孫 宏， 李汝江， 閔祥玲， 孫志剛， 韓 學(xué)， 范 麗

（1. 渤海裝備華油鋼管公司， 河北 青縣062658； 2. 渤海裝備研究院， 河北 青縣062658；3. 渤海裝備鉆井裝備公司， 河北 青縣062658）

1 概 述

隨著油氣輸送管道用鋼管的技術(shù)進(jìn)步， 油氣輸送用鋼也已經(jīng)從最初的碳素鋼Q235B 或相當(dāng)鋼級(jí)發(fā)展到了高強(qiáng)度低碳微合金X80 鋼的大規(guī)模應(yīng)用。 我國(guó)高鋼級(jí)油氣輸送管線鋼管的起步始于陜京輸氣管道X60 鋼管的開發(fā)。 2003 年開發(fā)了X80 管線鋼管， 2007 年開始了西氣東輸二線X80 鋼管的研制， 2008 年開始了X80 鋼管的大批量生產(chǎn)[1]。 2011 年6 月我國(guó)已經(jīng)完工西氣東輸二線全長(zhǎng)8 704 km 管道干線， 是目前世界上最長(zhǎng)的天然氣管道工程[2]。 另外， X100 鋼級(jí)及以上鋼管目前還處于試驗(yàn)階段， 沒有應(yīng)用于長(zhǎng)輸管道[3]。對(duì)于螺旋埋弧焊管， 目前建設(shè)中的中俄東線天然氣管線采用了X80 鋼級(jí)Φ1 422 mm×21.4 mm 管線鋼管。

對(duì)于焊接鋼管而言， 制管工藝過程對(duì)材料的力學(xué)性能有顯著的影響[4]。 焊管產(chǎn)品通常以卷板或鋼板作為原材料， 在制管過程中會(huì)多次產(chǎn)生不同程度的壓縮和拉伸變形， 并因?yàn)樗苄孕巫儺a(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力， 其中加工硬化與包申格效應(yīng)對(duì)最終的鋼管性能會(huì)產(chǎn)生顯著的影響， 管線鋼在制管成型過程中產(chǎn)生形變強(qiáng)化。 按照API 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行鋼管的強(qiáng)度測(cè)試， 在壓平試樣 （flattened tensile specimen）的制作和拉伸過程中產(chǎn)生包申格效應(yīng)[5]。 吳松等[6]的研究表明， 對(duì)同一規(guī)格的鋼管， 卷板的強(qiáng)度水平越高， 包申格效應(yīng)影響越大， 用壓平試樣測(cè)得的的鋼管屈服強(qiáng)度值降低越多。 X60 鋼卷板制成Φ660 mm×7.1 mm 焊管后屈服強(qiáng)度最大降低達(dá)80 MPa。 研究表明， 成型后管材的強(qiáng)度等指標(biāo)均有不同程度的變化。 X65 以下鋼級(jí)、 厚度小于12 mm 卷板生產(chǎn)Φ508 mm～Φ711 mm 鋼管時(shí)， 包申格效應(yīng)降低值一般為40～50 MPa[7]； 部分管線項(xiàng)目將X65 鋼的包申格裕量確定在52～92 MPa[8]。 X70 鋼級(jí)卷板在模擬制管過程中， 在彎曲加載條件下測(cè)試包申格效應(yīng)， 其屈服強(qiáng)度的降低值可達(dá)35 MPa[9]， 但最大不超過40 MPa[10]。X80 鋼級(jí)卷板在模擬制管過程中， 在彎曲加載條件下測(cè)得的包申格效應(yīng)值為40～60 MPa， 在實(shí)際檢驗(yàn)中， 對(duì)于Φ610 mm×7.9 mm 螺旋焊管其包申格效應(yīng)值甚至達(dá)到55～75 MPa[11]。 為了獲得各種鋼級(jí)、 規(guī)格熱軋卷板及制管工藝對(duì)螺旋埋弧焊管性能的影響， 本研究對(duì)Q235B～API X80 鋼級(jí)、壁厚6.3 mm～18.4 mm 的熱軋卷板的化學(xué)成分、組織及性能， 以及Φ355.6 mm～Φ1 219 mm 螺旋埋弧焊管制管前后力學(xué)性能變化的一般規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)， 結(jié)合螺旋埋弧焊管的制造過程及試樣展平過程產(chǎn)生的包申格效應(yīng)等對(duì)鋼管的拉伸性能、韌性的影響， 分析了產(chǎn)生這些影響的原因。

2 焊管制管工藝及其對(duì)試樣的影響

螺旋埋弧焊管典型的工藝流程 （一步法）為： 拆卷→矯平→鋼卷頭尾對(duì)接→剪邊 （銑邊）→成型→內(nèi)焊、 外焊。 螺旋焊管的成型是由與帶鋼縱向成一定角度布置的三輥彎板機(jī)構(gòu)及輔助輥實(shí)現(xiàn)的。 相應(yīng)地， 試樣一般也要經(jīng)過類似的變形過程。 首先拆卷過程中卷板要經(jīng)受一次彎曲， 鋼帶矯直又要經(jīng)歷一次較小的彎曲變形， 鋼管成型過程中是第二次大的彎曲變形， 最后試樣的壓平是第三次大的彎曲變形， 如果采用棒狀試樣則沒有試樣壓平過程[12]。 對(duì)于X80 鋼及更高鋼級(jí)的拉伸試樣而言， 則沒有試樣壓平工序， 即從鋼管上切割試樣后進(jìn)行切削加工最終得到符合尺寸要求的試樣。 對(duì)于夏比沖擊試樣， 與X80 鋼及更高鋼級(jí)的拉伸試樣一樣， 不允許對(duì)試樣進(jìn)行壓平處理。

由于螺旋埋弧焊管的螺旋成型特點(diǎn)， 卷板的軋制方向與鋼管周向（橫向） 并非垂直關(guān)系， 鋼管周向（橫向） 試樣的方向近似對(duì)應(yīng)于卷板上與軋制方向成相當(dāng)于成型角的角度[4]。

3 各鋼級(jí)熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

3.1 Q235B 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

Q235B 鋼為國(guó)內(nèi)焊管行業(yè)應(yīng)用最早的諸多鋼種之一， 它屬于碳素鋼， 通常以C 和Mn 作為主要強(qiáng)化元素。 對(duì)10 組Q235B 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表1。 由于該鋼廣泛應(yīng)用于熱力、輸水等管道， 其標(biāo)準(zhǔn)主要規(guī)定了化學(xué)成分、 強(qiáng)度及塑性指標(biāo)， 因此本研究沒有給出卷板-鋼管的韌性指標(biāo)。 Q235B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表2， Q235B 鋼顯微組織如圖1所示。

表1 Q235B 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表2 Q235B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

圖1 Q235B 鋼顯微組織形貌

按C 和Mn 含量的不同， Q235B 鋼可分為低C 高M(jìn)n 系和高C 低Mn 系（即w （C） ≤0.10%、w （Mn） ≥1.0%和w （C） ≥0.10%、 w （Mn） ≤0.5%）。 結(jié)合卷板的實(shí)際強(qiáng)度水平以及制管前后強(qiáng)度的變化情況來看， 與化學(xué)成分的選擇沒有明顯關(guān)系。 Q235B 鋼屬于典型的亞共析鋼， 通常情況下， 其顯微組織是均勻的鐵素體和珠光體。 但是在工藝控制不佳的情況下， 也會(huì)出現(xiàn)異常組織， 如晶粒粗大、 塊狀鐵素體等。

總體來說， Q235B 鋼熱軋卷板制管后鋼管的屈服強(qiáng)度波動(dòng)小于卷板； 屈服強(qiáng)度既有升高也有降低， 總體上以降低為主。 初步分析認(rèn)為，低屈服強(qiáng)度或低屈強(qiáng)比的板材制管后其屈服強(qiáng)度基本上沒有變化或略有升高， 屈服強(qiáng)度低于300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度沒有降低； 屈服強(qiáng)度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度均降低。 制管后抗拉強(qiáng)度的變化基本在10 MPa以內(nèi)。

3.2 L245/B 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)8 組L245/B 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表3，L245/B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表4。

表3 L245/B 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表4 L245/B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

按C 和Mn 含量的不同， L245/B 鋼可分為低C 高M(jìn)n 系和高C 低Mn 系（即w （C） ≤0.10%、w （Mn） ≥0.8%和w （C） ≥0.10%、 w （Mn） ≤0.8%）。 結(jié)合卷板的實(shí)際強(qiáng)度水平以及制管前后強(qiáng)度的變化情況來看， 其強(qiáng)度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L245/B 鋼管管體典型的顯微組織如圖2 所示， 圖2 （a） 為理想狀態(tài)下的組織形態(tài)。 圖2 （b）的顯微組織則相反， 圖2 （b） 所示組織鋼管的屈服強(qiáng)度及夏比沖擊韌性指標(biāo)均明顯劣于圖2 （a）所示組織的鋼管， 與Q235B 鋼通常的顯微組織相比明顯不同， 其顯微組織多為非等軸的塊狀鐵素體+多邊形鐵素體+少量珠光體， 部分呈現(xiàn)明顯的方向性。

圖2 L245/B 鋼管典型的顯微組織形貌

總體來說， L245/B 鋼管的屈服強(qiáng)度波動(dòng)小于卷板， 屈服強(qiáng)度既有升高也有降低， 總體上以降低為主。 初步分析認(rèn)為， 同Q235B 鋼類似， 低屈服強(qiáng)度或低屈強(qiáng)比的卷板制管后屈服強(qiáng)度基本無變化或略有升高， 屈服強(qiáng)度約為300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度顯著上升， 上升了35～57 MPa；屈服強(qiáng)度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度均表現(xiàn)為降低， 降低了18～29 MPa。

L245/B 鋼熱軋卷板制管后抗拉強(qiáng)度升高的3 個(gè)試樣與屈服強(qiáng)度升高的應(yīng)變相對(duì)應(yīng)， 但是屈服強(qiáng)度升高的幅度明顯大于對(duì)應(yīng)的抗拉強(qiáng)度。 制管后抗拉強(qiáng)度的變化范圍達(dá)32 MPa。 屈強(qiáng)比與斷后伸長(zhǎng)率均表現(xiàn)為既有降低又有升高。

同時(shí)還對(duì)8 組試樣進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析， 卷板的試驗(yàn)溫度均為-20 ℃， 鋼管的試驗(yàn)溫度為-5 ℃或-10 ℃， 鋼管的試驗(yàn)溫度比卷板高10～15 ℃。 通過制管的加工硬化效果與試驗(yàn)溫度提高的共同影響， 僅有2 組試樣的沖擊功出現(xiàn)下降， 其余6 組均升高， 升高幅度最大的一組達(dá)20% （試驗(yàn)溫度提高15 ℃）。

3.3 L290/X42 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)5 組L290/X42 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表5， 卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表6。

表5 L290/X42 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表6 L290/X42 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

L290/X42 鋼為低C 高M(jìn)n 類， 即w （C） 為0.07%～0.12%、 w（Mn） 為0.9%～1.40%。 結(jié)合卷板的實(shí)際強(qiáng)度水平以及制管前后強(qiáng)度的變化情況來看， 其強(qiáng)度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L290/X42 鋼熱軋卷板制管后5 組試樣的屈服強(qiáng)度均有所降低， 低屈服強(qiáng)度或低屈強(qiáng)比的卷板制管后屈服強(qiáng)度降低較少， 平均降低13 MPa， 屈服強(qiáng)度最高一組 （392 MPa） 的卷板制管后屈服強(qiáng)度降低最多， 達(dá)27 MPa。 制管后抗拉強(qiáng)度的變化明顯。 由于抗拉強(qiáng)度變化較大， 屈強(qiáng)比的變化與屈服強(qiáng)度的變化并不一致。

同時(shí)對(duì)5 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比， L290/X42 鋼制管后5 組夏比沖擊試樣中有3 組鋼管的夏比沖擊功高于卷板。 特別需要說明的是， 1 組卷板與鋼管的試驗(yàn)溫度相同， 全部為-10 ℃， 卷板的沖擊功為361 J， 遠(yuǎn)大于鋼管沖擊功251 J （換算成標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣）。

3.4 L360/X52 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)11 組L360/X52 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表7， 橫向拉伸性能及其對(duì)比見表8。

表7 L360/X52 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表8 L360/X52 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

L360/X52 鋼的化學(xué)成分基本上在較窄范圍內(nèi)波動(dòng)， 合金含量并未隨著壁厚的提高而升高， 有的大壁厚反而合金含量更低， 即w （C） 為0.06%～0.08%、 w （Mn） 為1.16%～1.38%， 以及微量的Nb、Ti、 V、 Cr、 Ni 和Cu 等， 其中w （Nb+Ti+V） ≤0.045%， CEPcm為0.14%～0.16%。 結(jié)合卷板的實(shí)際強(qiáng)度水平以及制管前后強(qiáng)度的變化情況來看， 其強(qiáng)度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L360/X52 鋼級(jí)熱軋卷板制管后11 組試樣中僅有1 組屈服強(qiáng)度升高， 平均下降31.8 MPa，中位數(shù)為36 MPa。 去除升高的一組數(shù)據(jù)后平均下降36.1 MPa， 中位數(shù)為37.5 MPa。 低屈強(qiáng)比卷板（2 組試樣） 制管后屈服強(qiáng)度降低較少， 平均降低2 MPa， 其余組試樣卷板制管后屈服強(qiáng)度降低最多。

同時(shí)對(duì)11 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析， L360/X52 鋼熱軋卷板制管后進(jìn)行的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果表明， 當(dāng)卷板與鋼管試驗(yàn)溫度相同時(shí)， 2 組沖擊功降低， 2 組沖擊功升高； 當(dāng)卷板試驗(yàn)溫度高于鋼管試驗(yàn)溫度時(shí)， 沖擊功降低、 持平或沖擊功升高均有出現(xiàn)，無普遍規(guī)律。 特別需要說明的是， 沖擊功明顯降低的2 組在制管后其抗拉強(qiáng)度均表現(xiàn)為升高， 且鋼管試驗(yàn)溫度比卷板試驗(yàn)溫度高20 ℃。

3.5 L415/X60 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)10 組L415/X60 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板的化學(xué)成分見表9， L415/X60 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表10。

表9 L415/X60 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表10 L415/X60 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

L415/X60 鋼的化學(xué)成分基本上在較窄的范圍內(nèi)波動(dòng)， 合金含量并沒有隨著壁厚的提高而提高， 即w （C） 為0.07%～0.09%， w （Mn） 為1.26%～1.43%， 以及微量的Nb、 Ti、 V 、 Cr、 Ni和Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.081%， 其中2 組試樣分別添加了0.14%和0.15%的Cr， CEPcm為0.15%～0.17%。 用于強(qiáng)化的合金含量相比L360/X52 進(jìn)一步提高。 結(jié)合卷板的實(shí)際強(qiáng)度水平以及制管前后強(qiáng)度的變化情況來看， 其強(qiáng)度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L415/X60 鋼熱軋卷板制管后其屈服強(qiáng)度均有所降低。 總體上其屈服強(qiáng)度降低較大， 包申格效應(yīng)顯著。 制管后抗拉強(qiáng)度平均降低2.8 MPa，變化不明顯。

同時(shí)對(duì)10 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析， L415/X60 鋼卷板試驗(yàn)溫度均低于鋼管， 溫度差為10～20 ℃。 當(dāng)溫度差為20 ℃時(shí)， 1 組沖擊功降低， 1 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為15 ℃時(shí)， 1 組沖擊功降低， 4 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為10 ℃時(shí)， 1 組沖擊功降低， 2 組沖擊功基本持平。 L415/X60 鋼管管體的顯微組織形貌如圖3 所示。

圖3 L415/X60 鋼管管體的顯微組織形貌

3.6 L450/X65 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)11 組L450/X65 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了試驗(yàn)分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表11， L450/X65 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表12。

表11 L450/X65 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

L450/X65 鋼中， w （Nb+Ti+V） ≤0.12%， 除了2 組Cr 微量外， 其余w （Cr） 為0.10%～0.24%。CEPcm為0.15%～0.19%， 11 組中有8 組為0.16%。用于強(qiáng)化的合金Mn、 Nb 含量相比L415/X60 進(jìn)一步提高， 并且大多顯著添加了Cr 進(jìn)行強(qiáng)化。

L450/X65 鋼熱軋卷板制管后其屈服強(qiáng)度均降低且降低值較大， 包申格效應(yīng)顯著， 與L415/X60鋼相當(dāng)。 制管后抗拉強(qiáng)度平均降低0.1 MPa， 沒有顯著變化。 CEⅡw與CEPcm最高的1 組對(duì)應(yīng)的抗拉強(qiáng)度也是最高的。

同時(shí)對(duì)11 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析， L450/X65 卷板的試驗(yàn)溫度均低于鋼管， 溫度差為10～20 ℃。 當(dāng)溫度差為20 ℃時(shí)， 2 組沖擊功降低， 3 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為15 ℃時(shí)， 1 組沖擊功降低， 1 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為10 ℃時(shí)， 1 組沖擊功降低， 3 組沖擊功升高。 無論降低或升高， 變化幅度均比較小。 當(dāng)溫度差為10 ℃時(shí)， L450/X65鋼與L415/X60 鋼的表現(xiàn)類似， 夏比沖擊功差異較小。 對(duì)于C 等含量過高的組， 夏比沖擊韌性也偏低。 從韌性方面 （包括DWTT 性能） 考慮，應(yīng)該適當(dāng)保持較低的C 含量。

3.7 L485/X70 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)15 組L485/X70 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表13，L485/X70 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表14。

表13 L485/X70 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表14 L485/X70 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

L485/X70 鋼中， w （C） 為0.033%～0.07%，w （Mn） 為1.53%～1.77%， 還有微量的Nb、 Ti、 V、Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.11%， Cr 的添加非常顯著， w （Cr） ≤0.31%， w （Mo） =0.23%。CEPcm為0.15%～0.18%， 15 組試樣中有7 組為0.18%， 占比47%。 用于強(qiáng)化的Mo、 Nb 等元素含量相比L450/X65 進(jìn)一步提高。

L485/X70 鋼管管體的顯微組織如圖4 所示。L485/X70 鋼的顯微組織以GB+PF+P 為主。 而當(dāng)Mo、 Nb、 Ni 及Cu 含量降 至很低水平時(shí)， X70級(jí)管線鋼的顯微組織將不同于常規(guī)X70 鋼， 其管體的顯微組織以塊狀鐵素體與多邊形鐵素體為主， 還有少量的珠光體。

圖4 L485/X70 鋼管管體的顯微組織形貌

L485/X70 鋼熱軋卷板制管后15 組數(shù)據(jù)中11 組屈服強(qiáng)度降低。 總體看， L485/X70 鋼熱軋卷板制管后的屈服強(qiáng)度仍然降低， 但是降低幅度比L450/X65 鋼明顯減小， 平均減少了23 MPa?？估瓘?qiáng)度制管前后基本持平。 合金化及軋鋼工藝的提升顯著提升了加工硬化效果。 同時(shí)對(duì)15 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析， 制管前后近50%夏比沖擊功持平， 8 組卷板（-20 ℃）、 鋼管（-10 ℃） 沖擊功平均下降4.1 J， 但是最大降低值為33 J。

3.8 L555/X80 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對(duì)18 組L555/X80 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進(jìn)行分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表15，L555/X80 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比見表16。 拉伸試樣是直徑為12.7 mm 或8.9 mm、標(biāo)距50 mm 的圓棒試樣。

表15 L555/X80 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表16 L555/X80 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對(duì)比

L555/X80 鋼 中w （C） 為0.04%～0.065%，波動(dòng)范圍較小， w （Mn） 為1.75%～1.90%， 還有微量的Nb、 Ti、 V 、 Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.13%， Cr 的添加非常顯著， w （Cr） ≤0.33%， w （Mo） =0.28%。 用于強(qiáng)化的合金含量相比L485/X70 進(jìn)一步提高。 CEIIw為0.44%～0.48%， 變動(dòng)幅度稍大； 而CEPcm為0.18%～0.19%，變動(dòng)幅度較小， 18 組試樣中有11 組為0.19%。

L555/X80 鋼管管體顯微組織如圖5 所示，其組織以粒狀貝氏體為主， 還有少量珠光體，M-A 島狀組織為黑色點(diǎn)狀分布于粒狀貝氏體邊界和內(nèi)部。

圖5 L555/X80 鋼管管體的顯微組織

L555/X80 鋼熱軋卷板制管后18 組數(shù)據(jù)中僅有1 組屈服強(qiáng)度降低。 拉伸試驗(yàn)采用圓棒試樣，沒有試樣壓平造成的包申格效應(yīng)， 并且為水壓后取樣， 制管后屈服強(qiáng)度總體升高； 制管后抗拉強(qiáng)度平均升高6.1 MPa。 同時(shí)對(duì)18 組試樣還進(jìn)行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗(yàn)對(duì)比分析， L555/X80 板卷的試驗(yàn)溫度均為-20 ℃， 沖擊功平均值為340.8 J； 鋼管試驗(yàn)溫度均為-10 ℃， 沖擊功平均值為337.2 J， 溫度差均為10 ℃， 沖擊功平均值降低3.6 J， 18 組試樣中11 組沖擊功降低。

4 分析與討論

4.1 卷板-鋼管性能變化與鋼級(jí)（強(qiáng)度水平） 的關(guān)系

卷板及鋼管橫向拉伸性能關(guān)系曲線如圖6 所示， 卷板-鋼管的強(qiáng)度變化量與鋼級(jí)的關(guān)系曲線如圖7 所示。 熱軋卷板制管后強(qiáng)度變化與鋼級(jí)（或強(qiáng)度級(jí)別） 關(guān)系較大。 屈服強(qiáng)度與屈強(qiáng)比的變化大于抗拉強(qiáng)度指標(biāo)， 塑性指標(biāo)也出現(xiàn)了趨勢(shì)性變化。

圖6 卷板及鋼管橫向拉伸性能的關(guān)系曲線

圖7 卷板-鋼管強(qiáng)度的變化量與鋼級(jí)的關(guān)系曲線

綜上所述， Q235B 鋼的屈服強(qiáng)度略有下降，低屈服強(qiáng)度或低屈強(qiáng)比的卷板制管后屈服強(qiáng)度基本無變化或有升高， 屈服強(qiáng)度低于300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度沒有降低。 屈服強(qiáng)度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強(qiáng)度均降低， 但是由于其裕量較大， 對(duì)鋼管的最終強(qiáng)度并沒有太大影響。 L245/B 鋼的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度均小幅升高。 因此， Q235B 鋼與L245/B 鋼基本上可以不用考慮包申格效應(yīng)。

L290/X42 鋼出現(xiàn)了明顯的強(qiáng)度下降， 屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度分別下降15.8 MPa 與14.2 MPa。L360/X52 鋼的屈服強(qiáng)度下降更為明顯， 屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度分別下降31.8MPa 與8.9 MPa， 屈服強(qiáng)度下降幅度大大超過了抗拉強(qiáng)度。

L415/X60 鋼與L450/X65 鋼的屈服強(qiáng)度下降達(dá)到了峰值， 且兩種鋼的下降幅度比較接近。L415/X60 鋼的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度分別下降了40.3 MPa 與2.8 MPa， L450/X65 鋼的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度分別下降了39.5 MPa 與0.1 MPa， 抗拉強(qiáng)度制管前后基本持平。 由于屈服強(qiáng)度變化與抗拉強(qiáng)度變化的不同步， L415/X60 鋼與L450/X65鋼的屈強(qiáng)比下降也達(dá)到了峰值水平， 分別下降了0.068 與0.065， 應(yīng)該結(jié)合鋼管的屈強(qiáng)比規(guī)范要求來考慮卷板的屈強(qiáng)比規(guī)范要求。

L485/X70 鋼的屈服強(qiáng)度也下降， 但是下降幅度明顯變小， 其屈服強(qiáng)度下降16.4 MPa， 抗拉強(qiáng)度上升2.1 MPa。 L485/X70 鋼的屈服強(qiáng)度下降幅度與L290/X42 鋼基本相當(dāng)， 但是兩者的成分、 組織則顯著不同。 L555/X80 鋼完全逆轉(zhuǎn)了L485/X70 等鋼的強(qiáng)度變化趨勢(shì)， 屈服強(qiáng)度平均上升了15.4 MPa， 抗拉強(qiáng)度平均升高6.1 MPa。

卷板-鋼管屈服強(qiáng)度的變化量與卷板強(qiáng)度的關(guān)系如圖8 所示。 從圖8 （a） 可以看出， 屈服強(qiáng)度在300 MPa 以下及560 MPa 以上時(shí)， 屈服強(qiáng)度總體上不變或升高； 其余區(qū)間則下降， 屈服強(qiáng)度在430～500 MPa 時(shí)， 屈服強(qiáng)度下降最大。 從圖8 （b） 可以看出， 抗拉強(qiáng)度在450 MPa 以下及650 MPa 以上時(shí)， 屈服強(qiáng)度總體上不變或升高；其余區(qū)間則下降， 抗拉強(qiáng)度在500～600 MPa 時(shí)，屈服強(qiáng)度下降最大。

圖8 卷板-鋼管屈服強(qiáng)度的變化量與卷板強(qiáng)度的關(guān)系

對(duì)于斷后伸長(zhǎng)率這一塑性指標(biāo)， 經(jīng)過制管后， 所有鋼級(jí)基本上均表現(xiàn)為下降的趨勢(shì)， 但是下降幅度非常小， 僅為1%～2% （相對(duì)值）。

對(duì)于低溫韌性指標(biāo)， 制管前后并沒有明顯的變化規(guī)律， 低溫韌性與鋼廠的制造工藝水平密切相關(guān)。 但是優(yōu)化的化學(xué)成分設(shè)計(jì) （如降低C 等元素的含量）、 平衡的強(qiáng)度水平對(duì)夏比沖擊韌性非常有利。

隨著鋼級(jí)的提高， C 含量逐漸降低， X70鋼基本上已經(jīng)控制在0.09%以下， Cr、 Mo、Nb、 V、 Ti 等微合金元素的含量則逐漸增多。顯微組織方面， Q235B 鋼基本為多邊形鐵素體+珠光體組織， B 級(jí)以及X42 級(jí)基本為多邊形鐵素體+塊狀鐵素體+珠光體組織， 隨著鋼級(jí)的提高， 多邊形鐵素體比例逐漸減少， 而塊狀鐵素體及貝氏體鐵素體的比例則逐漸提高， 對(duì)于X70鋼， 貝氏體鐵素體的比例已經(jīng)很大， 而X80 鋼則主要是粒狀貝氏體。 不同的組織特點(diǎn)， 其形變強(qiáng)化能力與包申格效應(yīng)值是有差異的， 一般地， 鐵素體-珠光體型管線鋼具有不連續(xù)的屈服行為， 包申格效應(yīng)較為明顯， 而貝氏體鐵素體（或針狀鐵素體） 管線鋼中存在高密度的可移動(dòng)位錯(cuò)， 具有連續(xù)屈服行為， 在鋼管成型及隨后的試樣壓平過程中， 其形變硬化的作用大于包申格效應(yīng)， X70 以上鋼級(jí)的屈服強(qiáng)度沒有明顯下降。 影響制管前后強(qiáng)度變化主要為形變強(qiáng)化和包申格效應(yīng)共同作用的結(jié)果。 需要說明的是，試驗(yàn)結(jié)果可能會(huì)受到鋼管取樣位置與卷板取樣位置存在差異的影響。

4.2 靜水壓試驗(yàn)對(duì)螺旋埋弧焊管性能的影響

通常情況下， 靜水壓試驗(yàn)是鋼管在生產(chǎn)過程中必須進(jìn)行的檢驗(yàn)項(xiàng)目， 試驗(yàn)壓力依據(jù)鋼管的規(guī)格、 鋼級(jí)等而定。 除了靜水壓試驗(yàn)外， 直縫埋弧焊管還要進(jìn)行全長(zhǎng)擴(kuò)徑， 其目的是使鋼管產(chǎn)生周向擴(kuò)張力。 這兩種工藝可歸結(jié)為材料的加工硬化或形變強(qiáng)化行為。 100% SMYS 靜水壓試驗(yàn)的管徑變化與機(jī)械擴(kuò)徑相比， 形變量相當(dāng)小， 即便如此， 也出現(xiàn)了殘余伸長(zhǎng)。 應(yīng)注意的是， 由于板材存在性能不均勻， 管體的局部變形量存在明顯差異。 鋼管100% SMYS 靜水壓試驗(yàn)前后管徑的變化見表17。

表17 鋼管100% SMYS 靜水壓試驗(yàn)前后管徑的變化

直縫埋弧焊管擴(kuò)徑產(chǎn)生的變形顯著大于水壓試驗(yàn)， 所以直縫埋弧焊管的研究也側(cè)重于擴(kuò)徑量對(duì)性能的影響。 X65 螺旋焊管的試驗(yàn)結(jié)果 （采用板狀試樣） 表明， 靜水壓試驗(yàn)顯著改變了鋼管管體橫向拉伸試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線形狀， 但是對(duì)于鋼管的屈服強(qiáng)度并沒有顯著的影響[13]。 文獻(xiàn)[14]研究了X70 螺旋焊管后指出， 采用非壓平圓棒試樣時(shí)， 經(jīng)過水壓試驗(yàn)和模擬鋼管涂層工序的時(shí)效熱循環(huán)后， 鋼管管體橫向屈服強(qiáng)度有所提高， 而鋼管管體橫向抗拉強(qiáng)度基本不變。 對(duì)X80 鋼的研究結(jié)果 （采用圓棒試樣） 表明， 經(jīng)過水壓試驗(yàn)后， 螺旋埋弧焊管的屈服強(qiáng)度相比靜水壓試驗(yàn)前顯著提高， 并且水壓前屈服強(qiáng)度較低的鋼管的增加幅度要大于屈服強(qiáng)度較高的鋼管， 而對(duì)夏比沖擊試驗(yàn)和落錘撕裂試驗(yàn)結(jié)果則影響不大。 鋼管95% SMYS 靜水壓試驗(yàn)前后管體橫向屈服強(qiáng)度對(duì)比如圖9 所示[15]。

圖9 鋼管95%SMYS 靜水壓試驗(yàn)前后管體橫向屈服強(qiáng)度對(duì)比

5 結(jié) 論

（1） 鋼管管體橫向屈服強(qiáng)度的降低 （或包申格效應(yīng)） 與板材的強(qiáng)度級(jí)別（鋼級(jí)） 具有非線性關(guān)系。 對(duì)于Q235B 及L245/B 鋼， 包申格效應(yīng)不明顯； 從L290/X42 鋼開始， 包申格效應(yīng)愈加明顯； 到L415/X60 與L450/X65 鋼時(shí)， 包申格效應(yīng)達(dá)到了峰值； L485/X70 鋼的包申格效應(yīng)則開始減弱； L555/X80 鋼的屈服強(qiáng)度平均上升， 這應(yīng)該是采用圓棒試樣和靜水壓試驗(yàn)共同作用的結(jié)果。 對(duì)于抗拉強(qiáng)度， 試驗(yàn)所用板材制管前后的變化較小。 強(qiáng)度的變化與鋼管的規(guī)格沒有明顯的關(guān)系， 卷板應(yīng)該分鋼級(jí)（強(qiáng)度級(jí)別） 確定包申格效應(yīng)值及屈強(qiáng)比。

制管成型產(chǎn)生的應(yīng)變對(duì)材料夏比沖擊韌性的影響在本研究中并沒有獲得規(guī)律性的結(jié)論。 由于對(duì)于目前的煉鋼及軋鋼技術(shù)， 在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的鋼管試驗(yàn)溫度下， 剪切面積基本達(dá)到了100%， 其差異主要體現(xiàn)在韌脆轉(zhuǎn)變溫度的區(qū)別， 鑒于此， 本研究沒有給出落錘撕裂試驗(yàn)的結(jié)果。

（2） 對(duì)于板材的技術(shù)要求， 化學(xué)成分方面應(yīng)適當(dāng)降低用以提高材料的強(qiáng)度， 但同時(shí)劣化低溫韌性的合金含量， 如C 元素， 并對(duì)合金元素含量的上下限均加以規(guī)定， 即化學(xué)元素成分應(yīng)給定目標(biāo)值， 并規(guī)定允許波動(dòng)范圍。 板材強(qiáng)度方面應(yīng)充分考慮不同鋼級(jí)的包申格效應(yīng)的顯著差異。 應(yīng)該考慮板材的強(qiáng)度與韌性的平衡， 適當(dāng)降低板材的抗拉強(qiáng)度上限， 這一點(diǎn)可以結(jié)合板材合金進(jìn)行控制。