謝仕強，孫磊磊，王 波

（寶山鋼鐵股份有限公司，上海 201900）

在管線鋼管標準中，無論是API Spec 5L—2018《管線鋼管規(guī)范》、ISO 3183 ∶2012《石油和天然氣工業(yè)管道運輸系統(tǒng)用鋼管》，還是GB/T 9711—2017《石油天然氣工業(yè) 管線輸送系統(tǒng)用鋼管》，對制造等級水平為PSL2，鋼級為L290N 的直縫埋弧焊管，交貨狀態(tài)為正火態(tài)（N 態(tài)），允許采用兩種工藝：①采用正火態(tài)或正火軋制的鋼板，經(jīng)過冷成型制管，制管后鋼管不再進行熱處理；②采用軋制態(tài)、熱機械軋制（TMCP）［1］、正火軋制或正火態(tài)的鋼板，經(jīng)過冷成型制管，制管后鋼管需要進行正火熱處理。鋼管制造廠主要根據(jù)客戶約定進行方案選擇，客戶無明確要求時，由鋼管制造廠自行選擇。在工程實踐中，為了避免鋼管整體正火熱處理帶來的管型嚴重變形［2］，正火態(tài)交付的大直徑埋弧焊管大多選擇前一種方案。選擇全管體整體熱處理方案的客戶一般是基于使用習慣偏好，但這種偏好選擇對鋼管制造廠而言卻是極具挑戰(zhàn)的。

表1 L290N 直縫埋弧焊管的化學成分（質(zhì)量分數(shù)）要求上限①%

眾所周知，鋼管整體熱處理容易導致鋼管變形，被選擇進行整體熱處理的鋼管主要集中在小直徑高頻焊管和無縫鋼管［3－8］。對大直徑埋弧焊管進行整體熱處理的方案主要是在北美［9－10］、中東和中歐等地區(qū)的一些客戶推薦使用的，鑒于高溫下大徑厚比（直徑D/壁厚T）嚴重影響鋼管不圓度和直線度，采取590～680 ℃焊接后退火消除應力的需求較常見。對大直徑埋弧焊管進行整體正火熱處理的研究文獻報道甚少。

某大型石化企業(yè)從寶山鋼鐵股份有限公司（簡稱寶鋼股份）訂購一批Φ711 mm×15.88 mm 和Φ914 mm×17.48 mm 規(guī)格L290N 直縫埋弧焊管，用于2.2 MPa 300～350 ℃蒸汽輸送。蒸汽管道主要承受管內(nèi)過熱蒸汽的溫度和壓力作用，在產(chǎn)生蠕變的條件下工作，還承受低循環(huán)疲勞載荷。我國SH/T 3059—2012《石油化工管道設(shè)計器材選用規(guī)范》列出了蒸汽管道常用鋼材的使用溫度，其中優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼20G 可以在－20～450 ℃條件下使用，超過 450 ℃需要選擇低合金鋼和高合金鋼。與20G 比較，選擇L290N 既可以滿足該項目蒸汽輸送所需的強度和韌性指標，又可以滿足管道環(huán)焊所要求的優(yōu)良焊接性。該石化企業(yè)偏好選擇鋼板制管焊接后進行整管正火熱處理方案，技術(shù)標準執(zhí)行GB/T 9711—2017和API Spec 5L—2018，化學成分要求上限見表1，力學性能要求見表2；鋼管不圓度要求最大外徑與最小外徑之差≤0.6%D（D 為鋼管外徑），且≤13 mm；鋼管直線度要求≤3.2 mm/3 m。該直縫埋弧焊管的開發(fā)存在以下兩個難點：①采用TMCP 態(tài)鋼板冷成型制管后再正火熱處理，拉伸性能，尤其是屈服強度的保證問題；②大徑厚比（D/T 達到45 以上）直縫埋弧焊管正火后的不圓度和直線度保證問題。

表2 L290N 直縫埋弧焊管的主要力學性能要求

現(xiàn)針對以上兩個難點，試驗研究L290N 直縫埋弧焊管的設(shè)計成分、組織和性能，并充分發(fā)揮寶鋼股份全流程一貫制響應迅速的優(yōu)勢，實現(xiàn)大徑厚比全管體正火熱處理L290N 直縫埋弧焊管的批量供貨。

1 試驗研究方案

1.1 實驗室成分設(shè)計和正火熱處理工藝研究

美國材料與試驗協(xié)會認為，針對壓力容器用電熔焊碳錳鋼管，不同溫度服役環(huán)境和鋼級的成分設(shè)計應有所區(qū)別。關(guān)于壓力容器用碳素鋼板的化學成分，ASTM A 515/A 515M—2010（R2015）《中溫及高溫壓力容器用碳素鋼板的標準規(guī)范》和ASTM A 516/A 516M—2017《中溫及低溫壓力容器用碳素鋼板材的標準規(guī)范》規(guī)定：對中低溫壓力容器用鋼，其化學成分設(shè)計以中低碳和中低錳為主，C 和Mn 的含量隨鋼級和鋼板厚度的增加而提高，P、S、Si含量控制在一定范圍；對中高溫壓力容器用鋼，其化學成分要嚴格控制Mn 的添加量，最小允許屈服強度在240 MPa 及以下，Mn 含量上限控制為0.98%，最小允許屈服強度在260 MPa 時，Mn 含量上限則提高至1.30%，降C 增Mn 的原則是適用的，最高Mn 含量不得超過1.65%。這是由于過高的Mn 含量對鋼材高溫性能，尤其是蠕變性能無益。考慮到輸送焊接管線管的焊接性，應設(shè)計較小的碳當量，因此C 和Mn 的含量不宜過高；但考慮到熱處理后低的屈強比要求，C 和Mn 的含量也不宜過低。另一方面，鋼在熱處理過程中的組織遺傳效應，細化原始組織晶粒對改善熱處理后鋼的性能有積極意義，筆者計劃使用控制軋制技術(shù)生產(chǎn)焊管用厚板；因此在C、Mn 成分基礎(chǔ)上，添加少量的Nb 等微合金元素，以便細化晶粒和增加材料拉伸強度的熱穩(wěn)定性。

試驗鋼采用C－Mn－Nb 系，即在低碳中錳鋼化學成分的基礎(chǔ)上加入微量Nb 元素，w（Nb） ∧0.06%。試驗鋼化學成分為：C 含量0.08%～0.20%，Si 含量0.12%～0.32%，Mn 含量 1.20%～1.60%，Nb 含量0.010%～0.050%。

用500 kg 感應熔煉爐澆注方坯，尺寸為250 mm×230 mm×220 mm，采用TMCP 工藝在中試生產(chǎn)線熱軋機上將厚度為250 mm 的鋼坯軋制成厚度為18 mm 的鋼板，鋼板尺寸為2 114 mm×342 mm×18 mm。將軋制后的鋼板去除頭尾約200 mm，然后在鋼板上切出3 個尺寸為342 mm×100 mm×18 mm 的瓦塊樣，1 塊保留 TMCP 態(tài)（1 號試樣），另 2 塊進行不同溫度的正火熱處理試驗（2～3 號試樣），剩下的板樣用于溫度－熱膨脹系數(shù)曲線測定。

采用切線法分析升溫和降溫過程中材料靜態(tài)相變的相變點，分別計算相變點溫度Ac3、Ac1、Ar1和Ar3等，并與實測值進行比較，具體見表3。從表3可以看出，相變點溫度Ac3實測為841 ℃，與理論計算值840 ℃吻合，表明可以采用經(jīng)驗公式來計算該類成分材料的靜態(tài)相變點。

根據(jù)相變點溫度可以確定熱處理工藝制度的保溫溫度。通常正火溫度為Ac3+30～50 ℃，考慮到大直徑鋼管正火后管型控制難，應在該范圍內(nèi)選擇較低的溫度。工業(yè)實踐中加熱爐爐溫通常存在±10 ℃的波動，因此還應考察溫度低于正火溫度范圍下限10 ℃的情況。鑒于此，選擇860 ℃和880 ℃作為正火試驗研究的溫度點。工藝制度如下：分別將2～3 號試樣加熱到 860 ℃和 880 ℃，保溫 25 min，隨后空冷。試驗完成后，分析試驗鋼的顯微組織和性能，取橫向圓棒Φ12.7 mm 拉伸試樣和橫向夏比沖擊試樣進行分析。

1.2 正火鋼管管型控制研究

為了打通生產(chǎn)質(zhì)量“瓶頸”，避免貿(mào)然批量生產(chǎn)帶來的風險，針對大直徑TMCP 管線鋼管經(jīng)歷正火熱處理高溫后容易出現(xiàn)的氧化皮嚴重、自重坍塌造成不圓度超標及加熱冷卻不均勻帶來的直線度不良，選取了兩個規(guī)格中徑厚比最大的Φ914 mm×17.48 mm 規(guī)格鋼管（2 根）進行工業(yè)試驗。分別在加熱爐類型、保溫時間控制、爐內(nèi)架裝工藝及鋼管精整等方面進行策劃研究。

2 試驗結(jié)果和分析討論

2.1 組織分析

試驗鋼正火后的金相組織如圖1 所示，為典型的鐵素體+珠光體組織。2 號和3 號試樣鐵素體晶粒度均大于8 級，珠光體聚集呈帶狀；隨著正火溫度升高，3 號試樣正火后的組織略微粗大。在鋼板冷成型制成鋼管后，這類組織包辛格效應明顯［11］；因此，對母材盡量采用棒狀試樣進行拉伸試驗，以減輕因板狀制樣壓平過程帶來的屈服強度損失。

2.2 力學性能評價

2.2.1 室溫拉伸

試驗鋼正火前后的室溫拉伸性能見表4。可以看到，試驗鋼正火后的室溫拉伸性能均滿足目標要求；與TMCP 態(tài)試樣的性能相比，正火態(tài)試樣的屈服強度和抗拉強度顯著下降，降低約60 MPa。

試驗鋼正火后的拉伸試驗曲線如圖2 所示。從圖2 可以看出，試驗鋼正火熱處理后均有超過1.5%應變的屈服平臺，當熱處理后冷整形率不超過1.5%，其屈服強度依然可以落在屈服平臺，能夠滿足L290N 鋼級的拉伸強度要求，這為鋼管全管體正火后的形變精整創(chuàng)造了條件。

表3 設(shè)計成分鋼的相變點熱模擬實測值與理論值比較 ℃

圖1 試驗鋼正火后的金相組織

表4 試驗鋼正火前后的室溫拉伸性能

2.2.2 沖擊韌性

試驗鋼正火前后的夏比沖擊性能見表5?？梢钥吹?，試驗鋼正火前后的－20 ℃沖擊性能變化不大，沖擊功平均值的最小值為396 J，沖擊功單個值的最小值390 J，遠超出客戶標準要求。由此看來，正火溫度對試驗鋼正火性能的影響有限。

圖2 試驗鋼正火后的拉伸試驗曲線

表5 試驗鋼正火前后的夏比沖擊性能J

2.3 鋼管形表和幾何尺寸評價

在工業(yè)試驗的兩根試驗管上取樣，進行理化性能分析，分析結(jié)果均滿足相關(guān)標準要求。

2.3.1 鋼管正火熱處理爐選擇

綜合來看，為了同時兼顧生產(chǎn)效率和產(chǎn)品質(zhì)量，大直徑UOE 焊管正火熱處理爐的選擇應遵循以下幾個原則。

（1） 因為要正火熱處理，首先應選擇溫度可達1 000 ℃的熱處理爐，要求爐膛溫度均勻，避免局部溫度過高。該類型熱處理爐的熱量傳遞方式以輻射為主，對流為輔。

（2） 堅持綠色環(huán)保理念，選取天然氣為加熱介質(zhì)的熱處理爐。

（3） 采用周期式熱處理工藝，其中臺車式加熱爐具有操作簡單、尺寸適應性強的特點。

（4） 為了減少管材表面氧化，盡可能選擇有還原性氣氛的加熱爐。

（5） 自動控制程度高，能自動記錄溫度曲線并有溫度波動報警裝置，溫度波動控制在±10 ℃。

2.3.2 鋼管表面評價

L290N 采用C－Mn－微Nb 成分系，控制實際正火保溫溫度在860～880 ℃，表面氧化皮厚度最大0.15 mm（圖3），很容易在隨后的高壓壓縮空氣吹掃中清理干凈，不會在管型精整中產(chǎn)生壓凹等缺欠。試驗管正火后的近外表面組織形貌如圖4 所示，組織為多邊形鐵素體+珠光體，控軋態(tài)的珠光體帶狀組織減弱；表面硬度分布為135～150 HV10，遠低于要求的250 HV10。

2.3.3 鋼管幾何尺寸控制效果

用C 形架子支撐堆垛，使鋼管在加熱爐內(nèi)彼此不發(fā)生接觸，一方面可以防范鋼管疊垛后的壓塌風險，另一方面可以使鋼管加熱均勻。正火后鋼管管端不圓度≤2.5%D，精整后不圓度滿足≤0.6%D要求；12 m 長鋼管全長直線度≤0.25%L（L 為鋼管長度），精整后直線度≤3.2 mm/3 m 的要求。

3 批量應用

圖3 試驗管正火后的氧化皮

圖4 試驗管正火后的近外表面組織形貌

目前寶鋼股份已具備全管體正火熱處理L290N直縫埋弧焊管批量生產(chǎn)條件。流程如下：煉鋼鐵水預處理→轉(zhuǎn)爐LF－RH 真空循環(huán)脫氣精煉→連鑄→厚板TMCP 軋制→鋼板探傷→UOE 成型→雙面埋弧焊接→正火熱處理→整形→水壓試驗→X 射線檢驗（管端拍片/全長RT 射線檢測）→焊縫全長UT 超聲波檢驗→管端UT 超聲波分層檢驗→管端坡口面磁粉檢驗→外觀及幾何尺寸檢驗→稱重及測長→標志包裝（噴標及色帶、保護套、蒙布）→發(fā)運。

按照上述工藝流程，寶鋼股份批量供應L290N Φ711 mm×15.88 mm 規(guī)格直縫埋弧焊管3.2 km 和Φ914 mm×17.48 mm 規(guī)格直縫埋弧焊管3.5 km，共約2 300 t，用于2.2 MPa、300～350 ℃蒸汽的輸送。該產(chǎn)品的理化性能、無損檢測質(zhì)量、表面質(zhì)量及幾何尺寸均滿足技術(shù)規(guī)范要求。

4 結(jié) 論

（1） TMCP 管線鋼鋼板通過UO 制管后再進行全管體正火熱處理容易出現(xiàn)屈服強度降低和鋼管變形等問題。因此，需要通過合理的成分設(shè)計和拉伸試樣選擇解決屈服強度降低問題，同時需要通過采取措施來避免鋼管在加熱爐內(nèi)坍塌變形。

（2） 采用 C－Mn－微 Nb 成分系的 L290N 管線鋼鋼板，在TMCP 軋制后，獲得鐵素體和珠光體兩相組織，具有明顯的拉伸屈服平臺，正火熱處理保溫后屈服強度降低約50 MPa，但依然保持明顯的屈服平臺，通過1.0%以內(nèi)的冷變形率進行冷整形，棒狀試樣拉伸滿足最小屈服強度290 MPa 的要求，鋼管不圓度和直線度可以滿足GB/T 9711—2017 標準和客戶要求。

（3） 批量生產(chǎn)的全管體正火熱處理Φ711 mm×15.88 mm 和 Φ914 mm×17.48 mm 規(guī)格直縫埋弧焊管，其力學性能和幾何尺寸均滿足GB/T 9711—2017 標準及客戶要求。

（4） 雖然全管體整體熱處理大徑厚比L290N直縫埋弧焊管成功實現(xiàn)了商業(yè)供貨，但采用正火態(tài)鋼板直接冷成型，焊接后不再進行整管熱處理也是符合 GB/T 9711—2017 及 API Spec 5L—2018 關(guān)于正火態(tài)鋼管交付狀態(tài)的要求。從制造角度出發(fā)，建議對于正火態(tài)交付的鋼管，在沒有充分掌握鋼板－鋼管強韌性變化規(guī)律和大徑厚比鋼管整體正火后管型控制技術(shù)的前提下，盡量避免選用全管體整體正火熱處理方案。

本課題工作的開展得到了張清清、鄭磊、沈燕、吳扣根、賴興濤、張曙華、唐樹營、陳忠、彭立山等同志的大力支持，在此深表感謝！