

圖13 焊瘤堵刀后焊縫超聲檢測結(jié)果

2.3.3 內(nèi)毛刺刀具抖動

本系統(tǒng)采用懸掛式內(nèi)毛刺清除芯棒，芯棒下沒有下支撐裝置，起升機構(gòu)安裝在鋼管外部的機架上。毛刺刀具的升起 （刮削位置）與落下通過液壓缸實現(xiàn)，內(nèi)毛刺刀具的高度及刀具相對焊縫中心線對稱度的微調(diào)分別通過螺旋升降機來完成。內(nèi)毛刺刀具抖動的原因：①內(nèi)毛刺刀具高度偏高，切入內(nèi)毛刺根部太深，受力大容易引起抖動； ②內(nèi)毛刺芯棒液壓舉升壓力不足，切削過程中也會產(chǎn)生晃動[13-15]； ③由于料頭料尾在對頭管處對接不平產(chǎn)生臺階，此處會引起芯棒的抖動。毛刺刀抖動后內(nèi)毛刺清除效果如圖14 所示。

改進措施：①調(diào)整內(nèi)毛刺清除用液壓系統(tǒng)的出口壓力，在薄壁管的基礎(chǔ)上調(diào)整溢流閥，使芯棒舉升壓力增高4～6 MPa，防止抖動形成鋸齒狀毛刺形貌，降低刮削后產(chǎn)生局部壁厚不足的風(fēng)險； ②在發(fā)生抖動時，降低內(nèi)毛刺刀具的高度，以防刀具切入太深引起刮削不穩(wěn)定； ③對頭焊接夾鉗調(diào)整到位，壓緊貼實，確保帶鋼對接平齊，有異常切除重新對接； ④在焊縫超聲波檢測異常報警時，及時標(biāo)記跟蹤并反饋調(diào)整。

圖14 鋸齒形毛刺及毛刺刀抖動后內(nèi)毛刺的清除效果

3 結(jié)束語

中碳鋼HFW 高頻焊管較無縫管在幾何尺寸方面精度更高，在固井及油氣開采中有廣闊的市場前景。在向更高鋼級、更大壁厚拓展的進程中，需從成分設(shè)計及控軋控冷工藝上對板材進行調(diào)整，降低其碳當(dāng)量及強度，確保原材料成型穩(wěn)定且具有良好的焊接性。

在HFW 高頻焊管制造過程中，成型、焊接、毛刺清除等工藝過程互相關(guān)聯(lián)。HFW 高頻焊接時，首先需保證成型充分穩(wěn)定，防止錯邊。焊接過程中，為了便于熔融金屬擠出，避免氧化夾雜，可通過側(cè)擠壓進給加大擠壓量，焊接擠壓輥處橢圓程度 （即水平直徑比垂直直徑小3～5 mm）比薄壁管更明顯。在內(nèi)毛刺清除過程中，刃口圓弧半徑小的刀具更有優(yōu)勢，容易深入頂部尖角處徹底清除內(nèi)毛刺。但增加擠壓量，又會增加側(cè)擠壓輥輥緣對管體壓痕的風(fēng)險。在實際生產(chǎn)中，需綜合考慮各方面因素，進行優(yōu)化改進，取得更好的效果。