X65MO小直徑厚壁HFW海底輸送管研制

孫磊磊，屈獻(xiàn)永，鄭 磊

（寶山鋼鐵股份有限公司中央研究院，上海 201900）

1 概 述

油氣輸送海底管線（以下簡(jiǎn)稱海管）服役中需承受內(nèi)壓、外壓、軸向力、彎矩、潮汐等多種載荷的聯(lián)合作用，一旦破損泄漏就會(huì)造成嚴(yán)重的后果，因此對(duì)海底管線的安全性要求更高。相對(duì)于陸地管線，通常海底管線設(shè)計(jì)采用的壁厚更大，技術(shù)要求也更加嚴(yán)格[1-3]。

海管在管型選擇上主要有直縫埋弧焊管、高頻焊管（HFW）、無(wú)縫管等，其中，HFW 焊管具有高尺寸精度和經(jīng)濟(jì)性優(yōu)勢(shì)，在淺海區(qū)域海管工程中應(yīng)用廣泛[4-6]。HFW 海管常采用雙層管設(shè)計(jì)，其內(nèi)管具有小直徑、厚壁特點(diǎn)，厚徑比較大，常用規(guī)格厚徑比見表1。對(duì)于厚徑比在0.04 以上的HFW焊管，材料在制管冷成型過(guò)程中會(huì)發(fā)生較大的塑性變形和加工硬化，屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比顯著上升，之后在定徑工序，鋼管徑向受壓，縱向受拉伸變形，導(dǎo)致縱向屈強(qiáng)比進(jìn)一步上升，同時(shí)縱向均勻延伸率下降。因此，縱向屈強(qiáng)比的控制一直是大厚徑比HFW海管的難點(diǎn)之一[7-10]。

表1 HFW海管典型規(guī)格的厚徑比

常用的海管技術(shù)規(guī)范主要有API SPEC 5L附錄J 和DNVGL-ST-F101，此外，IOGP 組織發(fā)布的IOGP S-616 最新版技術(shù)規(guī)范對(duì)海管部分增加了較多特殊要求。上述技術(shù)規(guī)范對(duì)海管屈強(qiáng)比的要求見表2，表2 中API SPEC 5L 2018 附錄J 是最基礎(chǔ)的海管規(guī)范，縱向性能依協(xié)議而定，無(wú)強(qiáng)制要求；2005 版DNV-OSF101 要 求 海 管 縱 向 屈 強(qiáng) 比≤ 0.94；2017 版DNVGL-ST-F101 要求海管縱向屈強(qiáng)比≤ 0.93，但僅要求在MPQT 時(shí)進(jìn)行檢驗(yàn)；2019 版的IOGP S-616 則最為嚴(yán)格，要求海管縱向屈強(qiáng)比≤ 0.93，縱向均勻延伸率≥ 6%，并作為工業(yè)批量生產(chǎn)的常規(guī)檢驗(yàn)項(xiàng)目。

表2 行業(yè)技術(shù)規(guī)范對(duì)海管屈強(qiáng)比的要求

通過(guò)研究成分設(shè)計(jì)、冷卻工藝對(duì)海管用X65MO 管線鋼卷板組織和性能的影響，采用縱向預(yù)拉伸的試驗(yàn)方法，模擬HFW 制管過(guò)程中縱向變形后的拉伸性能演變規(guī)律，進(jìn)一步通過(guò)工業(yè)試制，開發(fā)了X65MO 大厚徑比HFW海管。

2 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)用三種X65MO 管線鋼成分設(shè)計(jì)見表3。1#成分含有0.075%C，并添加了V 元素；2#成分在1#成分的基礎(chǔ)上降低C、Mn 含量，增加了Cr；3#成分在2#成分的基礎(chǔ)上去掉了V元素。

表3 試驗(yàn)鋼化學(xué)成分設(shè)計(jì)

采用500 kg真空感應(yīng)熔煉爐進(jìn)行冶煉，并澆鑄成250 mm厚度軋鋼坯料，隨后在實(shí)驗(yàn)室中試機(jī)組進(jìn)行軋制。第一組試驗(yàn)采用了3種不同成分、相同工藝制備試驗(yàn)鋼，研究成分對(duì)組織性能的影響；第二組試驗(yàn)采用相同成分、不同冷卻工藝制備試驗(yàn)鋼，研究工藝對(duì)組織性能的影響。兩組試驗(yàn)的冷卻工藝見表4。目標(biāo)厚度15.9 mm，試驗(yàn)鋼板經(jīng)層流冷卻，進(jìn)入卷取爐保溫后緩冷，以模擬熱軋板卷的緩冷過(guò)程。對(duì)試驗(yàn)鋼進(jìn)行顯微組織、橫向拉伸、縱向拉伸試驗(yàn)，并通過(guò)預(yù)拉伸模擬HFW制管縱向變形后拉伸性能的演變規(guī)律。

表4 試驗(yàn)鋼冷卻工藝參數(shù)

3 試驗(yàn)結(jié)果及討論

3.1 成分對(duì)組織性能的影響

3.1.1 顯微組織

第一組試驗(yàn)鋼的工藝相同，均采用了較高的卷取溫度570 ℃，金相組織如圖1 所示。從圖1 可以看出，試驗(yàn)鋼組織均為多邊形鐵素體+珠光體，其中，C 含量相對(duì)較高、不含Cr 元素的1-0#試驗(yàn)鋼中珠光體含量最多，其鐵素體晶粒尺寸也略大于2-0#試驗(yàn)鋼和3-0#試驗(yàn)鋼。

圖1 第一組試驗(yàn)鋼金相組織

3.1.2 拉伸性能

表5 為第一組試驗(yàn)鋼橫向拉伸性能。2-0#試驗(yàn)鋼相對(duì)1-0#試驗(yàn)鋼，C、Mn含量略降，添加了Cr，屈服強(qiáng)度上升20 MPa左右；3-0#試驗(yàn)鋼相對(duì)于2-0#試驗(yàn)鋼去掉了V元素，屈服強(qiáng)度下降，與1-0#試驗(yàn)鋼較為接近。

表5 第一組試驗(yàn)鋼橫向拉伸性能

本研究重點(diǎn)關(guān)注縱向拉伸性能，尤其是縱向屈強(qiáng)比，分別檢驗(yàn)了試驗(yàn)鋼軋態(tài)縱向拉伸性能，以及縱向預(yù)拉4%、6%、8%后的拉伸性能，以模擬HFW制管過(guò)程的縱向變形，結(jié)果如圖2所示。

圖2 第一組試驗(yàn)鋼縱向預(yù)拉伸后的拉伸性能對(duì)比

軋態(tài)鋼板經(jīng)縱向預(yù)拉伸后，縱向強(qiáng)度隨預(yù)拉伸量的增加而逐步上升，其中屈服強(qiáng)度上升幅度明顯高于抗拉強(qiáng)度，進(jìn)而導(dǎo)致屈強(qiáng)比上升，而均勻延伸率則隨著預(yù)拉伸量的增加而逐步減小。1-0#試驗(yàn)鋼軋態(tài)和預(yù)拉伸后的屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比最低，均勻延伸率則最高，預(yù)拉伸6%后，屈強(qiáng)比為0.93；3-0#試驗(yàn)鋼屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比略高于前者，均勻延伸則略低；2-0#試驗(yàn)鋼屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比最高，預(yù)拉伸6%后，屈強(qiáng)比達(dá)到0.95，均勻延伸率則最低。由此可見，提高C含量有利于降低屈強(qiáng)比，添加V則略提高了屈強(qiáng)比。

3.1.3 沖擊韌性

管線鋼行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的沖擊試驗(yàn)通常引用ASTM A370標(biāo)準(zhǔn)，采用的是KV8錘頭，但在本試驗(yàn)中，由于KV8沖擊力過(guò)高，無(wú)法有效對(duì)比試驗(yàn)鋼的沖擊功差異，故而采用了KV2 錘頭進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，結(jié)果見表6。三種成分試驗(yàn)鋼均具有較好的低溫沖擊韌性，-40 ℃低溫下的沖擊功均在200 J 以上，對(duì)比可見，1-0#試驗(yàn)鋼的沖擊功略低于2-0#和3-0#試驗(yàn)鋼，這主要是由于其C 含量相對(duì)更高，顯微組織中珠光體含量也高于后兩者。

表6 第一組試驗(yàn)鋼沖擊韌性

3.2 冷卻工藝對(duì)組織性能的影響

3.2.1 顯微組織

圖3 為第二組試驗(yàn)鋼的金相組織。430 ℃低溫卷取工藝制備的1-1#試驗(yàn)鋼組織以粒狀貝氏體為主，晶粒細(xì)小；520 ℃卷取、高冷速工藝制備的1-2#試驗(yàn)鋼的組織為鐵素體+粒狀貝氏體+珠光體，其鐵素體晶粒尺寸較為細(xì)小；520 ℃卷取、低冷速工藝制備的1-3#試驗(yàn)鋼的組織為鐵素體+珠光體，其多邊形鐵素體的含量和晶粒尺寸均大于1-2#；570 ℃高溫卷取工藝制備的1-4#試驗(yàn)鋼組織為鐵素體+珠光體，其鐵素體晶粒尺寸略大于其他兩種試驗(yàn)鋼。

圖3 第二組試驗(yàn)鋼金相組織

3.2.2 拉伸性能

圖4為第二組試驗(yàn)鋼的橫向拉伸性能。在冷速相近的情況下，1-1#、1-3#、1-4#試驗(yàn)鋼的橫向屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度隨著卷取溫度升高而下降。而采用520℃卷取溫度、高冷速工藝制備的1-2#試驗(yàn)鋼，其屈服強(qiáng)度明顯高于相同卷取溫度、低冷速工藝制備的1-3#試驗(yàn)鋼，而且其強(qiáng)度與430 ℃低溫卷取的1-1#試驗(yàn)鋼較為接近。由此可見，卷取溫度和冷速均會(huì)影響試驗(yàn)鋼強(qiáng)度，而冷速的影響效果更為明顯。

圖4 第二組試驗(yàn)鋼橫向拉伸性能

對(duì)第二組試驗(yàn)鋼的軋態(tài)、預(yù)拉伸4%、預(yù)拉伸6%、預(yù)拉伸8%試樣分別進(jìn)行縱向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果如圖5所示。整體來(lái)看，隨著縱向預(yù)拉變形量的增加，試驗(yàn)鋼縱向屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比快速上升，抗拉強(qiáng)度上升幅度較小，均勻延伸率則顯著下降，與第一組試驗(yàn)鋼規(guī)律一致。對(duì)比不同卷取溫度的1-1#、1-3#、1-4#試驗(yàn)鋼可以發(fā)現(xiàn)，卷取溫度較高的試驗(yàn)鋼，預(yù)拉伸變形狀態(tài)下表現(xiàn)出相對(duì)較低的縱向屈強(qiáng)比，同時(shí)也具有較高的均勻延伸率，即1-4#試驗(yàn)鋼在本組試驗(yàn)中表現(xiàn)出最低的屈強(qiáng)比和最高的均勻延伸率。而對(duì)比采用不同冷卻速度、相同卷取溫度的1-2#和1-3#試驗(yàn)鋼數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，低冷速工藝的1-2#試驗(yàn)鋼表現(xiàn)出相對(duì)較低的屈強(qiáng)比和較高的均勻延伸率。

圖5 第二組試驗(yàn)鋼縱向預(yù)拉伸后的拉伸性能對(duì)比

圖6 為1-1#試驗(yàn)鋼和1-4#試驗(yàn)鋼軋態(tài)試樣和縱向預(yù)拉伸后試樣的縱向拉伸曲線。1-1#和1-4#試驗(yàn)鋼的軋態(tài)試樣拉伸曲線均有較明顯的屈服平臺(tái)，預(yù)拉伸后兩者的屈服平臺(tái)均消失，屈服點(diǎn)明顯上升，均勻延伸率下降，隨著預(yù)拉伸量進(jìn)一步增加至6%和8%，拉伸曲線的屈服點(diǎn)進(jìn)一步上升，均勻延伸率則進(jìn)一步下降。對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，1-1#試驗(yàn)鋼軋態(tài)拉伸曲線的屈服平臺(tái)末端對(duì)應(yīng)的應(yīng)變量為2.5%，1-4#試驗(yàn)鋼則為3.8%。在屈服平臺(tái)階段，應(yīng)變?cè)黾樱髯儜?yīng)力并不增加，經(jīng)4%預(yù)拉伸，前者的屈服平臺(tái)不足以抵消預(yù)拉變形量，隨后的流變應(yīng)力會(huì)快速上升，導(dǎo)致預(yù)拉伸后的屈服強(qiáng)度大幅度上升，而對(duì)于后者，屈服平臺(tái)可抵消更多的預(yù)拉變形，隨后的均勻變形量較小，因而其屈服強(qiáng)度上升幅度小于前者。

圖6 試驗(yàn)鋼軋態(tài)和預(yù)拉伸后試樣的拉伸曲線

3.3 討 論

在第一組試驗(yàn)中，2-0#試驗(yàn)鋼在1-0#試驗(yàn)鋼的成分基礎(chǔ)上添加了Cr 元素，其金相組織中的鐵素體晶粒更為細(xì)小，另由于C 含量有所降低，組織中的珠光體含量有所下降，導(dǎo)致其軋態(tài)和預(yù)拉伸后的縱向屈強(qiáng)比明顯高于1-0#試驗(yàn)鋼，同時(shí)表現(xiàn)出較低的均勻延伸率。3-0#試驗(yàn)鋼在2-0#試驗(yàn)鋼的成分基礎(chǔ)上去掉了V元素，金相組織差別不大，強(qiáng)度略有下降，軋態(tài)和預(yù)拉后的縱向屈強(qiáng)比也有所下降。由此可見，提高C含量可有效降低試驗(yàn)鋼預(yù)拉伸后的縱向屈強(qiáng)比，去掉V元素亦可小幅降低試驗(yàn)鋼的屈強(qiáng)比。

冷卻工藝是決定管線鋼顯微組織的關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)，在第二組試驗(yàn)中，隨著卷取溫度降低，金相組織中的晶粒更加細(xì)小，貝氏體含量增加，在570 ℃高卷取溫度下，試驗(yàn)鋼組織為鐵素體+珠光體，且鐵素體晶粒尺寸略大于其他試驗(yàn)鋼，具有較低的屈強(qiáng)比和較高的均勻延伸率，其軋態(tài)縱向拉伸曲線具有較長(zhǎng)的屈服平臺(tái)，在該范圍內(nèi)，預(yù)拉變形對(duì)流變應(yīng)力的影響得以緩解，而在430 ℃低卷取溫度下，組織為細(xì)小的粒狀貝氏體，其軋態(tài)的縱向拉伸曲線的屈服平臺(tái)相對(duì)較短，在相同的預(yù)拉變形量情況下，流變應(yīng)力上升幅度更大，進(jìn)而導(dǎo)致其預(yù)拉后的屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比大幅上升。而在相同卷取溫度下，低冷速工藝制備的1-3#試驗(yàn)鋼顯微組織中，多邊形鐵素體的含量和晶粒尺寸大于高冷速工藝制備的1-2#試驗(yàn)鋼，其軋態(tài)和預(yù)拉伸后表現(xiàn)出較低的縱向屈強(qiáng)比和較高的均勻延伸率。由此可見，在本試驗(yàn)研究的成分和工藝范圍內(nèi)，提高卷取溫度、降低冷速，有利于降低試驗(yàn)鋼的縱向屈強(qiáng)比、提高均勻延伸率。

4 工業(yè)試制

針對(duì)Φ323.9 mm×14.3 mm 大厚徑比規(guī)格X65MO 級(jí)HFW 海管用戶需求，根據(jù)試驗(yàn)研究規(guī)律，以1#試驗(yàn)鋼成分為基礎(chǔ)，進(jìn)行適當(dāng)優(yōu)化調(diào)整，并采用中低冷速、中高卷取溫度的工藝方案在2050熱軋產(chǎn)線進(jìn)行板卷軋制，再經(jīng)HFW焊管生產(chǎn)線制成焊管，具有較好的生產(chǎn)穩(wěn)定性。

圖7 和圖8 分別為工業(yè)生產(chǎn)的Φ323.9 mm×14.3 mm規(guī)格X65MO HFW海管的管體橫向拉伸和縱向拉伸性能統(tǒng)計(jì)圖，橫縱向的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、屈強(qiáng)比均在X65MO海管技術(shù)要求范圍內(nèi)。管體縱向屈服強(qiáng)度均值為539 MPa，較橫向屈服強(qiáng)度均值高35 MPa，這主要是由于大厚徑比HFW焊管制管成型和定徑后，縱向受拉伸變形較大，屈服強(qiáng)度顯著上升，而橫向在應(yīng)變強(qiáng)化作用下，強(qiáng)度亦有上升，但橫向板拉試樣需壓平再進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，在包申格效應(yīng)作用下，屈服強(qiáng)度會(huì)有所下降。縱向和橫向的抗拉強(qiáng)度差別不大，從而導(dǎo)致縱向的屈強(qiáng)比明顯高于橫向，前者均值在0.90附近，個(gè)別數(shù)值接近0.93上限，整體均滿足≤ 0.93的技術(shù)要求。

圖7 Φ323.9 mm×14.3 mm規(guī)格HFW海管橫向拉伸性能

圖8 Φ323.9 mm×14.3 mm規(guī)格HFW海管縱向拉伸性能

5 結(jié) 論

（1）通過(guò)調(diào)整X65MO 鋼級(jí)HFW 海管的化學(xué)成分，研究其對(duì)組織性能及屈強(qiáng)比的影響，結(jié)果表明，C 含量相對(duì)較高的1#成分試驗(yàn)鋼中珠光體含量相對(duì)更高，預(yù)拉伸后的縱向屈強(qiáng)比最低，均勻延伸率最高，3#成分試驗(yàn)鋼次之，而2#成分試驗(yàn)鋼預(yù)拉后縱向屈強(qiáng)比最高。可見，提高C 含量、去除V 元素有利于降低試驗(yàn)鋼預(yù)拉后的縱向屈強(qiáng)比。

（2）試驗(yàn)鋼高溫下卷取，其顯微組織為鐵素體+珠光體，軋態(tài)縱向拉伸曲線具有較長(zhǎng)的屈服平臺(tái)，預(yù)拉伸后具有較低的屈強(qiáng)比和較高的均勻延伸率。隨卷取溫度降低，晶粒更加細(xì)小，貝氏體增加，預(yù)拉伸后的縱向屈強(qiáng)比上升，均勻延伸率下降。在相同卷取溫度下，低冷卻速度工藝試驗(yàn)鋼預(yù)拉伸后表現(xiàn)出較低的縱向屈強(qiáng)比。

（3）根據(jù)研究結(jié)果研制成功的Φ323.9 mm×14.3 mm 大厚徑比X65MO 級(jí)HFW 海管，縱向屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比明顯高于橫向，橫縱向拉伸性能均可滿足規(guī)范要求。