基于DOE 技術的X65鋼UOE焊管板管力學性能優化配置研究

楊劍峰，張 備，王嘯修，姚 建

（1.寶山鋼鐵股份公司 制造管理部，上海 201900；2.寶山鋼鐵股份公司鋼管條鋼事業部，上海201900）

0 前 言

近幾年，中國多個城市冬季持續大范圍霧霾天氣，并出現PM2.5指數嚴重超標的狀況。遭遇霧霾天氣既有氣象方面的原因，如大霧天氣使污染物難以及時擴散等；也有污染排放方面的原因，即產業結構調整不到位、能源上過度依賴煤炭資源等。防治空氣污染，實現多項污染物協同減排，調整生產方式或者產能，避免燃煤污染的治本之策，就是要使用清潔能源，加快發展天然氣等清潔能源，開展煤炭消費總量控制試點，從源頭上減少污染排放[1]。城市燃氣是指供居民生活、商業和工業作燃料用的，公用性質的燃氣，它是城市建設的重要基礎設施之一，也是改善城市大氣環境的一個重要環節，其中發展天然氣是可選擇的最佳方案之一[2]。天然氣屬于清潔能源，預計未來全世界天然氣的消費量將以壓倒優勢超過石油和煤炭，成為全球一次能源消費結構中的第一能源，因此21世紀被稱之為“天然氣世紀”。天然氣具有低碳能源屬性，其消費水平是衡量一個國家低碳經濟的重要指標[3]。但由于能源緊張局面日益加劇，冬季天然氣短缺問題突出。自2005年冬季始我國許多城市發生了大面積天然氣 “氣荒”。天然氣安全保障引起廣泛地關注。多氣源供氣，利用城市高壓或次高壓外環多點接氣，提高供氣的可靠性和連續性成為發展趨勢。城鎮化是中國經濟繼續增長的動力，直接帶動城市燃氣管線的迅速發展，“十二五”末我國將建成城市燃氣管線 25萬km，使城市燃氣管線達到 60萬km。但由于中國城市環境發生了重大變化，高層建筑密集、施工大開挖頻繁、地下水抽吸過量等引起地面塌陷屢次發生[2]，因此要高度重視燃氣管線的安全，而加強城市燃氣管網的相關研究就成為迫切的需求。

1 國內外城市燃氣管網的研究及進展

1.1 城市燃氣管網的發展趨勢

城市燃氣管網由基于應力設計向基于應變設計轉變是發展趨勢，UOE焊管是城市管網管型選用的最佳選擇。

文獻[2]和[3]指出了城市管網的一些技術規范及法律法規要求：①城際干線用管主要用于長輸管線和城市之間的聯接，是城市氣源的來源管。 一般直徑為406～914 mm， 壓力為4～10 MPa，應按照長輸管線四類地區的要求進行設計和施工，其安全系數應大于長輸管線的要求，管型選擇應為直縫焊管；②城市燃氣管網按照輸氣壓力區分，有環狀高壓管線、次高壓管線、中壓管線和低壓管線四個檔次、七個等級，其技術性能應符合GB/T 9711—2011要求；③城市燃氣管線設計方法要以埋地管道設計為原則，從以應力為基礎轉變到以應變為基礎上來。④日本JFE公司和大阪大學研究直縫焊管的壓縮變形性能，比較結果表明：當 D/t（直徑/壁厚）=50，鋼級≤X65管材才合格，而 X70及螺旋埋弧焊管（SAWH）不能承受軸向壓力。由此得出結論，城市燃氣管線能經受軸向壓力的管材等級≤X65；D/t≤50；管型選用直縫埋弧焊管 （SAWL）和高頻直縫焊管（HFW）為宜[2]。

文獻[4]和[5]指出，基于應變的管道設計理念是建立在極限狀態設計思想和位移控制載荷作用的基礎上，對于位移控制的管段，在保證管道安全運營的前提下，允許管道的應力超過屈服應力。此時的管道雖發生一定塑性變形，但仍能滿足運行要求，能充分發揮管道材料的性能，節約成本。同時根據文獻[4]介紹，各國管道規范中涉及管道基于應變設計大致分為3類：①同時包含應力和應變為基礎的設計準則，有挪威船級社《海底管道系統》（DNV－OS－F101—2007）和加拿大標準協會《油氣管線系統》（CSA Z662—2007）；②允許以應變為基礎的設計準則，但沒有具體條款規定，有美國機械工程師學會 《油氣輸配管道系統》（ASME B31.8）、美國石油協會《管線焊接和聯結設施》（API 1104）和澳大利亞 《石油和天然氣管線第一部分： 設計和施工》（AS 2885－1—2009）；③包含了部分特定管道以應變為基礎的設計準則，有美國石油協會《碳氫化合物海底管道設計、建設、 運行和維修》（API RP 1111—1999）、 美國船舶部 《海底管道建設指導》 （ABS—2006）和美國生命線聯盟 《埋地鋼管的設計指導》（ALA—2001）。

圖1 不同設計方法的管材工作區域對比

不同設計方法的管材工作區域對比如圖1所示[5]。管道直徑、徑厚比及材質與管道軸向最大拉應變的關系如圖2所示[6]。文獻[6]構造的跨越斷層埋地管道的有限元模型給出了一些有利于管道抗震設計的規律性結論：①由管道直徑與軸向最大拉應變的關系（圖2（a））可見，相同斷層位錯量作用下，小直徑管道容易產生更大的拉伸應變，且易發生塑性應力集中現象乃至管道破損，選擇較大直徑的管道跨越斷層將更加安全；②由管道徑厚比與軸向最大拉應變的關系（圖2（b））可見，相同斷層位錯量作用下，徑厚比越大，管道軸向拉應變越大，管道越容易失效，薄壁管道在斷層作用下容易發生屈曲和塑性應力集中的現象，而厚壁管道則可以抵抗更大的斷層位移；③管道材質與軸向最大拉應變的關系（圖2（c））可見，不同管道材質在斷層作用下發生失效時斷層的位錯量不同，管材型號越低，延性越大，管道抵抗斷層變形的能力越大。由此可見，敷設管道應選用大直徑且型號低的管材。而UOE焊管厚壁大直徑的特點對于提高服役管線的抗震性能尤為重要。

圖2 直徑、徑厚比及材質與管道軸向最大拉應變的關系

由文獻[7]可知，輸氣管道輸送量與輸送壓力和管道直徑的關系如圖3所示，管線鋼強度級別對鋼管壁厚和質量大小的影響如圖4所示，結合管道設計準則可知，管道工程的大直徑、高壓輸送這一目標可以通過增加鋼管壁厚和鋼管強度來實現，而提高管線鋼的強度才是理想的選擇。這是因為提升管線鋼強度不僅可以減少鋼管壁厚和質量，節約鋼材成本，而且由于管徑和壁厚的減少可以產生許多連帶的經濟效益。

圖3 輸氣管線輸送量與輸送壓力和管道直徑的關系

圖4 管線鋼強度級別對鋼管壁厚和質量的影響

綜合文獻[2]、文獻[6]及文獻[7]的分析可見，城市燃氣管網的選型要綜合考慮管道的輸送壓力、管徑、壁厚及鋼級。從經濟和安全角度考慮，X65鋼管應用于城市燃氣管網其綜合性價比較高，因此有必要對該鋼級展開進一步的研究和分析。就歷史經驗來看，城市天然氣管網的長度為長輸天然氣主干線的5倍，質量比為3倍，再加上強勁的市場需求等因素，可以預見城市天然氣管網的市場前景看好。因此，寶鋼加強了針對城市燃氣管網的技術力量儲備及深入研究，致力于生產制造富于成本競爭優勢的經濟型城市天然氣管網用UOE焊管產品成為當前的客觀需要。

1.2 寶鋼UOE管在大應變管道設計方面的業績

國外埋地管道抗震設計早已采用以應變為基礎的設計方法。2003年10月8日美國正式發布了《管道以應變為基礎的設計》文件，該文件指出了基于應力設計方法，即

式中：t—鋼管壁厚；

Ф—設計系數；

σy—屈服強度；

p—工作壓力；

D—鋼管外徑；

σ—設計應力；

[σ]—許用應力。

基于應變的設計方法，即

式中：εd—設計應變；

εc—許用應變。

日本對輸氣管線的相關研究表明：土壤和地震對管線安全的最大威脅是軸向壓縮，會導致管道多在焊縫處破裂。在地震引起二級大地移動作用下明顯變形的情況發生時，為了使管線仍能保持輸送功能且不發生泄漏，日本環境保護廳為此做出規定，即

式中：εb—壓曲臨界（不發生斷裂）的應變量。

日本學者SUZUKI等人提出了JAP公式[8]，綜合考慮了管線的應變硬化指數n和管材的厚徑比t/D與εb的相關關系，即

并建議對于X65及其以下鋼級n值取0.11，X80 HD1和X80 HD2分別取0.06和0.09。中國燕山大學學者郭寶峰等人的研究[9]也證明了此觀點。

X60管線鋼的應變硬化指數n與應變的關系基于應變的管道強度設計方法于2004年引入我國，并在2008年西氣東輸二線工程穿越強震區和活動斷層段第一次得到工程應用實績。但由于當時國內相關技術儲備及研究還較匱乏，實際上大量使用的為進口日本JFE鋼廠的X80抗大應變UOE焊管，用量達上萬噸之多。由于當時寶鋼UOE大直徑焊管機組投產不久，僅于2009年 9月獨家供應了φ1 219 mm×22 mm的X80 HD1抗大應變焊管，用量僅為千噸級。這是中國國產第一批X80 HD1抗大應變焊管，正式拉開了中國抗大應變管線鋼管研究和技術應用的序幕。而后在2011年國內在中緬天然氣管線 （國內段）大規模應用了X70抗大變形管線鋼管，寶鋼UOE焊管機組供應了φ1 016 mm×17.5 mm/22 mm兩個規格1.1萬余噸，其力學性能如圖5所示。2012年在難度甚大的φ1 219 mm×26.4 mm規格X80抗大應變焊管的研究方面取得了突破性進展[10-11]，標志著國內對大應變管線鋼管的研究及生產水平趕上并達到了世界水平。

圖5 寶鋼UOE中緬管線X70HD鋼管管體力學性能

2 寶鋼對UOE板管力學性能的研究

UOE焊管產品全流程工序大致分為兩塊，一塊是制管，另一塊是供料（煉鐵、煉鋼、熱軋厚板），這種劃分是基于板管制造商，一般不是同一廠家乃至不在同一地區。宏觀來講，供料母材的性能直接決定了最終鋼管管體的性能，因此，供料設計和控制技術至關重要。在設計階段，對供料來說，首要目的是如何快速將用戶對鋼管的要求轉化為對熱軋厚板的要求，并科學地制定供料工序的一貫制控制工藝參數；在大生產階段，焊管工序希望前工序質量穩定、能夠快速交貨，方便其組織生產；也希望在生產緊急需要補料時前工序能快速響應。總之，制管工序（或管廠用戶）對供料有如下要求，即精（設計精準）和快（嚴格按照時間節點）。因此，對于管材和鋼管制造商來說，了解從鋼板到鋼管的強度變化并分析其原因都是非常重要的。

20世紀60年代以來，歐美及日本的鋼鐵制造商們采用了多種復雜的數學模型來預測主要合金元素和加工工藝參數對管材和鋼管力學性能的影響。最初，在鋼板和鋼卷領域采用多項線性回歸模型來預測板和卷的強度和韌性。以著名的Hall-Petch關系為基礎，屈服強度和韌性是各種強韌化機制的疊加，見式（6）。

式中：d—晶粒直徑；

σi—除晶粒尺寸外影響強度的各種因素，如固溶強化、析出強化、錯強化、織構等。

20世紀70年代，ORTONJ[12]提出了著名的關于管線鋼的化學成分對屈服強度、抗拉強度和DWTT試驗的吸收能的影響因素，見式（7）～式（9）。

20世紀80年代以來，管材生產者們想出很多方法來計算從管材到鋼管的強度變化，從試驗規模的制管數據到經驗統計技術、再到計算機模型。在熱軋機中，通常采用簡單的回歸分析方法，在管材抗拉強度或屈強比與鋼管的屈服強度之間建立起關系，來指導日常的生產操作。DOUGLAS G等人[13]設計了一個關于管材、鋼管性能及制管參數等的數據庫模型， 見式（10）～式（12）。

該模型或公式要具有說服力，往往要依賴于完備的大型數據庫系統體系的支撐，目前，僅限于個別大制造商（如歐洲鋼管、新日鐵或JFE等大型鋼鐵制造商）使用。當然這種方法的使用范圍受公式中各獨立參數范圍的制約，通常只適用于特定的（板或卷）軋機及相關焊管機組。但該方法能夠對基本要素的影響做出基本正確地預測（或者趨勢研判），故該方法仍在使用，并可以成功地運用于指導管材的合金設計和成本分析。

2.1 基于DOE技術的UOE板管力學性能研究

基于寶鋼UOE焊管機組投產5年多來的140余萬噸的管線業績及寶鋼管線鋼近30年來的生產制造一貫制技術積累，統籌兼顧考慮煉鋼化學成分、厚板軋制工藝（TMCP等）、焊管成型工藝參數等因素，并根據寶鋼城市燃氣管網工程項目的板管力學性能實績的綜合分析運用，以及參考國內外的相關專家學者等的經驗關系（公）式等，本研究嘗試運用試驗設計（DOE）方法中的夏寧變量搜索法和混料回歸分析法，對X65鋼UOE板管力學性能的優化配置進行初步的探索和研究。

2.1.1 夏寧（D－shainin）試驗設計的變量搜索法

試驗設計（DOE）是以概率論與數理統計為理論基礎[14]，經濟科學地制定試驗方案以便對試驗數據進行有效統計分析的數學理論和方法。試驗設計研究如何合理而有效地獲得數據資料[15]、安排試驗，然后進行綜合科學的分析，同時研究多個輸入因素對輸出的影響，從而獲得影響試驗結果的關鍵因素及最優方案。建立DOE矩陣的常用設計方法有：因子設計、正交數組試驗、中心組合設計、D優化和LATIN法。在上述過程中，試驗設計過程所需要進行的試驗次數會隨著因子數的增加而成幾何級的遞增，如全因子設計有4個因子，而每個因子各有2個水平，則有24即16個組合，這意味著要做16次試驗。這種情況是切實可行的。但如果有10個因子，各有2個水平，將會有210個組合（即1 024次試驗）。這個過程不僅需要成本投入，最重要的是產品投入市場或改進周期的延遲，常常會造成市場機會的流失。

圖6 夏寧（D-shainin）DOE設計中的變量搜索法

本研究引入夏寧（D-shainin）試驗設計（DOE）方法中的變量搜索法，其工作原理如圖6所示。對DOE中重要因子（本研究主要針對厚板的控軋控冷TMCP工藝參數）進行篩選和交互作用分析。該方法具有試驗數量較少的優勢，甚至對于10個因子最多只進行26次試驗，同時還可對所有的主效應和全部二階、三階和大多數四階的交互影響效應進行簡單的分離。此外，該方法比經典法和田口法更節省試驗費用[16]。

變量搜素法可大致分為4個階段：①球場/界定試驗因子，決定試驗用的每個變量是否正確有效；②分離重要和非重要因子，將重要變量從非重要變量中分離并消除非重要變量及其相關的交互影響；③求校運算，驗證重要變量是重要的，而非重要變量是非重要的；④析因分析，對重要變量及其有關的交互影響的大小和期望水平進行量化。

2.1.2 管線設計要考慮的約束條件

管線設計時需要重點關注和考慮一些約束條件，即頂點構造的邊界。

2.1.2.1 冶金成分方面的約束條件

自20世紀60年代以來，隨著油氣管道輸送壓力和直徑的增大，對管線鋼的強度級別要求也越來越高，于是開始采用高強度低合金鋼代替普碳鋼，并通過控制軋制和控制冷卻技術進一步提高材料的強韌性。這類鋼中，C的質量分數一般≤0.02%，合金元素的質量分數一般在3%～5%。隨著管線鋼的進一步發展，到20世紀60年代末70年代初，美國石油組織在API SPEC 5LX和API SPEC 5LS中提出了微合金控軋鋼X56，X60及X65系列，這類鋼突破了傳統鋼的設計理念，C的質量分數一般在0.10%～0.14%，鋼中加入質量分數≤0.20%的Nb，V和Ti等合金元素，并通過控軋工藝使鋼的力學性能得到顯著改善。到1973年和1985年，API標準中又相繼增加了X70和X80鋼，C的質量分數降到0.01%～0.05%，碳當量相應地降到0.37%以下，開發出了真正現代意義上的多元微合金化控軋控冷管線鋼。

從20世紀90年代初開始，對管線鋼較高的低溫韌性、良好的現場自動焊性能要求促使鋼的碳當量逐漸降低，從而對鋼的成分設計提出了更嚴格的限制。例如，酸性介質條件促進低C，S和高潔凈度技術；高韌性的需要促進低C，S，P和潔凈鋼技術；高強度和大應變等需求促進微合金化、合金化、低溫軋制和加速冷卻技術等。基于材料易焊接性能的考量，提出了鋼的冷裂紋硬化因子Hmax指標；而為了避免管線鋼冷裂紋的產生，允許最大硬度一般為260 HV10。目前國外管線通常要求碳當量CEIIW小于0.40%或碳當量CEpcm小于 0.20%[17]。

API等國際管線技術規范對管線鋼焊接裂紋控制的相關要求及約束條件如下[17]：

2.1.2.2 厚板TMCP工藝及物流方面的約束條件

從冶金學原理角度分析，含Nb微合金化鋼最合適的軋制工藝是熱機械處理（TMCP）工藝，即采用奧氏體再結晶區、未再結晶區或奧氏體與鐵素體兩相區的三階段控制軋制[18-21]和軋后控制冷卻條件來控制奧氏體的組織形態、相變條件、碳氮化物析出行為、相變后鋼的組織和性能，控制軋制三個階段及組織變化如圖7所示[18-20]，控制軋制與控制冷卻技術如圖8所示[21]。控制軋制的主要工藝參數有：板坯加熱溫度、板坯加熱時間、軋鋼變形量、精軋開軋溫度、中間坯厚度和終軋溫度；控軋冷卻的主要工藝參數有：冷卻速度、始冷溫度和終冷溫度。控制軋制中各種因素的相關關系如圖9所示[22]。

圖7 控制軋制的三個階段及組織變化

圖8 控制軋制與控制冷卻技術示意圖

圖9 控制軋制中各種因素的相關圖

為確保微合金元素Nb和V在奧氏體中能充分固溶，即保證再結晶區域中的奧氏體晶粒足夠細化，就需要合理的選擇加熱溫度及加熱時間。選擇軋鋼變形量時也要考慮由于存在再結晶區域、部分再結晶區域和未再結晶區域的影響。為細化鐵素體晶粒，在γ再結晶區進行多道次大變形 （每道次變形量必須大于再結晶臨界變形量）高溫粗軋，通過形變/再結晶反復進行使奧氏體晶粒充分細化（同時須保證粗軋結束時處于完全再結晶區，防止混晶），總形變量以40%左右為最佳[23]。TMCP與普通軋制的相關工藝對比如圖10所示[13]。

日本住友極地管線鋼的相關研究表明，針對管線鋼優良的強韌性，相關的加熱溫度及熱軋軋制溫度存在一個 “最優區域”。住友極地管線鋼希望性能軋制條件的最優區域如圖11所示[24]。

圖10 TMCP與普通軋制的相關工藝對比簡圖

同時針對含Nb微合金鋼軋制溫度控制的一些經驗公式等也構成管線設計的一些約束條件，共同影響頂點的構筑。據科恩M等人[20]的研究，有關控軋溫度控制的幾組經驗公式見式（17）～式（19）。

圖11 住友極地管線鋼希望性能軋制條件最優區域

此外，針對X65管線鋼厚板的軋制工藝方法有多種選擇，既可以采用兩階段控軋，即再結晶區開軋和再結晶區終軋，終軋溫度高于Ar3；也可以采用三階段控軋，比兩階段控軋工藝增加了一個γ-α兩相區的軋制，而且其后的控制冷卻形式也具有多樣性 （即可以空冷也可以ACC等），可依據各個寬厚板廠的設備、軋制條件、板厚板寬 （軋制難易程度）乃至于物流及產能等多方面因素的綜合考量而擇優選取。

自20世紀70年代開始，國外寬厚板廠采用多塊鋼板交叉軋制方式以減少軋機待機的時間，提高產量，因厚板中間坯需待溫冷卻，后階段須在規定的溫度范圍內軋制且累計壓下率也有特殊要求。代表目前世界厚板軋機工藝裝備最高水平的德國迪林根寬厚板廠就采用雙機架多塊板坯三階段控制軋制工藝生產管線鋼[25-26]。

2.1.3 混料設計極端頂點構造法

采用兼有上下界約束的混料試驗極端頂點設計方法，以寶鋼的UOE機組生產的L450MB （X65）鋼φ813 mm×11.9 mm/15.9 mm規格的某城市燃氣管網項目為例，研究了成分變化對厚板軋制溫度、UOE成型參數及X65管線管板、鋼管拉伸和沖擊性能變化的交互關系等影響規律，為后續X65板管力學性能優化配置的研究應用提供一定的實踐經驗和理論依據。

試驗設計分為兩組（A和B），均以微合金化的C-Mn-Si鋼為基礎，A組合單獨添加Nb，B組合添加Nb和Mo。混料設計極端頂點構造表見表1，基于API管線設計原則的各分量約束條件見表2。考慮薄壁及小直徑管等因素，結合前期生產其他相近規格的生產實績，此項目所有管料采用1.1%左右的擴徑率，并采用中等水平0.25%以下的壓縮率進行，以期保證鋼管強韌性指標優良的同時實現高的橢圓度控制目標[27-28]。

表1 混料設計極端頂點構造表

表2 基于API管線設計原則的各分量約束條件

2.2 試驗結果與分析

L450MB（X65）鋼 φ813 mm×11.9 mm/15.9 mm板管的力學性能如圖12所示。

從圖 12（a）～圖 12（c）的拉伸試驗結果可以看出，試驗設計的兩組（A和B）成分的板材制管后的拉伸性能均滿足相關技術要求。B組11.9 mm厚板管性能的變化趨勢更明顯，即由板到管的屈服強度降低更明顯，而對應的A組11.9 mm厚板管屈服強度的變化基本不大。15.9 mm厚板僅安排A組生產，其板管屈服強度變化也不明顯。A組和B組板管抗拉強度的變化也不太明顯。

從圖 12（d）～圖 12（f）的沖擊試驗結果可以看出，試驗設計的兩組（A和B）成分的板材制管后的沖擊性能均滿足相關技術要求，且有較大的富裕量。A組和B組板材經UOE制管后，由板到管的塑性損失均較大，11.9 mm厚的B組降低51 J、A組降低108 J，15.9 mm厚的A組降低114 J。

從圖 12（g）～圖 12（i）的 DWTT 試驗結果可以看出，試驗設計的兩組 （A和B）成分的板材制管后的DWTT性能均滿足相關技術要求，且都達到了92%以上的高水平。由板到管的剪切面積均值有所上升，主要考慮板管試驗溫度的10℃的差異等因素。極端頂點設計方案以及結果（管體拉伸性能）見表3。

采用二階段多項式回歸模型，用最小二乘法得到各回歸系數，并結合統計分析MINITAB軟件進行檢驗分析，最終獲得表4中的有關X65板管力學性能的預測方程。

圖12 L450MB（X65）鋼φ813 mm×11.9 mm/15.9 mm板管力學性能分布圖（均值的95%置信區間）

表3 極端頂點設計方案及結果（管體拉伸性能）

表4 X65板管力學性能預測方程及方差分析

3 結 語

（1）伴隨中國城鎮化進程清潔能源替代戰略的推進，城市燃氣管網將迎來新一輪的發展。而城市燃氣管網的設計思路由基于應力設計向基于應變設計是未來的發展趨勢。UOE焊管的工藝技術特性表明其是城市燃氣管網管型的最優選擇，且X65鋼能很好地平衡城市燃氣管網的經濟性和安全性。

（2）將試驗設計（DOE）技術引入UOE焊管板管力學性能的配置和優化中，采用夏寧變量搜索法和混料設計回歸分析法，以某城市燃氣管網的生產制造實績為應用對象，初步分析了影響X65鋼板管力學性能的關鍵因素，并嘗試推導了板管力學性能的預測方程，以實例分析和驗證了該方法的有效性和可行性。

（3）對UOE焊管板管力學性能的工藝研究過程中運用DOE方法可以實現對試驗設計、模型建立、過程優化控制和工藝參數預測等的高效深入研究，并取得良好的效果，初步顯示了DOE方法在板管力學性能研究應用中的優越性。隨著后期相關研究的不斷發展，變量搜索及混料設計等主要方法在板管力學性能研究中的應用將會越來越廣泛，兼之與神經網絡及遺傳算法等其他最優化方法相結合，一定能夠促進對UOE焊管板管力學性能的最優化過程研究的持續改進及提高。

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