低溫環(huán)境用厚壁大管徑X80直縫埋弧焊管寬厚板的開發(fā)

張國棟，白學(xué)軍，李 穎，諶鐵強(qiáng)，王根磯，李 群

（1.秦皇島首秦金屬材料有限公司，河北秦皇島066326；2.中油寶世順（秦皇島）有限公司，河北秦皇島066206）

0 前言

為滿足持續(xù)增長的天然氣需求，大直徑長輸管線的建設(shè)越來越有必要。中亞天然氣管道工程C線長1 310 km，設(shè)計(jì)年輸氣能力250×108m3。這條管道是為配合西氣東輸三線建設(shè)的，輸送來自土庫曼斯坦、烏θ別克斯坦和哈薩克斯坦3國的天然氣，最終抵達(dá)中國的霍爾果斯口岸。中亞C線沿線設(shè)計(jì)建設(shè)有8座壓氣站，以保證管線9.81 MPa的設(shè)計(jì)輸送壓力，管線采用φ1 219 mm鋼管以提高輸氣能力。壓氣站最低設(shè)計(jì)使用溫度為-41℃，為保證低溫下管道及設(shè)備安全運(yùn)行，設(shè)計(jì)采用的管道壁厚為27.5 mm，另外對(duì)鋼管低溫沖擊及落錘試驗(yàn)的要求也極為嚴(yán)格，鋼板夏比沖擊試驗(yàn)及落錘試驗(yàn)均要求在-51℃進(jìn)行。

隨著鋼板厚度的增加，鋼板表面和厚度中心的不均勻性顯著增大，制造φ1 219 mm大直徑鋼管需要的3 730 mm寬板的軋制難度也大幅度提高。大壁厚管線鋼的低溫落錘性能成為制約該產(chǎn)品開發(fā)的一大瓶頸。如何制造高強(qiáng)度且具有良好低溫韌性的厚壁管線鋼板，對(duì)于我國管道工程安全建設(shè)意義重大。首秦公司4 300 mm生產(chǎn)線依托中亞C線壓氣站工程，成功實(shí)現(xiàn)了厚壁X80管線鋼板的工業(yè)化生產(chǎn)。通過優(yōu)化成分設(shè)計(jì)與生產(chǎn)工藝，成功解決了厚壁、超寬X80低溫韌性問題，尤其是低溫落錘性能難題，形成穩(wěn)定批量生產(chǎn)，很好地滿足了重點(diǎn)管線工程需求。

1 鋼板合金設(shè)計(jì)及組織

X80厚壁管線鋼成分設(shè)計(jì)見表1。低碳當(dāng)量（Pcm依照API APEC 5L[1]）設(shè)計(jì)保證了鋼板良好的焊接性能，微合金元素的添加是為了提高強(qiáng)度、改善低溫韌性以及減輕應(yīng)變時(shí)效。

表1 X80厚壁管線鋼成分設(shè)計(jì) %

由于最終的鋼管需要高強(qiáng)度、優(yōu)良的低溫韌性，因此貝氏體是顯微組織的基礎(chǔ)，其次M/A組元（尺寸、分布及體積分?jǐn)?shù)）及組織均勻性是組織控制的關(guān)鍵。

鋼板的微觀組織如圖1所示，表現(xiàn)為復(fù)合的粒狀貝氏體組織[2]，鐵素體晶粒尺寸細(xì)小均勻，第二相組元為均勻分布的M/A。

圖1 鋼板金相組織

2 鋼板生產(chǎn)工藝及性能

2.1 生產(chǎn)工藝

對(duì)于鋼板的開發(fā)來說，組織的控制是成功的關(guān)鍵。另外化學(xué)成分及冷卻過程對(duì)于最終組織的形成影響最大[3-4]。厚壁管線鋼的組織均勻性在加熱及軋制過程起著決定性的作用。

JCOE或UOE等制管過程中的冷成型會(huì)顯著影響最終的力學(xué)性能[5-7]，保證良好的鋼板性能轉(zhuǎn)化十分必要。

優(yōu)良的鑄坯質(zhì)量是低溫環(huán)境使用的厚壁、大板寬X80管線鋼生產(chǎn)的基礎(chǔ)。首秦X80管線鋼煉鋼工藝路線采用鐵水預(yù)處理-轉(zhuǎn)爐冶煉-LF爐外精煉-RH真空脫氣-板坯連鑄。通過轉(zhuǎn)爐雙渣法冶煉和控制后續(xù)工序回磷，使成品w（P）基本控制在0.009%以內(nèi)。通過鐵水脫硫預(yù)處理、控制轉(zhuǎn)爐回硫和LF爐精煉深脫硫等工藝措施，將成品w（S）基本控制在0.002%之內(nèi)。通過采用全保護(hù)澆鑄，減少連鑄過程二次氧化，防止鋼水吸N，優(yōu)化中間包流場，進(jìn)一步減少鋼中的氧含量等技術(shù)， X80管線鋼中的w（N）， w（O）和w（H）分別控制到0.004%，0.001 2%和0.000 12%的水平。另外鋼水中的夾雜物也需要嚴(yán)格控制。

中亞C線厚壁X80管線鋼對(duì)鑄坯質(zhì)量的要求極為嚴(yán)格，尤其是鑄坯中心的元素偏析程度的控制。首秦公司利用先進(jìn)的400 mm連鑄機(jī)在連鑄過程中采用動(dòng)態(tài)輕壓下技術(shù)，并對(duì)拉速、二冷制度和中間包過熱度等方面進(jìn)行了優(yōu)化和控制，使首秦生產(chǎn)的X80管線鋼連鑄坯內(nèi)部質(zhì)量得到了保障。400 mm特厚鑄坯中心偏析檢驗(yàn)結(jié)果全部在C類1.0級(jí)以下，C類0.5級(jí)的比例達(dá)到87%。良好的成分控制及鑄坯質(zhì)量控制為生產(chǎn)性能均勻的厚壁鋼板提供了保障。

鋼板軋制過程中，通過合理的加熱制度、強(qiáng)化的控軋控冷工藝和精細(xì)的組織性能控制技術(shù)，使原始奧氏體晶粒和相變后的組織形態(tài)充分細(xì)化和均勻化。

軋制前的鋼坯加熱綜合考慮第二相的溶解和奧氏體晶粒度控制兩方面因素，鋼坯加熱溫度控制在1 180～1 190℃。粗軋階段由于鋼坯加熱溫度控制較低，能夠?qū)崿F(xiàn)在較低溫度下進(jìn)行奧氏體再結(jié)晶區(qū)變形，而且可縮短中間坯的待溫時(shí)間。

在首秦4 300 mm可逆雙機(jī)架上進(jìn)行粗軋和精軋，通過優(yōu)化鑄坯尺寸，實(shí)現(xiàn)了奧氏體再結(jié)晶區(qū)單道次變形率在15%以上，保證了鋼坯心部和表層奧氏體晶粒的充分再結(jié)晶。粗軋前幾道次變形主要集中在鋼板的表層，心部沒有得到較好的變形，因此粗軋的末幾道次壓下率必須逐漸增大，以使心部得到較好的變形，當(dāng)粗軋階段的總壓下率≥55%時(shí)，鋼板的心部可以得到較好的變形，使得原奧氏體充分再結(jié)晶，從而得到一個(gè)較為均勻的相變前組織。精軋階段的關(guān)鍵在于應(yīng)變積累，要保證較大的壓下量，精軋頭兩道次采用較大的道次壓下以使變形滲透到鋼板心部，保證組織均勻。精軋階段保證未再結(jié)晶區(qū)的總變形量，以獲得優(yōu)異的低溫韌性[8]。中間坯厚度3.5t～4.5t，第二階段總變形量≥70%。終軋溫度一般控制在Ar3+70℃左右。平板軋制兩階段理想的壓下量分布如圖2所示。

圖2 鋼板軋制兩階段理想的壓下量分布

鋼板軋制結(jié)束后快速出軋機(jī)，進(jìn)入SMS層流冷卻系統(tǒng)開始冷卻。通過精確控制冷速及終冷溫度，實(shí)現(xiàn)組織的調(diào)控。

2.2 鋼板的性能

圖3 鋼板夏比沖擊試驗(yàn)轉(zhuǎn)變曲線(橫向，均值)

圖4 鋼板全壁厚落錘試驗(yàn)韌脆轉(zhuǎn)變曲線(橫向，均值)

圖5 -20益鋼板全厚度落錘試驗(yàn)斷口形貌

細(xì)小的粒狀貝氏體及均勻分布的M/A組元組成的微觀組織下，鋼板具有良好的夏比沖擊韌性，圖3是鋼板夏比沖擊試驗(yàn)轉(zhuǎn)變曲線。由圖3可見，在-50℃的低溫下夏比沖擊功仍然處于上平臺(tái)，沖擊吸收功接近500 J。圖4是鋼板的落錘試驗(yàn)韌脆轉(zhuǎn)變曲線，85%剪切面積的韌脆轉(zhuǎn)變溫度在-26℃，在-35℃的試驗(yàn)溫度下落錘剪切面積仍然有75%。圖5為-20℃鋼板全厚度落錘試驗(yàn)的斷口宏觀形貌。試樣缺口分別采用壓制型缺口和Chevron缺口,采用壓制型缺口的試樣落錘斷口為異常斷口，Chevron缺口試樣基本為正常斷口，異常斷口會(huì)影響落錘剪切面積的評(píng)判[9]，因此，落錘試樣均加工成Chevron缺口。鋼板的橫向拉伸屈強(qiáng)比保持在較低的水平，數(shù)值分布在0.77～0.85，均值為0.83，鋼板拉伸性能見表2。

表2 鋼板拉伸試驗(yàn)結(jié)果（橫向，板樣）

3 鋼管的生產(chǎn)及力學(xué)性能檢驗(yàn)結(jié)果

φ1 219 mm大直徑直縫焊管在中油寶世順公司JCOE生產(chǎn)線進(jìn)行生產(chǎn)。鋼板經(jīng)過銑邊、成型及預(yù)焊后對(duì)鋼管內(nèi)外焊縫進(jìn)行四絲埋弧焊接。鋼管完成擴(kuò)徑調(diào)整至最終尺寸后需要對(duì)焊縫及管端按照客戶要求進(jìn)行無損探傷，隨后進(jìn)行鋼管表面及幾何尺寸的最終檢查。

鋼管橫向拉伸性能見表3。拉伸試樣采用圓棒試樣，鋼管的屈服強(qiáng)度相對(duì)于鋼板平均上升50 MPa，抗拉強(qiáng)度平均上升10 MPa，屈強(qiáng)比平均升高0.06。制管后強(qiáng)度的變化符合貝氏體組織包辛格效應(yīng)特點(diǎn)[10]。圖6是鋼管-41℃夏比沖擊檢驗(yàn)結(jié)果?？梢娭乒芎箐摴軟_擊功略有降低，但仍遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)要求。圖7是鋼管-41℃全厚度落錘撕裂試驗(yàn)結(jié)果。落錘剪切面積值滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，與鋼板在-51℃時(shí)的檢驗(yàn)結(jié)果相當(dāng)，制管后落錘性能也有下降的趨勢。試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼管完全滿足低溫環(huán)境使用要求。

表3 鋼管拉伸試驗(yàn)結(jié)果（橫向，圓棒樣）

圖6 -41益管體橫向夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果(均值)

圖7 -41益管體橫向全厚度落錘撕裂試驗(yàn)結(jié)果(均值)

在鋼管母材性能檢驗(yàn)的基礎(chǔ)上對(duì)鋼管焊縫熱影響區(qū)的斷裂韌性也進(jìn)行了檢驗(yàn)。在-41℃下對(duì)熱影響區(qū)進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。熱影響區(qū)沖擊功平均值達(dá)到195 J，高于標(biāo)準(zhǔn)要求的單值≥30 J，平均值≥40 J。

圖8 -41益鋼管熱影響區(qū)橫向夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果（均值）

4 結(jié)論

為了應(yīng)對(duì)中亞C線X80厚壁、大直徑鋼管研發(fā)的挑戰(zhàn)，首鋼首秦公司開發(fā)出了以粒狀貝氏體復(fù)合第二相M/A組元的低碳貝氏體管線鋼，材料表現(xiàn)出良好的低溫韌性和低溫止裂性能。同時(shí)鋼板具有良好的強(qiáng)韌性匹配，制管后鋼管性能良好，完全滿足中亞C線壓氣站低溫環(huán)境使用的要求。

[1]API SPEC 5L,Specification for Line Pipe(44th edition)[S].

[2]ZAJAC S,SCHWINN V,TACKE K H.Characterisation and Quantification of Complex Bainitic Microstructures in High and Ultra-high Strength Linepipe Steels[J].Material Science Forum,2005,500-501:387-394.

[3]SUIKKANEN P,KARJALAINEN L,DEARDO A.Effect of Carbon Content on the Phase Transformation Characteristics,Microstructure and Properties of 500 MPa Grade Microalloyed Steelswith Non-polygonalFerrite Microstructures[J].La Metallurgia Italiana,2008(05):41-54.

[4]REGIER R W,SPEER J G.,MATLOCK D K,et al.Effect of Cooling Rate on the Crystallographic Effective Grain Size of Ferrite in Low-carbon Microalloyed Steels[C]∥Association for Iron and Steel Technology International Symposium on the Recent Developments in Plate Steels,Winter Park:[s.n.],2011:351-363.

[5]KOSTRYZHEV A G,STRANGWOOD M,DAVIS C L.Bauschinger Effect in Microalloyed Steels:Part II.Influence of Work Softening on Strength Development during UOE Line-pipe Forming[J].Metallurgical and Materials Transactions A,2011,42(10):3170-3177.

[6]SCHWINN V,FLUESS P,LIESSEM A,et al.Concepts of Grade X100 for High Toughness and Strain Based Design Application[C]∥Proceedings of the Eighteenth(2008)International Offshore and Polar Engineering Conference,Vancouver,Canada:[s.n.],2009:6-11.

[7]BIAN Y,PENNISTON C,COLLINS L,et al.Evaluation of UOE and Spiral-welding Line Pipe for Strain-based Designs[C]∥Proceedings of the 8th International Pipeline Conference,Calgary:[s.n.],2010:139-148.

[8]DOUG STALHEIM.Metallurgical Optimization of Microalloyed Steels for Oil and Gas Transmission Pipelines[C]∥Proceedings and Presentation at the 6th International Conference on High Strength Low Alloy Steels(HSLA Steels 2011).Beijing:[s.n.],2011.

[9]API RP 5L3―1996,Recommended Practice for Conducting Drop-weight Tear Tests on Line Pipe 3rd Edition[S].

[10]KOSTRYZHEV A G,STRANGWOOD M,DAVIS C L.Bauschinger Effect in Microalloyed Steels:Part I.Dependence on Dislocation-particle Interaction[J].Metallurgical and Materials Transactions A,2010,41(6):1399-1408.