感應(yīng)加熱彎管屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度偏低原因分析

羅華權(quán)，張麗娜，仝 珂，楊力能，何小東，張雪琴

（1.中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安710077;2.中國石油渤海裝備鋼管設(shè)計(jì)研究院信息中心，河北 滄州062658）

感應(yīng)加熱彎管屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度偏低原因分析

羅華權(quán)1，張麗娜2，仝 珂1，楊力能1，何小東1，張雪琴1

（1.中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安710077;2.中國石油渤海裝備鋼管設(shè)計(jì)研究院信息中心，河北 滄州062658）

針對某管廠試制的彎管出現(xiàn)的過渡區(qū)外弧側(cè)管體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求的情況進(jìn)行了分析。對彎管取樣進(jìn)行了力學(xué)、化學(xué)及金相分析和試驗(yàn)。結(jié)果表明，彎管過渡區(qū)外弧側(cè)管體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度偏低是因?yàn)樵摬课黄鹗技訜釡囟绕停ǖ陀?50℃），其淬火、回火后組織以鐵素體居多，降低了抗拉強(qiáng)度，使其低于標(biāo)準(zhǔn)要求。建議彎管開始推制時，適當(dāng)提高加熱溫度，使過渡區(qū)的力學(xué)性能達(dá)到要求。

焊管；感應(yīng)加熱彎管；屈服強(qiáng)度；抗拉強(qiáng)度

彎管是油氣輸送管線中重要的連接件，其作用是適應(yīng)管線設(shè)計(jì)要求，改變管線的方向[1]。拉伸性能是彎管的主要性能指標(biāo)之一，是彎管設(shè)計(jì)和安全評價的重要依據(jù)[2-3]。某鋼管廠試制的Φ813 mm×22.23 mm規(guī)格 X70M感應(yīng)加熱彎管進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時，發(fā)現(xiàn)過渡區(qū)外弧側(cè)管體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求。該彎管母管為直縫埋弧焊管，采用局部感應(yīng)加熱工藝彎制而成。局部感應(yīng)加熱方法[4]，是利用感應(yīng)加熱線圈，在彎管母管圓周形成一條狹窄的環(huán)形加熱帶，在母管移動的同時，使其連續(xù)彎曲的工藝。該彎管直管段不淬火，彎曲部分淬火，然后對彎管進(jìn)行整體熱處理，推制溫度為960±25℃，推進(jìn)的速度為20 mm/min，強(qiáng)制單面水冷。采用回火熱處理，回火溫度530℃，回火加熱速度100℃/h，保溫1 h，空冷工藝。本研究在該彎管上取樣，進(jìn)行了一系列的理化性能試驗(yàn)，系統(tǒng)分析其強(qiáng)度指標(biāo)不符合要求的產(chǎn)生原因。

1 試驗(yàn)分析

1.1 化學(xué)成分分析

按照GB/T 4336—2016[5]標(biāo)準(zhǔn)要求，采用ARL-4460直讀光譜儀對管體化學(xué)成分進(jìn)行了分析，結(jié)果見表1，各元素含量符合GB/T 29168.1—2012[6]《石油天然氣工業(yè)管道輸送系統(tǒng)用感應(yīng)加熱彎管、管件和法蘭第一部分：感應(yīng)加熱彎管》要求。

表1 Φ813 mm×22.23 mm規(guī)格X70M感應(yīng)加熱彎管管體的化學(xué)成分

1.2 力學(xué)性能試驗(yàn)

力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及編號如圖1所示。按圖1所示，在1、2、3A、3B、4、5、6、7位置取樣，按照GB/T 228.1—2010[7]標(biāo)準(zhǔn)要求，采用SHT4106材料試驗(yàn)機(jī)對管體和焊接接頭進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表2。

由表2可以看出，除3A位置管體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求外，其余1、4、5、7部位管體的拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。對3A部位管體的拉伸性能進(jìn)行了復(fù)驗(yàn)，復(fù)驗(yàn)結(jié)果見表3。復(fù)驗(yàn)結(jié)果顯示， 3A管體的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度仍低于標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖1 彎管樣品拉伸試驗(yàn)取樣位置及其編號

在2、6位置取樣，進(jìn)行焊縫導(dǎo)向彎曲試驗(yàn)，試驗(yàn)按照GB/T 2653—2008[8]進(jìn)行，取樣大小為 400 mm×38 mm×22.23 mm（長×寬×厚），兩個試樣一個面彎，一個背彎，分別彎曲180°，兩個試樣均未出現(xiàn)裂紋，試驗(yàn)結(jié)果符合GB/T 29168.1—2012標(biāo)準(zhǔn)要求。

表2 感應(yīng)加熱彎管拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果

表3 感應(yīng)加熱彎管3A位置拉伸性能復(fù)驗(yàn)結(jié)果

按圖1所示，在 1、2、3A、3B、4、5、6、7位置取樣，進(jìn)行夏比沖擊試驗(yàn)，沖擊試驗(yàn)按照GB/T 229—2007進(jìn)行，結(jié)果見表4，試驗(yàn)結(jié)果符合GB/T 29168.1—2012標(biāo)準(zhǔn)要求。

從表4可以看出，3A位置單個試樣的吸收能量和平均值都很高，高于1、3B、4、5、7等位置試驗(yàn)值，也遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)要求。3A位置剪切斷面率單個值和平均值都是100%，遠(yuǎn)高于3B、4、5、6的剪切斷面率單個值和平均值。夏比沖擊吸收能量和剪切斷面率反映的是材料的韌性，夏比沖擊功和剪切斷面率高，材料的韌性好。上面的試驗(yàn)結(jié)果表明，3A位置的韌性要優(yōu)于母材管體、4、5、7位置。

表4 感應(yīng)加熱彎管夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果

圖2 4/5/7位置夏比沖擊功示意圖

圖3 4/5/7位置剪切斷面率示意圖

另外，從表4可以看出，在彎管4、5、7位置，其沖擊功和剪切斷面率波動都較大（如圖2、圖3所示）。其中位置7沖擊功和剪切斷面率波動最大，其沖擊功最小值為32 J，最大值為348 J，相差316 J。剪切斷面率（百分比）最小20，最大90，相差70。沖擊韌性的波動一般與材料的組織不均勻性有關(guān)。

按圖 1所示，在 1、2、3A、3B、4、5、6、7位置取樣，按照標(biāo)準(zhǔn)ASTM E384-11e1[9]進(jìn)行硬度檢測。管體和焊接接頭維氏硬度壓痕位置如圖4和圖5所示。硬度檢測結(jié)果見表5和圖6，可見硬度檢測結(jié)果符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖4 管體維氏硬度試驗(yàn)壓痕位置示意圖

圖5 焊接接頭維氏硬度試驗(yàn)壓痕位置示意圖

從表5和圖6可以看出，3A位置的硬度值普遍低于1、3B、4、5、7位置。硬度值在一定程度上可以反映強(qiáng)度的高低，硬度值低，表示材料的強(qiáng)度較低。

表5 維氏硬度試驗(yàn)結(jié)果

圖6 管體不同位置維氏硬度值分布圖

1.3 金相分析

按圖1所示，在1、2、3A、3B、4、5、6、7位置取樣，采用MeF3A金相顯微鏡、MEF4M金相顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)，按照ASTM E3-11、ASTM E45-13、 ASTM E112-13、 GB/T 4335—2015等標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行金相分析，結(jié)果見表6，其中1-管體組織如圖7所示，3A-管體組織如圖8所示。分析結(jié)果表明，母材金相組織滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

表6 管體金相分析結(jié)果

圖7 1-管體心部金相組織

圖8 3A-管體心部金相組織

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，3A位置的組織以多邊形鐵素體居多，有少量的粒狀貝氏體，而母材和其他管體部位組織以粒狀貝氏體為主。多邊形鐵素體具有較低的強(qiáng)度及良好的韌性，粒狀貝氏體組織有較好的強(qiáng)韌性匹配，材料的組織與力學(xué)性能的反映一致。

2 討論分析

過渡區(qū)外弧側(cè)管體（3A）屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求，其余部位的拉伸性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求。夏比沖擊試驗(yàn)表明，3A位置的吸收能量和剪切斷面率較高，材料的韌性較好。硬度試驗(yàn)結(jié)果表明，3A位置的硬度值較其他管體部位低，這和拉伸性能、夏比沖擊性能相互印證。金相分析試驗(yàn)表明，3A位置的金相組織以強(qiáng)度較低的多邊形鐵素體組織為主，有少量的珠光體和粒狀貝氏體。由組織分析結(jié)果表明，3A位置的強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求，是由于該部位材料以多邊鐵素體為主的組織特性決定的。

為了弄清3A位置金相組織與管體其他部位有較大差別的原因，下面從化學(xué)成分、推制溫度、冷卻方式、推制速度及熱處理方式等幾個方面進(jìn)行分析。

2.1 彎管母管的化學(xué)成分

母管化學(xué)成分分析結(jié)果表明，其元素含量符合標(biāo)準(zhǔn)要求。X70M彎管母管采用了 “低碳+高M(jìn)n+Mo+少量 Nb、V、 Ti”的成分設(shè)計(jì)[10]，控軋采用軋后在線澆水快速冷卻，這種工藝使得鋼管性能既具備較高的強(qiáng)度和韌性，又具有良好的焊接性和耐腐蝕性，其組織為粒狀貝氏體為主的混合型組織，有優(yōu)良的力學(xué)性能。

2.2 彎管的推制溫度

彎管的推制過程為，感應(yīng)加熱線圈接通電流，通過電磁感應(yīng)，鋼管管體逐步加熱，加熱到規(guī)定溫度時，推進(jìn)母管，邊推進(jìn)，邊水冷。該彎管推制溫度為960±25℃，推進(jìn)速度20 mm/min，強(qiáng)制單面水冷。彎管組織經(jīng)歷了奧氏體化的高溫加熱[11]，形成的非平衡組織有向穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)化的趨勢，后面的回火熱處理工藝提供了轉(zhuǎn)變的熱力學(xué)條件。

彎管經(jīng)過加熱至530℃，1 h保溫，空冷的回火工藝后，3A位置組織由大量的多邊形鐵素體、少量珠光體和粒狀貝氏體組成。3B位置組織由部分鐵素體和部分馬氏體奧氏體島組成，其余的4、5、7位置由粒狀貝氏體組成。3A位置的組織明顯與3B、4、5、7部位組織不同。文獻(xiàn)[12]指出，X70M材質(zhì)彎管在950℃以下淬火，管體金相組織基本上見不到貝氏體，究其原因?yàn)樵摷訜釡囟却笾挛挥贏C1～AC3之間，加熱狀態(tài)為鐵素體和奧氏體組成，淬火后鐵素體保留了下來，并有少量貝氏體和珠光體，淬火后組織和硬度不均勻，強(qiáng)度和硬度降低，回火后消除部分內(nèi)應(yīng)力，晶粒度較高，對沖擊韌性有利，但較小比例的貝氏體組織對強(qiáng)度不利。

而加熱到950～1 100℃淬火，加熱溫度基本位于AC3之上，加熱狀態(tài)位于奧氏體單相區(qū)。相變動力學(xué)表明，奧氏體晶粒尺寸對冷卻后的相變產(chǎn)物有重要影響，奧氏體晶粒越大，其穩(wěn)定性越高，冷卻后形成的非擴(kuò)散物也越多，同時高溫下合金元素的充分溶解，有利于提高過冷奧氏體的穩(wěn)定性。過冷奧氏體穩(wěn)定性好，在快速冷卻條件下，得到以粒狀貝氏體為主的混合型組織。貝氏體組織強(qiáng)度較高，對強(qiáng)度有利。因此，一定程度上，加熱溫度越高，材料強(qiáng)度越高。彎管母管組織為大量粒狀貝氏體，少量多邊形鐵素體和珠光體，粒狀貝氏體占多數(shù)，材料的強(qiáng)度和韌性較高。4、5、7位置的組織為粒狀貝氏體，而3A位置管體組織為大量的多邊形鐵素體、少量珠光體和粒狀貝氏體組成，多邊形鐵素體占絕大多數(shù)。該彎管的推制溫度控制在935～985℃，據(jù)工廠調(diào)研情況，開始推制溫度低于950℃，因?yàn)楦哂?50℃會導(dǎo)致起彎位置波浪度超過標(biāo)準(zhǔn)要求。由此可以得出，該彎管在開始推制時，3A過渡區(qū)加熱溫度在950℃以下，其淬火、回火后的組織才可能是大量的多邊形鐵素體、少量珠光體和粒狀貝氏體組成，否則，其組織基本上應(yīng)該是粒狀貝氏體。因此，開始推制時，溫度并未達(dá)到950℃及以上，在向后推制的過程中，溫度才逐步升高到950℃以上，4、5、7位置組織才能以粒狀貝氏體居多，4、5、7位置管體材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度才達(dá)到要求。

另外，彎管在推制過程中，推制溫度在一個控制范圍內(nèi)，并不能保證每個點(diǎn)都很均勻，所以會造成推制過程中各個部位的溫度不均。該彎管中由于Mn、Mo、Nb等合金元素含量偏低，對彎管強(qiáng)度不利，減少了彎制過程中的彎制條件的寬容度，對彎制條件要求較為苛刻。為了達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)所要求的彎管強(qiáng)度要求，勢必要提高加熱溫度（生產(chǎn)時，實(shí)際加熱控制溫度遠(yuǎn)超過960℃），提高冷卻過程中的過冷度，并且要求對加熱溫度進(jìn)行精確的控制。但提高加熱溫度，使得彎管在高溫下較長時間加熱，材料的晶粒不斷長大，當(dāng)晶粒長大到一定程度時，晶粒間結(jié)合力就會減弱，材料的塑形和韌性就會變壞，產(chǎn)生過熱現(xiàn)象。如果溫度再提升，鋼的晶粒邊界便開始熔化，結(jié)晶組織遭到破壞，出現(xiàn)過燒現(xiàn)象。過熱或過燒都會使彎管的塑性和韌性降低。從強(qiáng)度方面考慮，彎管的加熱溫度越高越好，但從彎管的組織和沖擊韌性考慮，彎管的最高加熱溫度應(yīng)盡可能降低。因此彎管的加熱溫度不能太高，在滿足強(qiáng)度條件下，盡量選擇較低的推制溫度，才能保持彎管較好的塑性和韌性。試驗(yàn)結(jié)果顯示，該彎管在4、5、7位置的晶粒度為6.0級，為標(biāo)準(zhǔn)GB/T 29168.1—2012要求的下限值，晶粒較為粗大，也證實(shí)了提升推制溫度的影響。推制過程中溫度不斷波動（控制為±25℃），推制溫度難以精準(zhǔn)控制及彎管4、5、7位置推制溫度的提升，造成4、5、7位置材料局部組織的不均勻及晶粒粗大，從而造成彎管的4、5、7管體部位的沖擊韌性波動。

2.3 冷卻方式和推制速度

根據(jù)廠家資料調(diào)研，該彎管采用單面強(qiáng)制水冷方式，鋼管推進(jìn)速度為20 mm/min，勻速推進(jìn)，并未有冷卻異常或推進(jìn)速度不均勻等異常情況，所以排除冷卻方式和推進(jìn)速度的問題。

2.4 彎制后熱處理工藝

該彎管經(jīng)推制后，采用高溫回火熱處理方式，回火溫度530℃，保溫時間1 h，空冷。熱處理主要是降低應(yīng)力，細(xì)化晶粒的作用。因其他部位管體在熱處理后，其力學(xué)性能均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，所以熱處理工藝應(yīng)該是滿足標(biāo)準(zhǔn)要求的。

3 結(jié)論及建議

（1）彎管過渡區(qū)外弧側(cè)管體屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度偏低是因?yàn)樵摬课患訜釡囟绕停浣M織中以鐵素體居多，降低了拉伸強(qiáng)度，使其低于標(biāo)準(zhǔn)要求。

（2）彎管中Mn、Mo、Nb等合金元素含量偏低。為了提高材料強(qiáng)度，提升了推制溫度，使得淬火和回火后材料的晶粒度較大，推制溫度的波動造成組織不均勻，因而造成4、5、7位置的沖擊韌性波動較大。

（3）建議彎管開始推制時，合理控制加熱溫度，使得過渡區(qū)的力學(xué)性能達(dá)到要求。適當(dāng)提高M(jìn)n、Mo、Nb等合金元素含量，使得材料的成分設(shè)計(jì)更為合理。

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Cause Analysis of Low Yield Strength and Tensile Strength of Induction Heating Elbow

LUO Huaquan1,ZHANG Lina2,TONG Ke1,YANG Lineng1,HE Xiaodong1,ZHANG Xueqin1
（1.CNPC Tubular Goods Research Institute,Xian 710077,China;2.CNPC BEM Steel Pipe Design&Research Institute(Information Center),Cangzhou 062658,Hebei,China）

In this paper,the situation of yield strength and tensile strength of the external arc side pipe in the transition zone of trial production bend which were below the standard requirements were analyzed.By the mechanics,chemistry and metallographic testing,the results show that the situation was because that the origin heating temperature(less than 950℃)was lower,the ferrite was in the majority after quenching and tempering,and the tensile strength was reduced to below the standard requirement.It was suggested that the origin heating temperature should be increased when the bend was pushed,the mechanical properties of the transition zone can meet the standards requirements.

welded pipe；induction heating bend；yield strength；tensile strength

TG162.8

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.11.008

羅華權(quán)（1983—），男，工程師，主要從事石油管材的質(zhì)量監(jiān)督及試驗(yàn)研究工作。

2017-06-28

編輯：羅 剛