厚壁焊管強度在壁厚方向分布規(guī)律的研究

張衛(wèi)華，項春萍，陳小偉，張寶利

（1.渤海裝備巨龍鋼管公司，河北 青縣 062658；2.渤海石油職業(yè)學院，河北 青縣 062552）

為了滿足油氣輸送經(jīng)濟性的要求，我國油氣輸送用鋼管向高鋼級、大壁厚方向發(fā)展，尤其是海底管線、特殊地帶等使用的鋼管要求采用壁厚更厚的焊管［1-5］。近年來，我國油氣管網(wǎng)使用的壁厚在25.4 mm以上的直縫埋弧焊管占有量逐步增加。中國南海深水天然氣項目（荔灣項目）用焊管的規(guī)格有3種：X65鋼級Φ762mm×28.6mm，X65鋼級Φ762 mm×30.2mm，X70M 鋼級Φ762mm×31.8mm［6］。隨著焊管壁厚的增加，由于鋼板軋制工藝及鋼管焊接成型等因素的影響，使得焊管壁厚方向上的力學性能分布不均勻性增加。加工圓棒試樣的位置差異將會對試驗結(jié)果產(chǎn)生較大影響。因此，研究厚壁（壁厚25.4 mm以上）焊管試樣加工位置及試驗方法，對于真實反映焊管性能，提高管道安全性，節(jié)約成本等具有重要意義?，F(xiàn)以X65鋼級Φ762 mm×30.2 mm規(guī)格厚壁焊管為例，分析其強度在壁厚方向的分布規(guī)律。

1 試驗材料及試樣制備

1.1 試驗材料

由于厚度較大鋼板的軋制次數(shù)少，鑄坯的偏析（主要是中心偏析）嚴重，原始奧氏體晶粒度大；因此，要求對X65鋼級鋼板進行控軋、鋼板合金成分控制及顯微組織控制。通過采用低C、適量Mo和微鈦處理的成分設計，純潔鋼-鈣處理和無缺陷連鑄坯的煉鋼技術(shù)，軋制時再通過快速冷卻來細化晶粒、減少帶狀組織的生成，使鋼板具有高強度、高韌性、高的均勻伸長率以及較窄的強度區(qū)間。X65鋼級鋼板的化學成分設計見表1，X65鋼級南海深水天然氣項目用鋼板的顯微組織如圖1所示。

表1 X65鋼級鋼板的化學成分（質(zhì)量分數(shù)）設計 %

圖1 X65鋼級南海深水天然氣項目用鋼板的顯微組織

從圖1可以看出：X65鋼級鋼板的晶粒度從表面到中部較為均勻，晶粒度均為10.6級。

圖2所示為X70鋼級大唐煤制氣輸氣管道工程用鋼板（板厚26.2mm）的顯微組織。從圖2可以明顯看出：板厚中部的晶粒度較為粗大，晶粒度為10級，越接近表面晶粒度越細，表面晶粒度達10.6級。從鋼板板厚方向的顯微組織來看，其表面與中部的組織是不均勻的，這是由于鋼板在軋制過程中冷卻速度過快或壓下量較小等因素造成的。對于厚度較大的鋼板，上下表面冷卻速度大，而中部的冷卻速度小，因此造成鋼板厚度方向上的組織不均勻。

圖2 X70鋼級大唐煤制氣輸氣管道工程用鋼板的顯微組織

1.2 試樣制備

1.2.1 標準對力學試樣加工的要求

APISpec 5L—2012《管線鋼管規(guī)范》標準對焊管力學試樣制備的方向和位置進行了規(guī)定，要求取橫向和縱向試塊，橫向試塊中心距直焊縫約180°或 90°，縱向試塊中心距焊縫 90°［7］。該標準規(guī)定拉伸試樣可采用板狀試樣或圓棒試樣，其他標準對板狀試樣和圓棒試樣的采用有不同的規(guī)定。APISpec 5L—2012標準中對圓棒試樣的要求是：制造商可選擇使用相鄰的較大直徑試樣外，橫向拉伸試驗用圓棒試樣的直徑還應符合規(guī)定（表2）。對于壁厚19.0mm的焊管，其縱向拉伸試驗用圓棒試樣的直徑應為12.7mm。南海深水天然氣項目對所用焊管的力學性能要求更嚴格：進行拉伸試驗時，需同時采用板狀試樣和圓棒試樣，并對板狀試樣的橫向和縱向拉伸試驗結(jié)果進行評判，以圓棒試樣的試驗結(jié)果作為參考［8］。

表2 鋼管尺寸與橫向拉伸試驗用圓棒試樣直徑之間的關(guān)系

1.2.2 圓棒試樣在鋼管壁厚方向上的加工位置

南海深水天然氣項目標準要求，對焊管板狀試樣的屈服強度進行評判，但由于圓棒試樣能更真實地反映焊管的屈服強度，因此以圓棒試樣的試驗結(jié)果為依據(jù)具有重要作用［9-10］。實踐發(fā)現(xiàn)，對于厚壁焊管，不同加工位置的圓棒試樣，其試驗結(jié)果會存在差異。但相關(guān)標準［7，8-11］對圓棒試樣的加工位置并未做出具體規(guī)定。以南海深水天然氣項目用X65鋼級Φ762 mm×30.2 mm焊管為例，分析圓棒試樣的加工位置。

圖3～4所示分別為Φ12.7 mm、Φ8.9 mm圓棒試樣在Φ762 mm×30.2 mm焊管壁厚方向上最靠外表面和內(nèi)表面的加工位置。從圖3～4可以看出：Φ12.7mm圓棒試樣的兩個位置在焊管壁厚方向上相距10.6mm，Φ8.9mm圓棒試樣的兩個位置相距14.8mm。實踐表明：在表2中的焊管規(guī)格中，對于直徑大于610 mm、壁厚大于25 mm的鋼管，Φ12.7mm圓棒試樣的兩個加工位置相距約7 mm，Φ8.9 mm圓棒試樣的兩個加工位置相距約9 mm。壁厚越厚、管徑越大，兩個加工位置會相距越遠。

圖3 Φ12.7mm圓棒試樣在焊管壁厚方向上的位置示意

圖4 Φ8.9mm圓棒試樣在焊管壁厚方向上的位置示意

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗結(jié)果

2.1.1 采用Φ12.7mm圓棒試樣

以南海深水天然氣項目用X65鋼級Φ762mm×30.2 mm焊管為例，分別在焊管內(nèi)、外表面及中部位置取Φ12.7mm圓棒試樣并進行試驗，取樣方向為橫向和縱向，其屈服強度與抗拉強度試驗結(jié)果見表3。焊管內(nèi)、外表面及中部位置的屈服強度對比如圖5所示。

從表3和圖5可以看出：對于橫向Φ12.7mm圓棒試樣，試樣加工位置在焊管內(nèi)、外表面及中部的屈服強度平均值最大相差4 MPa，基本接近；抗拉強度平均值最大相差2 MPa，非常接近。從單個試驗數(shù)據(jù)來看，大多數(shù)試樣內(nèi)、外表面的屈服強度高于中部的屈服強度，不同加工位置試樣的抗拉強度則基本接近。對于縱向Φ12.7mm圓棒試樣，加工位置在焊管外表面的試樣，其屈服強度平均值最大，比內(nèi)表面的高出25 MPa，比中部高21 MPa；內(nèi)表面的屈服強度最低，中部的屈服強度略高于內(nèi)表面；不同加工位置試樣的抗拉強度基本接近。

表3 焊管內(nèi)、外表面及中部位置的屈服強度及抗拉強度（Φ12.7 mm圓棒試樣）

圖5 焊管內(nèi)、外表面及中心位置的屈服強度對比（Φ12.7mm圓棒試樣）

2.1.2 采用Φ8.9mm圓棒試樣

以南海深水天然氣項目用X65鋼級Φ762 mm×30.2 mm焊管為例，分別在焊管內(nèi)、外表面及中部位置取Φ8.9 mm圓棒試樣并進行試驗，取樣方向為橫向和縱向，其屈服強度與抗拉強度試驗結(jié)果見表4。焊管內(nèi)、外表面及中部位置的屈服強度對比如圖6所示。

表4 焊管內(nèi)、外表面及中部位置的屈服強度及抗拉強度（Φ8.9 mm圓棒試樣）

從表4和圖6可以看出：對于橫向Φ8.9 mm圓棒試樣，試樣加工位置在焊管內(nèi)、外表面及中部的屈服強度平均值最大相差8 MPa，基本接近；內(nèi)、外表面的屈服強度很接近；抗拉強度平均值最大相差4 MPa，基本接近。對于縱向Φ8.9 mm圓棒試樣，加工位置在焊管外表面的試樣，其屈服強度最高，比內(nèi)表面高23 MPa，比中部屈服強度高16 MPa；內(nèi)表面的屈服強度最低，中部的屈服強度比內(nèi)表面略高；不同加工位置試樣的抗拉強度基本接近。

圖6 鋼管內(nèi)、外表面及中部位置的屈服強度對比（Φ8.9 mm圓棒試樣）

2.1.3 小 結(jié)

對于加工位置在X65鋼級Φ762 mm×30.2 mm焊管內(nèi)、外表面及中部的Φ12.7 mm和Φ8.9 mm圓棒試樣，橫向試樣的屈服強度和抗拉強度均較接近；但縱向試樣的屈服強度值從外表面到內(nèi)表面逐漸降低，外表面屈服強度比內(nèi)表面高23～25 MPa，比中部位置的高16～21MPa。

2.2 受力分析

在制管成型及焊管焊接過程中，管體壁厚的不同位置在制管成型過程中所受的應力不同，管體大部分面積會發(fā)生塑性形變，導致厚壁焊管在壁厚方向上的力學性能不均勻［12］。在制管成型過程中焊管母材內(nèi)、外表面受力情況如圖7所示。其中，切向壁厚外表面受到拉應力，內(nèi)表面受到壓應力；徑向壁厚內(nèi)、外表面均受到壓應力；軸向壁厚外表面受拉應力，內(nèi)表面受壓應力［13］。

圖7 在制管成型過程中焊管母材內(nèi)、外表面受力情況示意

利用ANSYS有限元軟件模擬Ф1 219 mm×32 mm焊管在成型過程中的受力情況，具體如圖8所示。從圖8可以看出：鋼板上、下表面的變形力大，中部的變形力較小，最大壓力值達到768 MPa。變形后的鋼板經(jīng)過冷作硬化，上、下表面會產(chǎn)生殘余壓應力及殘余拉應力，形變產(chǎn)生了強化。在上述幾種力的綜合作用下，厚壁焊管壁厚的不同位置出現(xiàn)了屈服強度不同的現(xiàn)象。

圖8 Ф1 219mm×32mm焊管在成型過程中的受力情況

3 包辛格效應在厚壁焊管壁厚方向的分布

焊管橫向板狀拉伸試樣在試驗前需壓平，會對屈服強度產(chǎn)生一定的影響，且壓平也會去掉試樣表層的硬化層。圓棒試樣不需要壓平，無包辛格效應影響。由于測量焊管實際的屈服強度較為困難，而測試的圓棒試樣屈服強度接近于焊管的真實屈服強度。因此，可用圓棒試樣與板狀試樣的屈服強度之差近似代表試樣壓平過程中的包辛格效應［14］。理論上，對于同一規(guī)格的焊管，包辛格效應導致的強度會在一定范圍內(nèi)降低。通過對壁厚為22mm、25.7 mm及32mm的焊管試樣進行對比，發(fā)現(xiàn)隨著壁厚的加大，包辛格效應有一定程度的減弱：壁厚為22 mm的焊管，包辛格效應最大上升180 MPa；壁厚為25.7 mm的焊管，包辛格效應最大上升142 MPa；壁厚為32mm的焊管，包辛格效應最大上升90 MPa?，F(xiàn)以南海深水天然氣項目用X65鋼級Φ762 mm×30.2 mm焊管為例，分析包辛格效應在厚壁焊管壁厚方向的變化情況。

將20組橫向板狀試樣與橫向Ф12.7 mm圓棒試樣的屈服強度進行對比，Ф12.7 mm圓棒試樣加工位置分別在焊管內(nèi)、外表面和中部。橫向板狀試樣在壓平過程中產(chǎn)生的包辛格效應如圖9所示。

圖9 橫向板狀試樣在壓平過程中產(chǎn)生的包辛格效應

由圖9可以看出：與橫向Ф12.7mm圓棒試樣相比，只有個別橫向板狀試樣的屈服強度點稍有下降，多數(shù)試樣均有不同程度的上升，最大上升140 MPa；橫向板狀試樣的包辛格效應平均在50 MPa左右。這說明橫向板狀試樣垂直于鋼板的軋制方向，在制管過程中，成型會對焊管的受力產(chǎn)生一定影響，在制樣過程中需對試樣進行反向壓平，試樣的屈服強度會產(chǎn)生較大變化。但不同加工位置的厚壁焊管橫向圓棒試樣（加工位置在焊管外表面、內(nèi)表面及中部）的包辛格效應基本相同。

4 結(jié) 論

（1）厚壁焊管的力學性能沿壁厚方向分布規(guī)律為：對于縱向圓棒試樣，加工位置在焊管外表面的試樣的屈服強度最高，中間其次，內(nèi)表面最低。由于焊管壁厚中部的變形力最小，受到外力的影響也最小，而且焊管壁厚的中部位置易于加工試樣，因此建議在相關(guān)標準中明確規(guī)定厚壁焊管圓棒試樣的加工位置為壁厚中部位置。

（2）與橫向Ф12.7mm圓棒試樣相比，橫向板狀試樣的屈服強度最大上升140 MPa，平均上升50 MPa左右。但對于橫向圓棒試樣，不同加工位置（焊管外表面、內(nèi)表面及中部）的包辛格效應基本相同。

［1］王曉香.我國天然氣工業(yè)和管線鋼管發(fā)展展望［J］.焊管，2010，33（3）：5-8.

［2］王曉香.我國焊管業(yè)的現(xiàn)狀及發(fā)展方向［J］.鋼管，2007，36（6）：12-18.

［3］王曉香.我國焊管市場形勢及對策建議［J］.鋼管，2011，40（5）：9-12.

［4］王曉香.2012年以來我國焊管產(chǎn)業(yè)的發(fā)展形勢及建議［J］.鋼管，2014，43（1）：1-4.

［5］王旭.油氣輸送管線鋼管制造與裝備技術(shù)的現(xiàn)狀及展望［J］.鋼管，2012，41（1）：7-14.

［6］王利樹，劉世澤，魏少軍，等.深海用直縫輸氣管線管的開發(fā)和應用［J］.鋼管，2014，43（2）：22-30.

［7］ APISpec 5L—2012 管線鋼管規(guī)范［S］.2012.

［8］ DNV-OS-F101—2007 Submarine pipeline systems［S］.2007.

［9］陳小偉，李延豐.試樣形式對X80級鋼板及鋼管拉伸試驗結(jié)果的影響［J］.焊管，2009，32（1）：21-25.

［10］趙金蘭，楊東升，王增輝.試樣形式對X65/X70大壁厚海底用直縫埋弧焊管拉伸試驗結(jié)果的影響［J］.焊管，2011，34（7）：31-33，37.

［11］CDP-S-NGP-PL-006-2014-3天然氣管道工程鋼管技術(shù)規(guī)格書［S］.2014.

［12］張慎偉，張其林，陳國棟.大口徑厚壁埋弧直縫焊管內(nèi)應力檢測研究［J］.振動測試與診斷，2007，27（1）：77-79.

［13］劉倩，王立君，楊春閣.大口徑直縫埋弧焊管內(nèi)的殘余應力［J］.化工機械，2005，32（6）：371-374.

［14］吉玲康.螺旋縫埋弧焊管拉伸性能測試中的包申格效應［J］.石油工業(yè)技術(shù)監(jiān)督，2005（1）：24-26.