王 潔， 賀 春， 張 匯，劉宏博， 沈建剛， 周 金， 劉忠宇

（渤海石油裝備福建鋼管有限公司， 福建 連江 350512）

0 前 言

隨著沿海城市加快經(jīng)濟建設步伐， 城市規(guī)模、人口的增長以及大量生產(chǎn)生活廢水， 催生出尾水排海管道建設需求。 排海管道與陸地管道有很大差異， 排海管道除了考慮管道正常運行中承受的工作載荷外， 還需考慮管道敷設過程中承受的拉應力， 以及運行過程中環(huán)境載荷對管道的影響，如外部海水壓力、 海浪、 暗流和地震等對管道造成的平移和振動[1-4]。 因此要求鋼管在滿足內(nèi)部輸送壓力和外部海水壓力所需要的強度指標前提下， 還需要具有較好的塑性和韌性[6-8]。 高壓油氣輸送領域的海底管道一般采用直縫焊管， 在低壓尾水排海管道項目中， 出于生產(chǎn)成本和生產(chǎn)效率方面考慮， 一般采用螺旋埋弧焊管。 但海底尾水排放用X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm 超厚壁螺旋埋弧焊管具有鋼材強度高、 壁厚大的特點， 因此， 如何確保X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm高強度、 大壁厚均勻屈曲變形和穩(wěn)定成型成為鋼管生產(chǎn)的一個較大挑戰(zhàn)。 另外， 如何合理匹配焊接參數(shù)， 獲得穩(wěn)定可靠的焊縫質(zhì)量和性能也成為鋼管生產(chǎn)面臨的一大難題。 與此同時， 為適應排海管道的安裝要求和海水深度、 海底地質(zhì)狀況等服役運行條件， 排海管道在成分設計和性能方面要求也更為嚴格。

為開發(fā)出一種適用于尾水排放并滿足海底運行條件的螺旋埋弧焊管， 本研究從原材料成分和性能、 螺旋焊管成型及焊接工藝、 鋼管理化性能等幾方面進行理論分析和試驗， 對海底尾水排放用小徑厚比、 超厚壁X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋埋弧焊管的開發(fā)過程進行介紹。

1 原材料性能分析

1.1 化學成分

常規(guī)X65 管線鋼一般采用C-Mn-Nb-V-Ti 系合金， 其中C、 Mn 含量較高， 并添加少量的Nb、V 和Mo， 來提高卷板的力學性能。 C 在管線鋼中主要起固溶強化作用， 但對鋼的韌性、 塑性和焊接性十分不利； Mn 可以提高鋼的強度， 但Mn 含量過高會使鋼的韌性降低[9-10]。 為提高海底尾水排放管道用X65MO 卷板的可焊性和強韌性， 從低碳當量設計理念出發(fā)， 將w（C）控制在0.06%以下， 采用低C 及Mn-Cr-Mo-Nb 系合金設計理念， 嚴格控制有害元素P、 S 含量， 使之表現(xiàn)出典型的純凈鋼特征。 Mn 可以彌補管線鋼因含碳量降低而損失的屈服強度， 同時還起到降低相變溫度和細化鐵素體晶粒的作用， 適量的Cr 通過固溶強化和晶粒細化提高鋼材強度， Mo 能夠提高鋼的淬透性和熱強性，防止回火脆性， Nb 有顯著的細化晶粒和沉淀強化作用， 能夠提高奧氏體再結晶溫度， 在控軋過程中阻止晶粒長大， 提高鋼的強度。 X65MO 卷板通過Mn、 Cr、 Mo、 Nb 微合金化提高晶粒細化效果，以提高板材厚度方向組織的均勻性、 穩(wěn)定性， 并通過先進的熱機械控冷控軋工藝（TMCP）， 在獲得高強度的同時獲得足夠的韌性， 且具有良好焊接性的X65MO 材質(zhì)、 25.4 mm 厚壁管線鋼， 其典型化學成分見表1。

表1 X65MO 熱軋卷板化學成分

1.2 顯微組織

X65 管線鋼顯微組織多以低碳或超低碳貝氏體組織為主， 使之具有高強度、 低包辛格效應和良好焊接性的同時又具有較好的止裂韌性。 圖1為X65MO 卷板厚度方向不同位置的顯微組織， 由圖1 可以看出， 其顯微組織主要由多邊形鐵素體+粒狀貝氏體+少量珠光體組成， 由于成分中加入了Nb 及少量的Cr 等貝氏體形成元素， 先共析鐵素體的形貌不再完全等軸， 而呈現(xiàn)出類似針狀鐵素體的多邊形特征， 晶粒細小均勻， 晶界取向不一， 相互交錯， 顯示出了良好的組織均勻性， 對保證鋼材的強度非常有利。 晶界上彌散分布著少量的M/A島， 且M/A 島尺寸十分細小， 在提高抗拉強度的同時也有較好的韌性， 晶界與晶粒內(nèi)部分布著大量相互交錯的高密度位錯， 能夠在裂紋擴展過程中不斷改變裂紋方向， 從而顯著提高鋼材的止裂韌性。

圖1 X65MO 熱軋卷板顯微組織

X65MO 熱軋卷板按ASTM E122 標準判定晶粒度等級達到12 級， 符合技術條件晶粒度達到9級或更細的要求； 按ASTM E45 標準判定帶狀組織為0.5 級， 符合技術條件帶狀組織不大于3 級的要求； 按ASTM E45 方法A 判定非金屬夾雜物，其中只有少量的B 類和D 類薄夾雜物， 級別均為0.5， 符合技術條件中非金屬夾雜物限定級別2.0 級的要求。

1.3 力學性能

X65MO 卷板頭部切除1 m 后， 在卷板寬度1/2 處取拉伸試樣， 取樣方向對應鋼管橫向， 與卷板軋制方向約成30°， 試樣采用全壁厚板狀試樣， 試樣寬度38.1 mm， 標 距50 mm， 按 照ASTM A370 標準進行拉伸試驗； 在卷板寬度1/4處取沖擊試樣， 取樣方向對應鋼管橫向， 與卷板軋制方向約成30°， 采用10 mm×10 mm×55 mm全尺寸試樣， 試樣缺口為深度2 mm 的V 形缺口， 試驗溫度-30 ℃， 按照ASTM A370 標準進行夏比沖擊試驗； 在卷板寬度1/4 處取落錘試樣， 取樣方向對應鋼管橫向， 與卷板軋制方向約成30°， V 形缺口， 試驗溫度-10 ℃， 按照SY/T 6476 標準進行落錘撕裂試驗； 在卷板寬度1/4 處， 垂直于卷板軋制方向取彎曲試樣， 試樣寬度38 mm， 彎芯直徑不大于2t （t 為公稱壁厚）， 即彎芯直徑≤50 mm， 實際使用彎芯直徑為48 mm， 彎曲角度180°， 按照ASTM A370 標準進行彎曲試驗。 試驗結果分別見表2、 表3、表4、 表5。 由表2～表5 可以看出， 該X65MO卷板具有高強度、 高韌性、 低屈強比等特點，相比于常規(guī)X65 卷板， X65MO 卷板屈服強度提高30～50 MPa， 抗拉強度提高約40～70 MPa， 相當于X70 鋼級卷板的強度； X65MO 和常規(guī)X65卷板在相同試驗溫度下的夏比沖擊試驗和DWTT 結果相當 （-10 ℃夏比沖擊功均在390～470 J 之間， 0 ℃DWTT 剪切面積均值均為100%）， 但X65MO 卷板低溫韌性更優(yōu)、 更穩(wěn)定（-30 ℃沖擊功仍保持在300 J 以上， -10 ℃DWTT 剪切面積均值仍為100%）。

表2 X65MO 熱軋卷板拉伸試驗結果

表3 X65MO 熱軋卷板夏比沖擊試驗結果

表4 X65MO 熱軋卷板落錘撕裂試驗（DWTT） 結果

表5 X65MO 熱軋卷板彎曲性能試驗結果

2 鋼管成型焊接工藝

2.1 成型工藝

螺旋縫埋弧焊管常規(guī)生產(chǎn)工藝比較成熟， 但針對X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋埋弧焊管徑厚比為47.99 的尚無先例。 公認生產(chǎn)難度較大的中俄東線天然氣管道Φ1 422 mm×21.4 mm鋼管的徑厚比為66.45， 由此可見， X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm 鋼管在常規(guī)螺旋焊管中屬于徑厚比偏小的鋼管規(guī)格， 且壁厚大， 材質(zhì)強度高。鋼管的徑厚比反映了鋼管成型應變量的大小， 理論上講， 徑厚比越小， 鋼管應變量越大， 產(chǎn)生的冷作硬化效應越強， 成型難度越大， 越容易出現(xiàn)鋼帶變形不充分的現(xiàn)象， 且成型質(zhì)量直接影響后續(xù)的焊接質(zhì)量， 如何使鋼帶均勻屈曲變形， 從而使鋼管穩(wěn)定成型， 是擺在面前的一個難題。

鋼管成型時， 鋼帶在成型器中發(fā)生彈塑性彎曲變形， 以中性層為界， 鋼管內(nèi)層金屬和外層金屬分別受到壓力和拉力的作用， 鋼板產(chǎn)生反向塑性變形， 因此， 鋼帶在成型過程中會經(jīng)歷明顯的彈塑性混合變形和彈性回復兩個階段， 最終取得相應曲率的殘余變形獲得管坯， 成型過程如圖2所示。 將鋼帶通過1#輥、 2#輥和3#輥的彎曲過程抽象為一個簡支梁受到集中載荷作用的力學模型，載荷的大小與2#輥的壓下位移量有關， 所以2#輥不能設置于鋼管內(nèi)壁的理論曲率半徑上， 必須要有一定的壓下量， 使鋼板產(chǎn)生輕微的過度變形，保證鋼板在塑性變形后有一定的彈復空間， 尤其對于小徑厚比鋼管， 管徑越小、 壁厚越大， 所需要的成型力越大， 2#輥的壓下位移量也應越大。

圖2 螺旋縫埋弧焊管成型示意圖

由成型角計算公式可知， 成型角α、 鋼帶寬度B、 鋼管直徑D、 鋼管壁厚t 之間的函數(shù)關系為

對公式（1） 進行全微分運算得

設鋼管徑厚比D/t=n 為常數(shù)， 則

將公式（3） 代入公式（2） 可得

當鋼管直徑D、 鋼帶寬度B 和成型角α 作微小變化時， 有

當鋼帶寬度不發(fā)生變化， 即ΔB=0 時，

準確的遞送線位置和合理的成型參數(shù)是保證成型角精度的先決條件， 也是確保焊管成型質(zhì)量及穩(wěn)定性的關鍵因素， 因此應精確計算、 精準調(diào)型， 確保成型參數(shù)準確， 并使各組成型輥均勻排布， 盡可能減小變形盲區(qū)， 使鋼帶變形更加充分，確保鋼管圓度， 從而獲得低殘余應力和高精度的螺旋焊管。 本次試制設置成型參數(shù)為： 內(nèi)成型輥角度為65°57″， 外成型輥角度為66°51″， 1#成型輥包角為18°34″、 開檔為105.3 mm， 3#成型輥包角為22°21″、 開檔為158.9 mm。

按照技術條件要求， 采用環(huán)切法間接對鋼管殘余應力進行測試， 如圖3 所示， 選取長度為200 mm 的管段， 在距焊縫約100 mm 處沿鋼管縱向切開， 測量管段周向張開量， 測量值反映焊接和成型質(zhì)量。 該批試制鋼管的周向張開量實測值為-100 mm， 符合工程技術條件要求切口張開間距不大于90 mm 的要求， 且切口張開間距為負數(shù)， 說明內(nèi)應力為壓應力， 意味著成型過程中存在輕微的過度變形現(xiàn)象， 這對于確保鋼帶變形充分是有好處的， 也有利于靜水壓試驗后消除一定的內(nèi)部殘余應力， 最終獲得低殘余應力的鋼管。

2.2 焊接工藝

對于大壁厚鋼管的焊接， 為避免焊縫中間出現(xiàn)未焊透和未熔合缺陷， 一般采用較大的焊接電流和較低的焊接速度， 即采用較大的焊接線能量。 但是對于高強度低合金鋼來說， 較大的焊接線能量會導致焊接接頭塑性和韌性降低以及熱影響區(qū)軟化。 為解決25.4 mm 超厚壁鋼管不易焊透、 焊縫性能不佳、 焊縫形貌不美觀和焊接效率低等問題， 同時確保焊接接頭的強度和韌性， 首先對鋼板銑邊工藝進行優(yōu)化， 采用兩道粗銑加一道精銑方式， 遞進式將鋼帶兩邊加工出鈍邊和X形坡口。 相對于普通壁厚鋼管坡口尺寸， 為適應大壁厚大熱輸入焊接， 精銑坡口鈍邊尺寸設計增加2～3 mm， 上下坡口角度設計減少5°， 可在相同焊接熱量條件下， 適量提高焊接速度， 減小焊接線能量， 改善焊接殘余應力和焊接熱影響區(qū)的組織及性能。 本次試制設置上坡口角度30°±2°，上坡口深度7.2±2 mm， 下坡口角度35°±2°， 下坡口深度7.2±2 mm， 鋼帶鈍邊11.0～13.0 mm。

其次， 對焊接工藝進行優(yōu)化。 在正式焊接之前， 通過焊接工藝評定試驗， 對焊材的匹配、 焊接規(guī)范的選擇進行充分的對比試驗驗證， 在獲得合格焊縫外觀質(zhì)量和力學性能的前提下， 盡量選用較小的電流、 電壓， 并提高焊接速度， 合理控制焊接熱輸入， 避免焊接線能量過大引起晶界低熔點相嚴重聚集， 從而產(chǎn)生結晶裂紋。 通過多次焊接試驗驗證， 確定本次試制采用內(nèi)外雙絲埋弧自動焊， 以及數(shù)字焊接電源， 通過波形控制技術獲得較穩(wěn)定的焊接電流和電壓， 以確保焊縫質(zhì)量。 內(nèi)、 外焊接工藝參數(shù)見表6。

表6 X65MO 鋼級Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋焊管內(nèi)外焊接工藝參數(shù)

經(jīng)驗證， 此參數(shù)下的內(nèi)外雙絲焊接可有效減緩熔池結晶速度， 獲得較好的焊縫組織， 緩解熱影響區(qū)組織軟化現(xiàn)象， 降低焊縫殘余應力， 對于確保焊接質(zhì)量、 改善焊縫形貌具有明顯的效果。

3 鋼管理化性能

3.1 顯微組織

對鋼管焊接接頭進行低倍宏觀觀察和顯微組織分析， 分析結果如圖4 所示。 從圖4 可以看出， 鋼管焊接接頭焊縫顯微組織主要是針狀鐵素體和多邊形鐵素體混合物+粒狀貝氏體，熱影響區(qū)的顯微組織主要是多邊形鐵素體+粒狀貝氏體+珠光體。 接頭焊縫的針狀鐵素體和多邊形鐵素體組織比較細小， 且晶粒交錯生長， 確保焊縫有較好的強度和韌性； 熱影響區(qū)的顯微組織相對粗大， 但多邊形鐵素體和粒狀貝氏體強度和韌性較高， 從整體上保證了焊縫的性能。

圖4 焊縫顯微組織形貌

3.2 力學性能

對試制鋼管的母材沿管體橫向取拉伸試樣，取樣位置距焊縫180°， 試樣類型為寬度38.1 mm全壁厚板狀試樣， 按ASTM A370 標準進行母材拉伸性能試驗； 垂直于焊縫取焊縫拉伸試樣， 去除焊縫余高， 試樣類型為寬度38.1 mm 全壁厚板狀試樣， 按ASTM A370 標準進行焊縫拉伸試驗；垂直于焊縫取焊縫導向彎曲試樣， 去除焊縫余高， 試樣類型為寬度38 mm 全壁厚矩形試樣，彎芯直徑不大于6t （t 為公稱壁厚）， 彎曲角度180°， 按ASTM A370 標準進行焊縫正/反彎導向彎曲試驗。 試驗樣本數(shù)共64 組， 試驗結果見表7 和圖5。 由試驗結果可以看出， 管體及焊縫拉伸性能和焊縫導向彎曲性能均滿足API SPEC 5L （46 版） 和工程技術條件要求。

圖5 鋼管母材、焊縫拉伸性能數(shù)據(jù)

表7 鋼管母材、焊縫拉伸性能和焊縫導向彎曲試驗結果

距焊縫90°沿管體橫向取管體夏比沖擊試樣，垂直于焊縫取焊縫夏比沖擊試樣， 采用10 mm×10 mm×55 mm 全尺寸試樣， 試樣預制深度2 mm的V 形缺口， 按照ASTM A370 標準進行夏比沖擊試驗。 對管體母材、 焊縫和熱影響區(qū)進行規(guī)定試驗溫度的夏比沖擊試驗， 試驗溫度為-10 ℃，試驗結果見表8 和圖6。 管體沖擊功平均值達到427 J； 焊縫沖擊功平均值達到207 J， 且試驗數(shù)據(jù)比較集中； 熱影響區(qū)沖擊功統(tǒng)計頻次雖然表現(xiàn)出一定的離散性， 但所有試驗數(shù)據(jù)并無異常， 僅與樣本選取有關， 最小值也超過170 J， 平均值達到215 J， 整體比較理想。 通過對沖擊斷口進行分析， 管體母材、 焊縫和熱影響區(qū)夏比沖擊試驗斷口形貌均為韌窩形貌， 剪切面積均達到100%， 且試樣缺口尺寸及位置檢查并未發(fā)現(xiàn)明顯異常， 說明管體母材、 焊縫、 熱影響區(qū)沖擊韌性比較理想。

圖6 鋼管-10 ℃夏比沖擊功平均值統(tǒng)計

表8 鋼管母材、焊縫和熱影響區(qū)夏比沖擊試驗結果

對管體母材分別在20 ℃、 0 ℃、 -10 ℃、-20 ℃、 -40 ℃、 -60 ℃系列溫度下進行夏比沖擊試驗， 獲得不同試驗溫度下鋼管母材的夏比沖擊功和剪切面積， 試驗結果見表9， 從而獲得X65MO 鋼管母材的韌脆轉變曲線， 如圖7 所示， 韌脆轉變溫度達到-40 ℃， 表現(xiàn)出良好的止裂韌性。

表9 鋼管母材系列溫度夏比沖擊試驗結果

圖7 鋼管母材韌脆轉變曲線

距焊縫90°沿管體橫向取DWTT 試樣， 試樣尺寸為305 mm×76 mm×t， 試樣缺口為深度5 mm的V 形缺口， 按照SY/T 6476 標準進行DWTT試驗， 試驗溫度為0 ℃， 斷口剪切面積平均值為98%， 試驗結果見表10。

表10 鋼管DWTT 試驗結果

如圖8 所示， 在拋光、 浸蝕的鋼管焊接接頭橫向截面的壓痕位置， 按照ASTM E92 標準使用10 kg 載荷進行維氏硬度試驗， 試驗結果見表11。 由表11 可以看出， 管體母材、 焊縫和熱影響區(qū)硬度最大值為241HV10， 均小于工程技術要求 （270HV10）。

圖8 硬度測定位置

表11 鋼管焊接接頭硬度試驗結果

4 結 論

（1） 通過對X65MO 材質(zhì)、 25.4 mm 超厚壁熱軋卷板成分進行低碳微合金化設計， 并控制有害成分， 減少成分偏析和帶狀組織， 采用控冷控軋工藝， 保證鋼材組織的均勻性， 提高晶粒細化效果， 獲得了較為理想的組織成分和強韌性指標。

（2） 對于超厚壁25.4 mm、 材質(zhì)X65MO、 直徑1 219 mm 的螺旋埋弧焊管來說， 其徑厚比較小， 生產(chǎn)難度大， 通過分析徑厚比、 板寬和成型角對成型質(zhì)量的影響， 以及焊接線能量對焊接質(zhì)量的影響， 提出了成型、 焊接質(zhì)量控制措施， 確定了小徑厚比、 超厚壁Φ1 219 mm×25.4 mm 鋼管的成型、 焊接工藝參數(shù)， 獲得了低殘余應力和高焊接質(zhì)量的鋼管。

（3） 通過對試制的海底尾水排放用X65MO Φ1 219 mm×25.4 mm 超厚壁螺旋埋弧焊管母材和焊縫理化性能進行檢測分析， 不僅強度性能符合標準要求， 而且表現(xiàn)出了較好的韌性， 各項技術指標均符合API SPEC 5L （46 版） 及工程技術條件的要求。