X65MO小直徑厚壁HFW海底輸送管研制

孫磊磊，屈獻永，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（以下簡稱海管）服役中需承受內壓、外壓、軸向力、彎矩、潮汐等多種載荷的聯合作用，一旦破損泄漏就會造成嚴重的后果，因此對海底管線的安全性要求更高。相對于陸地管線，通常海底管線設計采用的壁厚更大，技術要求也更加嚴格[1-3]。

海管在管型選擇上主要有直縫埋弧焊管、高頻焊管（HFW）、無縫管等，其中，HFW 焊管具有高尺寸精度和經濟性優勢，在淺海區域海管工程中應用廣泛[4-6]。HFW 海管常采用雙層管設計，其內管具有小直徑、厚壁特點，厚徑比較大，常用規格厚徑比見表1。對于厚徑比在0.04 以上的HFW焊管，材料在制管冷成型過程中會發生較大的塑性變形和加工硬化，屈服強度和屈強比顯著上升，之后在定徑工序，鋼管徑向受壓，縱向受拉伸變形，導致縱向屈強比進一步上升，同時縱向均勻延伸率下降。因此，縱向屈強比的控制一直是大厚徑比HFW海管的難點之一[7-10]。

表1 HFW海管典型規格的厚徑比

常用的海管技術規范主要有API SPEC 5L附錄J 和DNVGL-ST-F101，此外，IOGP 組織發布的IOGP S-616 最新版技術規范對海管部分增加了較多特殊要求。上述技術規范對海管屈強比的要求見表2，表2 中API SPEC 5L 2018 附錄J 是最基礎的海管規范，縱向性能依協議而定，無強制要求；2005 版DNV-OSF101 要 求 海 管 縱 向 屈 強 比≤ 0.94；2017 版DNVGL-ST-F101 要求海管縱向屈強比≤ 0.93，但僅要求在MPQT 時進行檢驗；2019 版的IOGP S-616 則最為嚴格，要求海管縱向屈強比≤ 0.93，縱向均勻延伸率≥ 6%，并作為工業批量生產的常規檢驗項目。

表2 行業技術規范對海管屈強比的要求

通過研究成分設計、冷卻工藝對海管用X65MO 管線鋼卷板組織和性能的影響，采用縱向預拉伸的試驗方法，模擬HFW 制管過程中縱向變形后的拉伸性能演變規律，進一步通過工業試制，開發了X65MO 大厚徑比HFW海管。

2 試驗材料及方法

試驗用三種X65MO 管線鋼成分設計見表3。1#成分含有0.075%C，并添加了V 元素；2#成分在1#成分的基礎上降低C、Mn 含量，增加了Cr；3#成分在2#成分的基礎上去掉了V元素。

表3 試驗鋼化學成分設計

采用500 kg真空感應熔煉爐進行冶煉，并澆鑄成250 mm厚度軋鋼坯料，隨后在實驗室中試機組進行軋制。第一組試驗采用了3種不同成分、相同工藝制備試驗鋼，研究成分對組織性能的影響；第二組試驗采用相同成分、不同冷卻工藝制備試驗鋼，研究工藝對組織性能的影響。兩組試驗的冷卻工藝見表4。目標厚度15.9 mm，試驗鋼板經層流冷卻，進入卷取爐保溫后緩冷，以模擬熱軋板卷的緩冷過程。對試驗鋼進行顯微組織、橫向拉伸、縱向拉伸試驗，并通過預拉伸模擬HFW制管縱向變形后拉伸性能的演變規律。

表4 試驗鋼冷卻工藝參數

3 試驗結果及討論

3.1 成分對組織性能的影響

3.1.1 顯微組織

第一組試驗鋼的工藝相同，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，試驗鋼組織均為多邊形鐵素體+珠光體，其中，C 含量相對較高、不含Cr 元素的1-0#試驗鋼中珠光體含量最多，其鐵素體晶粒尺寸也略大于2-0#試驗鋼和3-0#試驗鋼。

圖1 第一組試驗鋼金相組織

3.1.2 拉伸性能

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

表5 第一組試驗鋼橫向拉伸性能

本研究重點關注縱向拉伸性能，尤其是縱向屈強比，分別檢驗了試驗鋼軋態縱向拉伸性能，以及縱向預拉4%、6%、8%后的拉伸性能，以模擬HFW制管過程的縱向變形，結果如圖2所示。

圖2 第一組試驗鋼縱向預拉伸后的拉伸性能對比

軋態鋼板經縱向預拉伸后，縱向強度隨預拉伸量的增加而逐步上升，其中屈服強度上升幅度明顯高于抗拉強度，進而導致屈強比上升，而均勻延伸率則隨著預拉伸量的增加而逐步減小。1-0#試驗鋼軋態和預拉伸后的屈服強度和屈強比最低，均勻延伸率則最高，預拉伸6%后，屈強比為0.93；3-0#試驗鋼屈服強度和屈強比略高于前者，均勻延伸則略低；2-0#試驗鋼屈服強度和屈強比最高，預拉伸6%后，屈強比達到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比，添加V則略提高了屈強比。

3.1.3 沖擊韌性

管線鋼行業標準的沖擊試驗通常引用ASTM A370標準，采用的是KV8錘頭，但在本試驗中，由于KV8沖擊力過高，無法有效對比試驗鋼的沖擊功差異，故而采用了KV2 錘頭進行沖擊試驗，結果見表6。三種成分試驗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，對比可見，1-0#試驗鋼的沖擊功略低于2-0#和3-0#試驗鋼，這主要是由于其C 含量相對更高，顯微組織中珠光體含量也高于后兩者。

表6 第一組試驗鋼沖擊韌性

3.2 冷卻工藝對組織性能的影響

3.2.1 顯微組織

圖3 為第二組試驗鋼的金相組織。430 ℃低溫卷取工藝制備的1-1#試驗鋼組織以粒狀貝氏體為主，晶粒細?。?20 ℃卷取、高冷速工藝制備的1-2#試驗鋼的組織為鐵素體+粒狀貝氏體+珠光體，其鐵素體晶粒尺寸較為細??；520 ℃卷取、低冷速工藝制備的1-3#試驗鋼的組織為鐵素體+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鋼。

圖3 第二組試驗鋼金相組織

3.2.2 拉伸性能

圖4為第二組試驗鋼的橫向拉伸性能。在冷速相近的情況下，1-1#、1-3#、1-4#試驗鋼的橫向屈服強度和抗拉強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#試驗鋼，其屈服強度明顯高于相同卷取溫度、低冷速工藝制備的1-3#試驗鋼，而且其強度與430 ℃低溫卷取的1-1#試驗鋼較為接近。由此可見，卷取溫度和冷速均會影響試驗鋼強度，而冷速的影響效果更為明顯。

圖4 第二組試驗鋼橫向拉伸性能

對第二組試驗鋼的軋態、預拉伸4%、預拉伸6%、預拉伸8%試樣分別進行縱向拉伸試驗，結果如圖5所示。整體來看，隨著縱向預拉變形量的增加，試驗鋼縱向屈服強度和屈強比快速上升，抗拉強度上升幅度較小，均勻延伸率則顯著下降，與第一組試驗鋼規律一致。對比不同卷取溫度的1-1#、1-3#、1-4#試驗鋼可以發現，卷取溫度較高的試驗鋼，預拉伸變形狀態下表現出相對較低的縱向屈強比，同時也具有較高的均勻延伸率，即1-4#試驗鋼在本組試驗中表現出最低的屈強比和最高的均勻延伸率。而對比采用不同冷卻速度、相同卷取溫度的1-2#和1-3#試驗鋼數據可以發現，低冷速工藝的1-2#試驗鋼表現出相對較低的屈強比和較高的均勻延伸率。

圖5 第二組試驗鋼縱向預拉伸后的拉伸性能對比

圖6 為1-1#試驗鋼和1-4#試驗鋼軋態試樣和縱向預拉伸后試樣的縱向拉伸曲線。1-1#和1-4#試驗鋼的軋態試樣拉伸曲線均有較明顯的屈服平臺，預拉伸后兩者的屈服平臺均消失，屈服點明顯上升，均勻延伸率下降，隨著預拉伸量進一步增加至6%和8%，拉伸曲線的屈服點進一步上升，均勻延伸率則進一步下降。對比可發現，1-1#試驗鋼軋態拉伸曲線的屈服平臺末端對應的應變量為2.5%，1-4#試驗鋼則為3.8%。在屈服平臺階段，應變增加，但流變應力并不增加，經4%預拉伸，前者的屈服平臺不足以抵消預拉變形量，隨后的流變應力會快速上升，導致預拉伸后的屈服強度大幅度上升，而對于后者，屈服平臺可抵消更多的預拉變形，隨后的均勻變形量較小，因而其屈服強度上升幅度小于前者。

圖6 試驗鋼軋態和預拉伸后試樣的拉伸曲線

3.3 討 論

在第一組試驗中，2-0#試驗鋼在1-0#試驗鋼的成分基礎上添加了Cr 元素，其金相組織中的鐵素體晶粒更為細小，另由于C 含量有所降低，組織中的珠光體含量有所下降，導致其軋態和預拉伸后的縱向屈強比明顯高于1-0#試驗鋼，同時表現出較低的均勻延伸率。3-0#試驗鋼在2-0#試驗鋼的成分基礎上去掉了V元素，金相組織差別不大，強度略有下降，軋態和預拉后的縱向屈強比也有所下降。由此可見，提高C含量可有效降低試驗鋼預拉伸后的縱向屈強比，去掉V元素亦可小幅降低試驗鋼的屈強比。

冷卻工藝是決定管線鋼顯微組織的關鍵技術參數，在第二組試驗中，隨著卷取溫度降低，金相組織中的晶粒更加細小，貝氏體含量增加，在570 ℃高卷取溫度下，試驗鋼組織為鐵素體+珠光體，且鐵素體晶粒尺寸略大于其他試驗鋼，具有較低的屈強比和較高的均勻延伸率，其軋態縱向拉伸曲線具有較長的屈服平臺，在該范圍內，預拉變形對流變應力的影響得以緩解，而在430 ℃低卷取溫度下，組織為細小的粒狀貝氏體，其軋態的縱向拉伸曲線的屈服平臺相對較短，在相同的預拉變形量情況下，流變應力上升幅度更大，進而導致其預拉后的屈服強度和屈強比大幅上升。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#試驗鋼，其軋態和預拉伸后表現出較低的縱向屈強比和較高的均勻延伸率。由此可見，在本試驗研究的成分和工藝范圍內，提高卷取溫度、降低冷速，有利于降低試驗鋼的縱向屈強比、提高均勻延伸率。

4 工業試制

針對Φ323.9 mm×14.3 mm 大厚徑比規格X65MO 級HFW 海管用戶需求，根據試驗研究規律，以1#試驗鋼成分為基礎，進行適當優化調整，并采用中低冷速、中高卷取溫度的工藝方案在2050熱軋產線進行板卷軋制，再經HFW焊管生產線制成焊管，具有較好的生產穩定性。

圖7 和圖8 分別為工業生產的Φ323.9 mm×14.3 mm規格X65MO HFW海管的管體橫向拉伸和縱向拉伸性能統計圖，橫縱向的屈服強度、抗拉強度、屈強比均在X65MO海管技術要求范圍內。管體縱向屈服強度均值為539 MPa，較橫向屈服強度均值高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，屈服強度顯著上升，而橫向在應變強化作用下，強度亦有上升，但橫向板拉試樣需壓平再進行拉伸試驗，在包申格效應作用下，屈服強度會有所下降?？v向和橫向的抗拉強度差別不大，從而導致縱向的屈強比明顯高于橫向，前者均值在0.90附近，個別數值接近0.93上限，整體均滿足≤ 0.93的技術要求。

圖7 Φ323.9 mm×14.3 mm規格HFW海管橫向拉伸性能

圖8 Φ323.9 mm×14.3 mm規格HFW海管縱向拉伸性能

5 結 論

（1）通過調整X65MO 鋼級HFW 海管的化學成分，研究其對組織性能及屈強比的影響，結果表明，C 含量相對較高的1#成分試驗鋼中珠光體含量相對更高，預拉伸后的縱向屈強比最低，均勻延伸率最高，3#成分試驗鋼次之，而2#成分試驗鋼預拉后縱向屈強比最高。可見，提高C 含量、去除V 元素有利于降低試驗鋼預拉后的縱向屈強比。

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

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