X80M 鋼級螺旋縫焊管對頭性能分析

王 洋，王 猛，李建一，劉晶晶，孫志剛，谷海龍，陳 楠

（華油鋼管有限公司·河北省高壓管線螺旋焊管技術創新中心，河北 青縣 062658）

目前螺旋縫埋弧焊管制造過程中，為保證連續生產，必須將上一個板卷的尾部與下一個板卷的頭部矯平后焊接到一起，制管行業一般將帶有板卷頭尾對接焊縫的螺旋縫埋弧焊管稱為對頭管。交付成品鋼管時能否帶有對接焊縫的管段是影響螺旋縫埋弧焊管成材率的重要因素[1-3]。GB/T 9711—2017《石油天然氣工業管線輸送系統用鋼管》、SY/T 5037—2018《普通流體輸送管道用埋弧焊鋼管》等標準均對其性能有相關規定，本文選取X80M 鋼級兩種規格的螺旋縫埋弧焊管對頭管進行一系列力學試驗，并結合金相組織分析，以此探究對頭管性能。

1 試驗方案

某公司采用X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 螺旋縫埋弧焊管進行試驗[4]，對頭焊縫焊接工藝見表1，焊接完成后，在檢測區域內，母材按照對應板卷軋制方向間隔1 m 進行取樣和試驗，鋼管取樣位置如圖1 所示。

表1 X80M 鋼級螺旋縫埋弧焊管對頭焊縫埋弧焊工藝

圖1 對頭焊縫及母材取樣位置示意

試驗項目包括管體橫向拉伸試驗、管體橫向沖擊試驗、管體橫向DWTT 試驗、對頭焊縫拉伸試驗、對頭焊縫沖擊試驗和對頭焊縫彎曲試驗，具體項目與數量見表2。

表2 對頭焊縫試驗管段試驗方案

2 試驗結果與分析

2.1 管體拉伸試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 管體上取寬度為38.1 mm 的板狀試樣，按照ASTM A 370—2023《鋼制品機械試驗標準試驗方法和定義》在室溫下進行拉伸試驗[5]，試驗檢驗依據DEC-NGP-S-PL-003-2020-1《輸氣管道工程鋼管通用技術規格書》執行，拉伸試驗結果見表3。

表3 X80M 鋼級螺旋縫埋弧焊管管體機械性能試驗結果

從表3 可知，X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm對頭管的鋼卷板卷頭部（外圈）母材的拉伸性能全部滿足標準要求，但是板卷尾部（內圈）母材屈服強度全部低于標準要求，板卷尾部（內圈）距對頭焊縫1 m 母材的屈服強度比緊靠對頭焊縫母材的屈服強度平均大20 MPa 左右；隨著壁厚增大，X80M 鋼級Φ1 422 mm×21.4 mm 對頭管的鋼卷內圈頭部母材也出現了屈服強度不合格情況。

2.2 管體夏比沖擊試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 管體上取標準V 型缺口夏比沖擊試樣，按照ASTM A 370—2023 進行-10 ℃沖擊試驗，試驗檢驗依據DEC-NGP-S-PL-003-2020-1執行，夏比沖擊試驗結果見表3，其剪切面積百分比均為100%，滿足單個值≥70%、平均值≥80%的要求。

從表3 可知，兩個規格的對頭管的母材韌性較好，夏比沖擊功平均值在300 J 以上，距標準要求管體夏比沖擊功均具有較大的安全裕度。

2.3 管體DWTT 試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 管體上取V 型缺口試樣，按照SY/T 6476—2017《管線鋼管落錘撕裂試驗方法》進行0 ℃落錘撕裂試驗（DWTT），試驗檢驗依據DEC-NGPS-PL-003-2020-1 執行。試驗發現，兩個規格對頭管母材的DWTT 試樣全部為韌性斷裂，剪切面積百分比均為100%，韌性較好，距標準要求管體DWTT剪切面積百分比85%均具有較大的安全裕度。

2.4 焊縫拉伸試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 對頭焊縫處取板狀拉伸試樣，試樣標距長50 mm，標距內寬38.1 mm[1]，按照ASTM A 370—2023 進行室溫拉伸試驗，試驗檢驗依據DECNGP-S-PL-003-2020-1 執行，試驗結果見表4。

表4 X80M 鋼級螺旋縫埋弧焊管對頭焊縫拉伸試驗結果

從表4 可知，兩種規格螺旋縫埋弧焊管焊縫拉伸試驗完全合格，拉伸強度平均高于標準要求625 MPa 至少50 MPa 以上。

2.5 焊縫夏比沖擊試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 對頭焊縫處取標準V 型缺口夏比沖擊試樣，按照ASTM A 370—2023 進行，試樣規格為10 mm×10 mm×55 mm，試驗溫度為-10 ℃[2]，試驗檢驗依據DEC-NGP-S-PL-003-2020-1 執行，試驗結果見表5。

表5 X80M 鋼級螺旋縫埋弧焊管對頭焊縫夏比沖擊試驗結果

從表5 對頭焊縫夏比沖擊試驗結果可知，對頭管熱影響區沖擊功離散較大，不符合標準要求。因為對頭焊縫的焊接線能量較大、熔池過熱，容易造成焊縫及熱影響區的晶粒粗大，熱影響區金相組織形態如圖2 所示，從而造成焊縫及熱影響區的沖擊韌性降低的現象。

圖2 X80M 鋼級螺旋縫埋弧焊管熱影響區金相組織形態

2.6 焊縫導向彎曲試驗

在X80M 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 螺旋縫埋弧焊管上各取一個面彎和背彎試樣[6-7]，按照ASTM A 370—2023 在室溫下進行180°導向彎曲試驗，導向彎曲試驗的彎心直徑應為10t（t為鋼管公稱壁厚）[3]，即Φ1 219 mm×18.4 mm 的彎心直徑為184 mm，Φ1 422 mm×21.4 mm的彎心直徑為214 mm，試驗檢驗依據DEC-NGPS-PL-003-2020-1 執行。發現Φ1 219 mm×18.4 mm 和Φ1 422 mm×21.4 mm 螺旋縫埋弧焊管的焊縫導向彎曲試驗完全合格，對頭焊縫滿足鋼管彎曲試驗相關標準要求。

2.7 金相組織試驗

分別在X80M 鋼級板厚18.4 mm 和21.4 mm 的板卷尾部1.0 m 處、板卷頭部1.0 m 處取樣進行金相檢測分析，并與板卷中部的金相組織進行對比，組織形態如圖3～5 所示。

圖3 不同壁厚板卷頭部1.0 m 處金相組織

圖4 不同壁厚板卷中部金相組織

圖5 不同壁厚板卷尾部1.0 m 處金相組織

根據圖3～5 分析可知，X80 鋼級板卷可形成多邊形鐵素體（PF）、準多邊形鐵素體（QF）、粒狀貝氏體（GB）和貝氏體鐵素體（BF）4 種基本顯微結構組織類型[8]。從不同位置的組織分析可知，板卷頭部1.0 m處組織形態以GB+QF+M/A 為主，板卷中部組織形態以GB+QF+M/A（島狀組織）為主，板卷尾部1.0 m處組織形態以QF+PF+P（珠光體）為主[1-3]。板卷尾部1.0 m 處的組織形態為QF+PF+P，與其他區域以GB 為主的組織形態有明顯差異，這是由于熱軋板卷采用熱機械控制工藝（Thermo Mechanical Control Process，TMCP），軋后控冷階段采用高效冷卻噴水裝置對卷板上、下表面進行精準強制冷卻，以達到合適的冷卻速度[9]。但在板卷尾部（內圈）為了便于卷取，采用不噴水的方式，使該區域組織中多邊形鐵素體含量偏高，并出現退化珠光體，晶粒顯著粗化[10]，板卷表面與心部組織均勻度下降，并且由于相變溫度較高，殘余奧氏體大部分分解為塊狀的退化珠光體，降低了材料強度和韌性水平[11]。因此，體現在力學性能上，靠近板卷尾部（內圈）處性能略有偏低，并出現了一定的數值離散[12]。上述因素均導致了板卷尾部組織形態與中部組織形態的差異，反映在力學性能上為板卷尾部力學性能及穩定性低于板卷中部。同時，管材壁厚增加導致厚度方向組織不均勻度增大，造成板卷尾部性能不穩定區域出現。故板卷內圈性能相對不穩定，易出現試驗不合格現象，一般在生產中，管廠會直接將不穩定區域切除，以保證最終鋼管母材性能滿足要求。

3 分析與建議

（1） 卷板頭尾部存在板型不規則區域，如“月牙彎”、寬度和厚度不均等，必然對后續制管過程中成型和焊接造成很大影響[13]。如果存在“月牙彎”，由于實際生產中成型質量要求很高，會強制管徑和錯邊量不變[14]，“月牙彎”則會引起成型縫的變化，若“月牙彎”引起成型角減小，就容易產生燒穿；若“月牙彎”引起成型角增大，就會引起成型縫過緊或造成錯邊[15]。帶鋼寬度在一定范圍內變化是允許的，但帶鋼寬度變化太大就會影響成型的穩定，在帶鋼寬度大的地方會出現成型縫過緊造成錯邊，在寬度小的地方會出現縫松，可能導致開縫和燒穿[16]。所以鋼管制造商需要做好以下幾點：第一，嚴把原材料的質量關，從源頭上控制影響生產質量的不良因素；第二，規范拆卷、矯平工藝，盡量使帶鋼的料頭、料尾矯平、走正、剪直[17]；第三，加強對設備的維護保養，確保設備處于良好運行狀態。

（2） 卷板頭尾部存在性能不穩定區域，尤其是鋼卷內圈，不穩定區域長度難以確定，鋼管制造商應針對各大鋼廠典型材質進行卷板頭、尾性能試驗，并總結和整理出一套各鋼廠各材質卷板頭、尾部性能合格穩定區域，用以指導后續的生產，可直接將不穩定區域切除以保證最終對頭管母材性能滿足相關要求；并且建議鋼廠持續優化軋制工藝，完善板卷強度匹配，減小性能離散度，尤其嚴格控制板卷頭、尾部質量，保證性能均勻性，防止屈服強度不足。

（3） 針對對頭管焊接工藝不匹配的問題，筆者認為可能當前對頭焊的焊接熱輸入較大，使得對頭焊縫熱影響區韌性較差，所以后續需要通過焊接試驗整理出一套不同壁厚最佳的焊接工藝參數，并通過試驗掌握對頭管內外焊焊縫質量控制技術，形成工藝文件，以指導后續生產，保證焊縫質量。