馬玉喜

(1.南昌航空大學 航空制造工程學院，江西 南昌 330063； 2.武漢科技大學省部共建耐火材料與冶金國家重點實驗室，武漢科技大學國際鋼鐵研究院，湖北 武漢 430081)

在石油天然氣開采中，石油套管的消耗量很大。石油套管有無縫管和焊管，產(chǎn)品的附加值較高[1- 3]。焊管的尺寸精度高，規(guī)格范圍寬，韌性好且成本低[2- 4]。目前，用熱軋板卷制的焊接套管正逐漸替代傳統(tǒng)的無縫管，一些發(fā)達國家焊接套管的使用率已占套管總用量的60%以上，石油套管的消耗量也在相應增加[3- 5]?？紤]到套管使用的安全性，低屈強比套管的研發(fā)一直是石油開采行業(yè)的需求。按照API Spec 5CT要求，700 MPa級直縫焊石油套管用鋼要求屈服強度379～552 MPa，抗拉強度大于655 MPa，屈強比小于0.84[4- 6]。為了達到低屈強比的要求，國際上廣泛采用含碳量較高的鋼種[7- 9]，如37Mn5鋼，其含碳量約為0.37%(質(zhì)量分數(shù)，下同)，添加了鈮、釩等貴重合金元素以改善強化效果，成品管的力學性能良好，屈服強度約450 MPa，抗拉強度約700 MPa。但其缺點是碳當量過高，超過了0.6，焊接性能惡化，導致焊接套管沿焊縫開裂。近年來，有企業(yè)在低合金鋼的基礎(chǔ)上研發(fā)了相應級別的焊接套管用鋼，其含碳量約0.20%，并添加了微量的氮、鈦等元素，以利用細小第二相粒子的析出強化和釘軋晶界的作用提高鋼的強度，避免添加鉬、鈮、鎳等貴重元素[10- 12]。但是這種鋼的碳含量仍然較高，仍有優(yōu)化成分的空間。本文應國外某制管廠的要求，提出了一種含碳量不高于0.15%、屈服強度大于410 MPa、抗拉強度大于700 MPa的鋼板的生產(chǎn)方法，進一步降低了碳含量，改善了可焊性，最終采用軋制工藝生產(chǎn)出了強度、韌性及屈強比均高于API Spec 5CT要求的熱軋鋼板。

1 工藝流程與成分設(shè)計

為滿足700 MPa級直縫焊石油套管用鋼的性能要求，根據(jù)美國石油協(xié)會API Spec 5CT，并結(jié)合某企業(yè)以往的生產(chǎn)經(jīng)驗，研制了直縫焊石油套管用700 MPa級熱軋鋼板。工藝流程為鐵水預處理→250 t頂?shù)讖痛缔D(zhuǎn)爐煉鋼→真空處理→連鑄成中厚板坯→傳統(tǒng)熱軋機組軋制→層流冷卻→卷取成最終尺寸的板卷或中寬帶鋼。成分設(shè)計：(1)復合添加碳、氮元素，以有效提高鋼的強度。但為了保證焊接性能，碳含量不宜過高，需要添加一定量的鈦、氮來改善焊接性。(2)降低硫、磷等有害元素的含量，并喂Ca- Si線對夾雜物變性處理，提高鋼水純凈度，改善鋼的韌性和耐蝕性能。(3)添加適量的鈦以細化鋼在高溫段的奧氏體，保證鋼軋制后獲得足夠高的強度。(4)軋制后進行兩段冷卻(即慢冷+空冷+快冷)，以控制鐵素體和貝氏體的比例，使屈強比不大于0.70。這種軋制工藝還能改變碳化物的形狀和類型，提高鋼的組織穩(wěn)定性，改善析出強化效果。

700 MPa級石油套管用鋼的設(shè)計成分見表1。

2 生產(chǎn)工藝

表1 700 MPa級石油套管用鋼的設(shè)計成分(質(zhì)量分數(shù))Table 1 Designed composition of the 700 MPa- grade steel for oil casings(mass fraction) %

冶煉時，對鐵水進行深脫硫處理，嚴格控制進入轉(zhuǎn)爐的鐵水溫度及出鋼溫度。采用兩段冷卻的軋制工藝。主要步驟為：(1)轉(zhuǎn)爐冶煉和常規(guī)真空處理后澆注，澆注溫度1 510～1 535 ℃，并在5 min內(nèi)完成澆注；(2)將鋼坯加熱至1 280～1 380 ℃保溫2.5～3.0 h；(3)高壓除鱗后粗軋，粗軋溫度為1 050～1 100 ℃，前兩道次壓下量均不小于30%，其余道次壓下量控制在19%～21%，累計壓下量為70%～78%；(4)精軋，精軋入口溫度890～940 ℃，累計壓下率70%～88%，終軋溫度780～850 ℃；(5)冷卻，先以20～35 ℃/s冷卻至590～650 ℃，然后空冷3～10 s；最后以40～60 ℃/s冷卻至400～480 ℃卷取，并在400～480 ℃保溫48 h后自然冷卻至室溫。

3 檢驗方法

在熱軋卷板上截取縱向金相試樣，經(jīng)打磨、拋光后，采用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精溶液侵蝕15～20 s，在奧林巴斯CX31顯微鏡下觀察其顯微組織。按GB/T 229—2009在試制卷板上取樣，試樣經(jīng)酒精超聲清洗后，用Quanta 400掃描電鏡觀察0 ℃沖擊試樣的斷口形貌。按GB/T 228—2002用INSTRON 4204電子機械試驗機檢測試制卷板的力學性能，并按GB/T 229—2009和GB/T 232—1999分別進行夏比沖擊和彎曲試驗。為了解生產(chǎn)季節(jié)是否影響鋼板性能，對冬季和夏季生產(chǎn)的鋼板各抽取50件樣進行拉伸試驗。

在生產(chǎn)現(xiàn)場對鋼板進行焊接試驗，采用平板對接，不開坡口，焊接試驗工藝參數(shù)見表2。保護氣體采用20%CO2+80%Ar(體積分數(shù))的混合氣體，熱輸入約8 kJ/cm。最后對焊縫進行拉伸、沖擊、彎曲力學性能測試，并對焊縫區(qū)域進行顯微組織觀察。沖擊試驗進行3次，取平均值。

4 工業(yè)試驗結(jié)果與分析

4.1 化學成分

對208爐鋼、2 496件產(chǎn)品進行了統(tǒng)計分析。鋼材檢驗按批進行，每批為同一爐號、同一軋制工藝、同一質(zhì)量等級、同一規(guī)格的產(chǎn)品。鋼的化學成分見表3。試制的700 MPa級直縫焊石油套管用鋼的化學成分全部合格。

表2 700 MPa級石油套管用鋼板的焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters for the 700 MPa- grade steel plates for oil casings

注：環(huán)境溫度為20 ℃，相對濕度為70%

表3 700 MPa級石油套管用鋼的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Table 3 Chemical composition of the 700 MPa- grade steel for oil casings(mass fraction) %

4.2 顯微組織

700 MPa級直縫焊石油套管用鋼熱軋卷板的顯微組織如圖1所示。鋼的夾雜物為B1級，顯微組織為鐵素體、珠光體和貝氏體。由于鋼的含碳量約為0.12%，含錳量約1.4%，硫、磷含量均較低，因此珠光體均勻，條帶組織不明顯。根據(jù)相變強化原理，鐵素體、珠光體和貝氏體共存的鋼，控制前段冷卻速度可有效增加貝氏體和鐵素體量，適當減少珠光體量，有利于減小屈強比。本文研制的鋼的貝氏體轉(zhuǎn)變開始溫度約為600 ℃，軋制后分兩段冷卻，先以23～33 ℃/S冷卻至590～650 ℃，目的是得到一定量的鐵素體和貝氏體(見圖1(c))，然后再以40～60 ℃/S冷卻至400～480 ℃卷取，得到的鐵素體和貝氏體體積分數(shù)分別為15%～20%、30%～35%，其余為珠光體，這種組織的鋼板屈強比不大于0.70。

圖1 700 MPa級石油套管用鋼的夾雜物(a)和顯微組織(b、c)Fig.1 Inclutions (a) and microstructures (b,c) in the 700 MPa- grade steel for oil casings

4.3 斷口形貌

700 MPa級石油套管用鋼0 ℃沖擊試驗試樣的斷口形貌如圖2所示。由圖2可見，低倍斷口有少量塑性變形(見圖2(a))，斷口四周微觀形貌具有韌窩特征(見圖2(b))，斷口心部微觀形貌具有解理特征(見圖2(c))?？傮w上，試制卷板的0 ℃沖擊斷口四周均具有韌窩特征，僅心部為準解理斷口，因此試制卷板的沖擊韌性較好。

圖2 700 MPa級石油套管用鋼0 ℃沖擊試驗試樣的斷口形貌Fig.2 Patterns of fracture of impact specimen of the 700 MPa- grade steel for oil casings after impact testing at 0 ℃

4.4 力學性能

試制卷板的力學性能如表4所示。不難看出，與夏季生產(chǎn)的鋼板相比，冬季生產(chǎn)的鋼板抗拉強度、屈服強度較高，沖擊韌性和斷后伸長率有所降低。但二者的抗拉強度都達到了710 MPa以上，屈服強度420 MPa以上，屈強比均不大于0.70，硬度約280 HB，斷后伸長率均穩(wěn)定，韌性也較好，冷彎試驗全部合格。該卷板要求在降低屈強比的同時達到700 MPa級的強度，因此應以提高鋼的抗拉強度為主。抗拉強度一般取決于屈服強度，其次與形變強化作用有關(guān)[13- 14]。鐵素體與貝氏體都有較大的形變強化率，因此控制鐵素體和貝氏體量即可獲得較低的屈強比，本文結(jié)果證實了這一點。

表4 700 MPa級石油套管用鋼板的力學性能Table 4 Mechanical properties of the 700 MPa- grade steel plates for oil casings

本文研制的鋼是通過軋后冷卻工藝調(diào)控鐵素體和貝氏體的比例以降低屈強比的，其機制為：鋼板在外力作用下，由于晶粒取向不同，與外力方向相差較小的鐵素體晶粒先滑移，隨后開動相鄰晶粒中的位錯源或使不動位錯變?yōu)榭蓜游诲e，產(chǎn)生變形初期的屈服延伸。當位錯運動至晶界受阻，在晶界產(chǎn)生應力集中時，位錯滑移難以繼續(xù)，易在第二相產(chǎn)生空洞，形成頸縮。當遇到強度較高的硬相貝氏體時，軟相產(chǎn)生的應力集中達到了硬相形變所需應力，將使硬相屈服，這時軟相應力集中得到釋放，推遲了頸縮的形成，使斷裂不易發(fā)生，斷裂前的形變量也較大，表現(xiàn)為斷后伸長率的增大。因硬相貝氏體強度高，使材料流變應力增大，即提高了材料的屈服強度，也就降低了屈強比，達到小于0.70的目標。

5 焊接性能

鋼板焊接接頭的宏觀形貌和不同部位的顯微組織見圖3、圖4。焊縫的形貌規(guī)則，顯微組織由先共析體鐵素體和貝氏體組成(見圖4(a))。圖4(b)為熱影響區(qū)微觀組織，由鐵素體、貝氏體和少量馬氏體相組成，貝氏體明顯粗大，馬氏體呈板條狀。圖4(c)為母材組織，為鐵素體、珠光體和貝氏體，其形態(tài)與軋制工藝密切相關(guān)。

焊縫的力學性能檢驗結(jié)果如表5所示。表5數(shù)據(jù)表明:焊接件斷裂在母材部位，抗拉強度大于730 MPa，焊縫沖擊吸收能量大于60 J，正反彎曲試驗均合格(d=25 mm，彎曲角度180°)，說明焊縫部位和熱影響區(qū)性能優(yōu)異，高于母材，具有實用價值，可批量用于實際工程。

圖3 700 MPa級石油套管用鋼板焊接接頭的宏觀形貌Fig.3 Macrograph of welded joint of the 700 MPa- grade steel plate for oil casings

圖4 700 MPa石油套管用鋼板焊縫(a)、熱影響區(qū)(b)和母材(c)的顯微組織Fig.4 Microstructures of weld (a), HAZ (b) and base metal (c) of the 700 MPa- grade steel plate for oil casings

表5 700 MPa級石油套管用鋼板焊縫的力學性能Table 5 Mechanical properties of weld of the 700 MPa- grade steel plate for oil casings

6 結(jié)論

(1)700 MPa級石油套管用鋼板采用低碳設(shè)計，添加鈦、氮等微合金化；采用軋后兩段冷卻工藝，可有效控制鋼板的鐵素體、貝氏體和珠光體量。

(2)試制鋼板的顯微組織為鐵素體、珠光體和貝氏體，鐵素體和貝氏體的體積分數(shù)分別為15%～20%和30%～35%，可使鋼的屈強比小于0.70。

(3)試制鋼板力學性能良好，沖擊試樣斷口形貌以韌窩、少量準解理為主，采用低碳成分有效提升了鋼板的焊接性能，氣保焊焊件的焊縫組織均勻，拉伸斷裂在母材部位，可批量應用于實際工程。