HFW焊管高溫力學性能和熱物理性能分析*

黃曉輝，畢宗岳，黃曉江，李博峰，余 晗

（1.國家石油天然氣管材工程技術研究中心，寶雞721008；2.寶雞石油鋼管有限責任公司 鋼管研究院，寶雞721008）

HFW焊管高溫力學性能和熱物理性能分析*

黃曉輝1,2，畢宗岳1,2，黃曉江1,2，李博峰1,2，余 晗1,2

（1.國家石油天然氣管材工程技術研究中心，寶雞721008；2.寶雞石油鋼管有限責任公司 鋼管研究院，寶雞721008）

針對某80鋼級HFW焊管在井下作業過程中需承受不同高溫下的服役環境，通過EBSD相機分析管體微觀組織，測試獲得了該焊管試樣幾個典型溫度下的強度變化規律及彈性模量－溫度曲線、熱膨脹-溫度曲線及導熱系數-溫度曲線等。結果表明，試樣在300℃左右表現出較高的強度，在600～900℃時，楊氏模量和剪切模量降低速度較快；試樣開始相變溫度Ac1=759℃，相變轉變結束溫度Ac3=860℃，導熱系數在700℃時出現極低值23.3 W/m·K。通過測試研究管體的高溫力學性能和熱物理性能，可為某80鋼級HFW焊管在高溫下的實際生產和井下安全服役提供作業參考。

焊管；HFW；高溫力學性能；熱物理性能

目前，HFW高頻焊管正趨于向高鋼級、厚壁、高性能、高品質方向發展，其使用也從陸地向海洋以及特殊的酸性環境擴展[1-3]。發達國家著力于拓寬HFW焊管的使用領域，北美側重開發HFW油井管，日本和韓國幾乎全面開發HFW焊管的應用范圍，其中韓國的HFW焊管占焊管總產量90%以上。日本已將HFW焊管用于深井、含硫井、低溫（高寒）井和某些高抗擠井用套管，以及深海海底用的輸送油氣管[4－5]。管體需承受拉、壓、扭、彎、脹等各種復合載荷[6-8]，而且還需在井下高溫情況下承受H2S，CO2和Cl-等介質的腐蝕，服役條件惡劣，失效形式也多種多樣，大大降低了作業的安全性[9-10]。筆者主要通過對某80鋼級HFW焊管的熱力學和熱物性參數等方面進行了基礎研究，對不同溫度條件下試樣的熱力學和熱物理性能進行了測試分析，以便為80鋼級HFW焊管在高溫下的安全服役提供參考。

1 試驗材料及試驗方法

選用某80鋼級HFW焊管管體進行試驗。首先，采用日本島津PDA-7000直讀光譜儀對試驗鋼進行化學成分分析，分析結果見表1。試驗鋼通過降C，降低對韌性的不利影響和帶狀組織，并通過合金元素Mn和Mo的作用來抑制先共析鐵素體轉變，通過TMCP和快冷來獲得具有高位錯密度的針狀鐵素體和低碳貝氏體組織；適量添加Nb和V等合金元素，強化基體，以得到高強度、高韌性及優良的焊接性能；添加Cr、Cu等元素以提高耐蝕性[11]。

采用美國易達克斯EBSD相機分析管體試樣的微觀組織、有效晶粒尺寸及晶界角。圖1所示是試驗鋼的EBSD分析圖。圖1（a）是晶粒圖像品質圖，反應了試樣的形貌、晶界和比較小的應力分布，試驗鋼經過軋制變形拉長后，晶粒細小且有很多尺寸很小的亞結構；圖1（b）是晶粒取向圖，晶界取向差小于15°的相鄰晶粒顯示為同一種顏色，相同顏色的區域為一個晶體包[12]，對取向差大于15°的晶粒（即有效晶粒）尺寸進行統計，平均晶粒直徑6.4 μm，且晶體包內具有較多的亞晶和小角度晶界。有效晶粒尺寸越小，外來載荷可以由更多的晶粒來分擔，從而減小應力集中，使裂紋不容易產生，對其韌性越有利[6]；圖1（c）是試驗鋼 3 個指數面（001）、（101）及（111）的織構極圖。圖中數字表示取向密度值，以完全無擇優取向時不同方向的取向密度為1，則取向密度大于1表示試樣中接近這一取向的晶粒體積大于無擇優取向時具有該取向的晶粒的體積。取向密度小于1的意義相反。圖1（d）是試驗鋼晶界取向差頻度分布圖，可見試驗鋼的晶界取向差平均26.8°， 晶界取向差分布主要集中在 2°～15°和 45°～60°，晶界取向差在15°～45°的晶粒較少。這與立方晶系的對稱性及試樣的熱軋變形有關[8]。由于晶界取向差大于15°的晶粒對裂紋擴展才能起到有效的阻礙作用，通過計算可得大角度晶界所占比例57.1%，在斷裂中對裂紋擴展起到有效阻礙作用的是大角度晶界，可有效阻止裂紋擴展。

圖1 試驗鋼的EBSD分析

2 試驗結果及分析

2.1 高溫拉伸強度性能分析

在25℃、100℃、300℃、500℃、700℃、900℃和1 100℃不同高溫下對試樣進行強度性能測試。溫度與強度的關系曲線如圖2所示，溫度與屈強比及延伸率關系如圖3所示。從圖2和圖3可看出，隨著拉伸溫度的升高，屈服強度和抗拉強度都整體呈降低趨勢，但在300℃屈服強度和抗拉強度卻不降反升。高溫下，屈強比有比較復雜的變化趨勢，但整體都比較低，屈強比在700℃時具有極大值，而塑性延伸率在700℃以上，延伸率都大于60%，是試樣良好高溫延塑性區域，試樣出現裂紋的幾率較小。

圖2 溫度與強度的關系曲線

圖3 溫度與屈強比及延伸率關系曲線

在常溫環境下，試驗鋼中刃位錯由于被C和N（或第二相質點）釘扎，形成Cottrell氣團，表現出較低的塑性和較高的強度。在300℃左右，由于C和N原子的擴散速度增加較快，趕上了位錯的滑移速度，在該溫度做拉伸試驗，發生了C和N原子對位錯的反復釘扎－脫釘－釘扎，再加上由于在體心立方鐵中，Si、Ni和Mn在250℃以上能產生固溶強化，位錯密度變大，強度提高，塑性和韌性下降，導致300℃時強度異常。根據SUZUKI Hirowo U等的研究[13]，鋼在持續升溫下的相變，實際上已失去了它的所有強度。

2.2 高溫彈性模量試驗分析

彈性模量是描述管體彈性的一個物理量，是應力-應變曲線上線性段的應力與應變的比值，反映了鋼材抵抗變形的能力，它包括楊氏模量和剪切模量等。進行彈性性能的測試，升溫速率為5℃/min，測試氣氛為高真空。測試采用動態測量方法－敲擊共振法，即通過觸發敲擊使試樣產生振動，探測系統采集的振動信號經數據處理獲得其共振頻率，經計算得到試樣的彈性性能。計算公式見式（1）～式（3）。

式中：E—楊氏模量，GPa；

G—剪切模量，GPa；

m—試樣質量，g；

l—試樣長度，mm；

燃氣企業因為受到自身特性的影響，在開展財務信息化建設工作時，根據需要可以將不同地點、區域具有共性較強的、重復率高的、易于標準化和流程化的財務業務或職能從分、子公司中剝離出來，之后將其融合到信息平臺中，實現信息傳遞和共享。只有這樣，才能將規模效應以及協同效應充分發揮，減少財務運行成本，提升財務運營效率以及服務質量，從而降低財務運行風險，給燃氣企業的健康發展營造良好的條件。

b—寬度，mm；

t—厚度，mm；

ff—固有彎曲共振頻率，Hz；

ft—固有扭曲共振頻率，Hz；

T1，T2—修正系數；

μ—泊松比。

圖4所示為不同溫度下楊氏模量和剪切模量變化規律。

圖4 不同溫度下楊氏模量和剪切模量變化規律

由圖4可以看出，隨著溫度的升高材料的楊氏模量和剪切模量也隨著減??；在0～500℃，楊氏模量和剪切模量降低速度相對較慢，溫度每升高100℃，彈性模量下降3%～6%；600～900℃楊氏模量和剪切模量降低速度變快，主要是由于在900℃附近時，試樣的相變和磁性轉變，產生了模量軟化。

泊松比是垂直于加載方向的線應變與平行加載方向的線應變比值，表征材料變形與剪切變形的關系。圖5為不同溫度下泊松比變化規律。

由圖5可以看出，隨著溫度的升高，試樣的泊松比增大；在500℃以后泊松比迅速增大；在800℃以上，α-鐵素體向面心立方奧氏體轉變完后，試樣的泊松比會隨著溫度的升高又呈現出減小趨勢。

圖5 不同溫度下泊松比變化規律

2.3 高溫管體膨脹系數試驗分析

采用膨脹儀，精確測定在室溫到1 535℃（熔點溫度）連續升溫下的膨脹量和膨脹系數。圖6為不同溫度下管體膨脹量變化規律。從圖6可以看出，升溫過程中，試樣長度隨著溫度的升高呈近似線性增大，第一個轉折點759℃是體心立方的α-Fe轉變，為面心立方結構的γ-Fe開始轉變的溫度點（Ac1點），由于固相轉變后的奧氏體組織致密度大于轉變前的鐵素體和珠光體組織致密度，且組織結構轉變引起的長度減小量大于溫度升高導致的熱膨脹長度，總體表現為試樣長度收縮。當鐵素體完全轉變為奧氏體后，即組織結構轉變完成時，試樣膨脹量處于第二個轉折點860℃（Ac3點），此后的膨脹增量僅來源于奧氏體組織隨溫度變化發生的膨脹效應，呈線性增長，直到1 535℃到達熔點熔化。

圖6 不同溫度下管體膨脹量變化規律

圖7為不同溫度下管體線膨脹系數變化規律。隨著溫度的升高，原子點陣常數發生變化，原子間距離漸變及新舊兩相結構不同，導致線膨脹系數增量不一致，各相組織熱膨脹系數不同極易產生管體內應力[14]，作業時需避免熱膨脹系數比較低的相變點。

圖7 不同溫度下管體線膨脹系數變化規律

2.4 高溫管體導熱系數試驗分析

一般固體導熱的能量轉移是依靠晶體的振動和自由電子的運動來完成的，溫度升高電子無規則運動加劇，不利于導熱。表2為精確測定管體試樣在不同溫度下管體熱擴散系數及比熱容變化規律。由表2可看出，管體熱擴散系數隨著溫度升高，先減后降，但在700℃時，達到極小值，為0.04 cm2/s。比熱容隨溫度的升高先升高后下降，但在700℃時，達到極大值737 J/kg·K，這都與明顯的晶型轉變有關。由于管體在700℃附近正在發生相變，該相變是吸熱過程，產生附加比熱容，使得比熱容在該溫度區間內發生了突變。而且700℃以上還會發生有序-無序轉變，鋼的鐵磁性消失，產生附加比熱容，這時試樣的比熱容出現峰值。

表2 不同溫度下管體熱擴散系數及比熱容變化規律

選用激光閃光法測量材料導熱系數λ，計算公式為

式中：λ—導熱系數；

a—熱擴散系數；

CP—比熱容；

ρ0—體積密度。

先測得管體常溫體積密度為7 920 kg/m3，然后試驗測量出試樣的熱擴散系數和比熱容，即可計算出不同溫度下材料的導熱系數[15]，如圖8所示。

圖8 不同溫度下管體導熱系數變化規律

3 結 論

（1）高溫力學性能測試表明，在試驗溫度范圍內，試樣在300℃左右表現出較高的強度；700℃以上時，延伸率均在60%以上，具有良好的熱塑性，但強度較低。

（2）隨著溫度的升高，試樣的彈性模量減小，在600～900℃時，楊氏模量和剪切模量降低速度較快，此時泊松比超過了0.5。

（3）通過熱膨脹測試得到了試樣開始相變溫度Ac1=759℃，相變轉變結束溫度Ac3=860℃，這一溫度區域熱穩定性較差，存在晶型轉變與相變，管體易產生失效，并測得試樣熔點溫度為1 535℃。

（4）導熱系數一般隨著溫度的升高而升高，不利于導熱，但在700℃時，試樣發生相變以及鐵磁物質的比熱容在居里點溫度附近就會有明顯的變化，導熱系數出現極低值23.3 W/m·K。

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Analysis of High-temperature Mechanical Properties and Thermo-physical Property of HFW Pipe

HUANG Xiaohui1,2， BI Zongyue1,2， HUANG Xiaojiang1,2， LI Bofeng1,2， YU Han1,2
（1.Chinese National Engineering Research Center for Petroleum and Natural Gas Tubular Goods，Baoji 721008,Shaanxi,China;2.Steel Pipe Research Institute of Baoji Petroleum Steel Pipe Co.,Ltd.,Baoji 721008,Shaanxi,China）

Some 80 grade HFW pipe should bear different high temperature service environment in the process of downhole operation,combined with microstructure analysis of electron back-scatter diffraction（EBSD）,through tests the strength change rule for welded pipe sample under several typical temperature,the modulus of elasticity-temperature curve,the thermal expansion-temperature curve,the coefficient of thermal conductivity-temperature curve and so on were obtained.The results showed that the sample exhibits higher strength at about 300 ℃,the Young’s modulus and shear modulus reduce fast at 600～900℃.The start phase transition temperature of the sample Ac1=759℃,the end phase transition temperature Ac3=860℃.At 700℃,the thermal conductivity minimum value appears 23.3 W/m·K.After testing high-temperature mechanical properties and thermo-physical property of HFW pipe,which can provide references for actual production and safe operation under high temperature for some 80 grade HFW pipe.

welded pipe;HFW;high-temperature mechanical properties;thermo-physical property

TE973.1

A

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.01.001

國家科技支撐計劃“高強度耐腐蝕油井管用鋼生產技術”（項目號2011BAE25B04）。

黃曉輝（1980—），男，碩士，工程師，主要從事管材開發及理化性能分析工作。

2015－06－03

李紅麗