王洪海，陳俊德，陳冬，桑偉

（德新鋼管（中國）有限公司，江蘇 無錫 214177）

隨著電站鍋爐向高參數、石化裝置向大型化方向發(fā)展，對大口徑無縫鋼管的需求日益增長。受機組條件及生產特點的限制，熱軋（擠壓）機組無法生產φ508 mm 口徑以上且徑壁比大于25 的大口徑薄壁無縫鋼管，中頻熱擴鋼管工藝作為一種不可或缺的生產工藝有效地彌補了熱軋（擠壓）機組的不足，化解了市場對多品種、多規(guī)格、小批量、大口徑無縫鋼管的供求矛盾。經過幾十年的發(fā)展，中頻熱擴鋼管工藝日益穩(wěn)定，其產品質量的穩(wěn)定性和可靠性在實踐應用中得到了檢驗和驗證[1-2]。但是，由于以往對中頻熱擴鋼管工藝的宣傳較少，行業(yè)內對該工藝存在一些認識上的誤區(qū)。例如，人們認為中頻熱擴鋼管工藝的加熱方式為局部加熱，局部加熱后擴制會影響到整只鋼管性能的均勻性[3-4]；中頻加熱推制式擴管的變形區(qū)金屬在徑向和周向受到拉應力，僅在軸向受到壓應力[5]，受力狀態(tài)差因而導致產生擴管裂紋的風險較大[6]。文獻 [7]已經從理論上對這些認識誤區(qū)進行了更正，中頻熱擴鋼管工藝的中頻感應加熱方式屬于整體加熱也得到了鋼標委鋼管分委會的認可。為了從生產實踐的角度探究中頻加熱推制式擴徑過程對材料的金相組織、晶粒度、晶界狀態(tài)和力學性能的影響，尤其是對材料沿長度和厚度方向組織和性能均勻性的影響，以下對鍋爐、電力、石油、化工裝置中常用的ASTM A335 P11 大口徑無縫鋼管的母管、中頻熱擴后的中間階段、熱處理后的最終階段進行顯微組織和晶粒度分析、晶界電鏡掃描、常溫和高溫力學性能試驗等方面的研究。

1 中頻熱擴鋼管工藝及加熱特點

中頻熱擴鋼管工藝是將檢驗合格的母管在控溫、控速、控變徑率的狀態(tài)下，從頭至尾經中頻連續(xù)均勻加熱，靠液壓缸活塞推動母管通過內置錐形芯棒，擴制成更大口徑的鋼管的一種無縫鋼管制造工藝。中頻熱擴鋼管工藝如圖1 所示。

圖1 中頻熱擴鋼管工藝示意圖Fig.1 Intermediate Frequency （IF） hot expansion process

如圖1 所示，中頻感應線圈的長度完全覆蓋母管的變形區(qū)，并在變形區(qū)前后留有足夠的加熱長度余量，使母管受熱升溫達到熱擴溫度的鋼管長度大于金屬變形區(qū)間的長度。由于母管的擴徑減壁變形完全發(fā)生在變形區(qū)內，并且可以借助溫度自動控制系統對熱擴溫度實現精確控制，保證了母管從一端到另一端的整個擴制過程是在嚴格控制的、相同的工藝溫度范圍內完成的，這比拉拔式擴管工藝中母管經整體加熱后再進行2 ～ 4 次擴制更容易保證擴制溫度沿長度方向的均勻性。

感應加熱過程是電磁感應過程和熱傳導過程的綜合體現，其中電磁感應過程起主導作用。感應電流密度沿工件徑向由表向里逐漸減小。在電流密度降為表層電流密度1/e 處的深度δ 稱為電流透入深度或電磁感應加熱的透熱深度，工件內感應電流轉化的熱量有86.5%集中在電流透入層內。電流透入深度的計算公式如式（1）所示[8]：

式中 δ——電流的透入深度，cm；

ρ——金屬的電阻率，Ω·cm；

μr——金屬的相對磁導率；

f——電流頻率，Hz。

從（1）式可以看出，電流透入深度與電流頻率的平方根成反比，采用較低的感應頻率（1 k Hz 以下）可使透熱深度增大。在鋼的居里點（760 ～ 780 ℃）以下加熱時，磁性鋼的μr數值較大，集膚效應明顯，表層與內部溫差較大，易于熱量由外向內傳導，鋼管升溫速度較快。當加熱溫度超過居里點后，鋼的相對磁導率μr=1，電流透入深度增大10 倍以上，鋼管的徑向溫差減小，表層向內部熱量傳導的速度減緩，表層與內部的溫度趨于均勻。計算鋼管感應加熱時達到表心溫度一致所需的理論透熱時間t 的公式如式（2）所示[9]：

式中 C——鋼在加熱溫度區(qū)間的比熱容，J/(g· ℃)；

T2——加熱終止溫度， ℃；

T1——加熱初始溫度， ℃；

B——鋼管的厚度，mm；

ΔP——加熱表面功率密度，W/cm2；

η——感應加熱系統的總效率，0.70 ～ 0.75。

鋼的比熱容大約為0.8 J/(g· ℃)，對于φ50.8 mm×4.5 mm 的鋼管從25 ℃加熱到825 ℃時，加熱線圈長度為150 cm，加熱功率為600 kW，由（2）式計算得出理論最短透熱時間為320 s。此時，擴管的推進速度為40 mm/min，每一段鋼管的加熱時間為2 250 s，遠遠大于理論透熱時間，所以，無論在居里點之下還是在居里點之上，電流透入深度區(qū)內的熱量有足夠時間傳導到鋼管內壁，使鋼管表層與內部的溫度趨于均勻，從而保證鋼管擴制時沿厚度方向的性能和組織的均勻性。為了在生產實踐中對此進行驗證，以下將φ508 mm×45 mm 的ASTM A335 P11 熱軋母管經第一次熱擴到φ711 mm×40 mm 進行正火+回火熱處理，然后經第二次熱擴到φ864 mm×36 mm再進行正火+回火熱處理，對各個階段的性能試驗數據、晶粒度和掃描電鏡結果進行研究。

2 工藝流程及質量控制

此處試驗研究確定的工藝流程為：φ508 mm× 45 mm 的母管復檢→涂潤滑劑、選配芯棒→第一道熱擴至φ711 mm×40 mm →檢驗試驗→正火→回火→檢驗試驗→涂潤滑劑、選配芯棒→第二道熱擴至φ864 mm×36 mm →檢驗試驗→正火→回火→檢驗試驗→矯直精整→尺寸外觀檢驗→超聲波、渦流檢測→水壓試驗→終檢。

為了保證成品熱擴鋼管的質量，必須對所用的母管及其坯料進行嚴格的質量控制。生產實踐中從以下方面對坯料和母管的質量進行控制：

（1）化學成分：控制[P]≤0.015%、[S]≤0.010%、[As、Sn]≤0.015%、[Pb、Sb、Bi]≤0.010%，[As + Sn+ Pb + Sb + Bi]≤0.035%；[P + 2.4 As + 3.6 Sn + 8.2 Sb]＜0.10%； [H]≤2.0×10-6， [O]≤2.5×10-5， [N]≤7×10-5。

（2）冶煉工藝：采用LD + LF + RH + CCM 的工藝冶煉連鑄坯。

（3）表面質量：圓坯表面不得有目視可見的裂紋、折疊、縮孔、離層和結疤、氣孔、針孔、重皮。

（4）低倍組織：疏松、縮孔、中心裂紋、中間裂紋、皮下裂紋、皮下氣泡的合格級別均不大于1.0 級。

（5）非金屬夾雜物：A 類、B 類、C 類、D 類夾雜物的粗、細系級別均不大于1.0 級， A 類、B 類、C 類、D 類夾雜物的細系級別總數和粗系級別總數分別不大于4.5 級，DS 類夾雜物應不大于1.5 級。

（6）φ500 mm 的連鑄坯經穿孔、連軋、定徑后制成φ508 mm×45 mm 的母管，母管按ASTM A335 的各項指標檢驗合格。

中頻熱擴時從以下方面對影響產品質量的因素進行控制[7]：

（1）選配合適的芯棒，包括根據母管材質確定芯棒的材質，考慮熱擴溫度下母管材質和芯棒材質的線膨脹系數精確設計芯棒尺寸。

（2）中頻感應線圈、母管、芯棒（芯棒連桿）保持同心，確保熱擴過程不產生偏壁。

（3）根據材質、壁厚和擴徑率確定第一道熱擴時的加熱溫度為（825±5）℃，第二道熱擴時的加熱溫度為（815±5）℃，熱擴過程中采用DCR 智能溫度控制系統對加熱溫度進行閉環(huán)控制。

（4）根據材質、壁厚、擴徑率和加熱溫度確定第一道熱擴時的推制速度為35 mm/min，第二道熱擴時的推制速度為40 mm/min。

（5）根據評定合格的熱處理工藝確定母管及第一道熱擴后熱處理時正火參數為930 ℃保溫60 min、風冷，回火參數為700 ℃保溫100 min、空冷，第二道熱擴后熱處理時正火參數為920 ℃保溫50 min、風冷，回火參數為690 ℃保溫90 min、空冷。

3 尺寸及外觀檢驗

分別對母管、第一道熱擴和第二道熱擴后的鋼管進行尺寸和外觀檢驗，結果如表1 所示。

表1 尺寸和外觀檢驗結果Table 1 Result of dimension and outer inspection mm

ASTM A335 標準規(guī)定的外徑允許偏差為±1%，壁厚允許偏差為-12.5% ～ +15%。母管及兩次熱擴后的外徑和壁厚偏差均滿足標準的要求，并且尺寸偏差范圍較小。第一次熱擴后，外徑和壁厚的偏差范圍小于母管相應的尺寸偏差范圍，第二次熱擴后的尺寸精度也有所改善。這說明只要母管的尺寸精度好，選配的芯棒得當并有足夠的尺寸精度，熱擴過程中能夠保持中頻感應線圈、母管、芯棒（包括芯棒連桿）三者同心，則完全可以保證中頻熱擴鋼管的尺寸精度。

4 性能對比試驗

4.1 常溫拉伸試驗

分別在熱軋母管、熱處理后的母管、第一道熱擴后的鋼管、第一次熱處理后的鋼管、第二道熱擴后的鋼管、第二次熱處理后的鋼管的兩端及中間部位沿鋼管橫截面靠近內壁、中間、靠近外壁的位置各取一個φ12.5 mm 的圓棒拉伸試樣，進行常溫拉伸試驗，結果如表2 所示。

從表2 可以看出，無論對于母管還是熱擴鋼管和熱處理后的熱擴鋼管，抗拉強度、屈服強度和延伸率均滿足標準ASTM A335—2019 的要求。第一道熱擴后，抗拉強度和屈服強度較熱軋母管狀態(tài)下降了大約2%，而延伸率提高了6.6 %～ 8.6%。每次熱擴后分別進行正火+回火熱處理，與母管熱處理狀態(tài)相比抗拉強度下降了約1% ～ 2%，屈服強度下降了約5%，延伸率無明顯差別。兩次熱擴鋼管熱處理后的性能相比，抗拉強度、屈服強度和延伸率均相對穩(wěn)定，波動范圍在4%以內，說明熱擴加工對于熱處理后的拉伸性能沒有明顯的影響。對于在鋼管不同位置取樣所測得的數據進行比較，母管、熱擴狀態(tài)和熱處理狀態(tài)的抗拉強度、屈服強度和延伸率均相對穩(wěn)定，波動范圍在5%以內，表明整只鋼管沿長度方向和厚度方向的拉伸性能具有很好的均勻性。

4.2 常溫沖擊試驗

分別在熱軋母管、熱處理后的母管、第一道熱擴后的鋼管、第一次熱處理后的鋼管、第二道熱擴后的鋼管、第二次熱處理后的鋼管兩端及中間部位沿鋼管橫截面靠近內壁、中間、靠近外壁的位置各取一組沖擊試樣，共9 組27 個試樣，試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm，帶有標準V 型缺口，在20 ℃室溫下進行常溫沖擊試驗，結果如表3 所示，將每組內的三個沖擊功數值取平均值繪制的五個階段的沖擊功曲線如圖2 所示。

表2 常溫拉伸試驗結果Table 2 Result of tensile test at room temperature

由于ASTM A335 標準沒有對沖擊試驗的相關要求，因此，沖擊試驗的合格值參照GB/T 5310—2017。試驗數據表明，材料在各個階段的常溫沖擊功遠遠高于GB/T 5310—2017 規(guī)定的最低值，表明經過熱擴加工和熱處理之后材料沖擊韌性的儲備裕度較大。從圖2 中的沖擊功曲線來看，每條曲線都比較平坦，熱軋母管、第一道熱擴后的鋼管、第一次熱處理后的鋼管、第二道熱擴后的鋼管、第二次熱處理后的鋼管在9 個位置的沖擊功平均值波動范圍分別為：4.0%，2.4%，4.2%，4.5%，4.3%，說明熱擴加工后及熱處理后鋼管的沖擊功沿長度方向和厚度方向相對比較均勻。

圖2 常溫沖擊功曲線Fig.2 Impact energy curve at room temperature

熱擴后，鋼管的沖擊功較母管的沖擊功下降約22% ～ 29%。因為P11 的Ac3 溫度為850 ℃，母管的終軋溫度在950 ℃以上，終軋后的母管經空冷相當于進行了正火處理。而熱擴時的加熱溫度為825 ℃，未達到正火處理的要求，因此表現出沖擊韌性較母管有所降低。但是，經過正火+回火熱處理后，鋼管的沖擊功較熱擴狀態(tài)提高了一倍左右。因此，合金熱擴鋼管應以熱處理狀態(tài)交貨，這樣即便是在擴徑率較大的情況下，熱處理也能夠保證沖擊韌性有足夠的儲備裕度。熱擴鋼管經熱處理后的沖擊功比熱軋母管經熱處理后的沖擊功下降了3% ～ 8.6%，但是，由于鋼管經熱處理后沖擊韌性的儲備裕度很高，沖擊功略有下降對使用已無明顯影響。

4.3 高溫拉伸試驗

P11 的最高使用工作通常在510 ℃以下，因此，分別在200，250，300，350，400，450，500 ℃的溫度下進行高溫拉伸試驗。分別在熱處理后的熱軋母管、第一次熱擴后熱處理的鋼管、第二次熱擴后熱處理的鋼管的兩端及中間部位各取14 個縱向拉伸試樣，在相應溫度下的拉伸試驗結果如表4 所示。

表4 高溫拉伸試驗結果Table 4 Result of tensile test at high temperature

從表4 可以看出，無論對于熱處理狀態(tài)的母管還是熱處理后的熱擴鋼管，在200，250，300，350，400，450，500 ℃時的高溫屈服強度遠遠高于標準ASME II D 的要求。兩次熱擴后進行熱處理的鋼管的高溫屈服強度比對應溫度下熱處理狀態(tài)母管的屈服強度低3% ～ 7%，而兩次熱擴后熱處理狀態(tài)的高溫屈服強度相對比較穩(wěn)定，波動范圍不超過4%。說明熱擴加工對于熱處理后的高溫拉伸性能沒有明顯的影響。對于在鋼管不同位置取樣所測得的數據進行比較，母管和熱擴鋼管熱處理狀態(tài)的高溫屈服強度也相對穩(wěn)定，波動范圍在5%以內。

ASTM 通過對鋼制材料進行的大量的高溫短時拉伸試驗發(fā)現，成分相近但強度等級不同的鋼制材料其高溫短時強度變化規(guī)律相同[10]。根據ASME第II 卷D 篇表Y-1 中給出的P11 的高溫短時屈服強度數值與常溫屈服強度繪制的比值曲線RS如圖3 中的綠色曲線所示，本試驗中熱處理狀態(tài)下的熱軋母管和熱擴鋼管的RS曲線也呈現出相同的走勢，在200 ～ 500 ℃區(qū)間內與標準比值曲線的偏離在-1.2% ～ 4%之間。

圖3 P11 的高溫/常溫屈服強度比值曲線Fig.3 Ratio curve of high temperature/room temperature yield strength of P11

4 金相檢測和電鏡掃描

分別在熱軋母管、熱處理后的熱軋母管、第一道熱擴后的鋼管、第一次熱處理后的鋼管、第二道熱擴后的鋼管、第二次熱處理后的鋼管上沿鋼管橫截面靠近內壁和靠近外壁的位置取金相試樣，在金相顯微鏡下進行金相檢測，各階段鋼管的金相圖譜分別如圖4 ～ 9 所示，晶粒度評級和顯微組織如表5 所示。

圖4 母管的金相組織Fig.4 Microstructure of mother pipe

圖5 母管熱處理后的金相組織Fig.5 Microstructure of heat-treated mother pipe

圖6 第一道熱擴后的金相組織 Fig.6 Microstructure of 1st time expanded pipe

圖7 第一次熱處理后的金相組織Fig.7 Microstructure of 1st time heat-treated pipe

圖8 第二道熱擴后的金相組織圖Fig.8 Microstructure of 2nd time expanded pipe

圖9 第二次熱處理后的金相組織Fig.9 Microstructure of 2nd time heat-treated pipe

鋼管在各個階段的晶粒度均滿足GB/T 5310—2017 規(guī)定的4 ～ 10 級、級差小于3 的要求。熱擴后的晶粒度比熱軋母管的晶粒度略有提高。中頻熱擴過程是將材料加熱到Ac1 溫度以上進行壓力加工，然后空冷至室溫，相當于進行了形變熱處理，這種形變熱處理可以起到細化晶粒的作用[11-12]。對熱擴鋼管進行正火加回火熱處理可使晶粒進一步細化。顯微組織均為鐵素體+珠光體+粒狀貝氏體，無黃塊狀組織或帶狀組織。在鋼管的每個階段，內外壁的晶粒度和顯微組織沒有明顯差別。

分別在第一道熱擴后的鋼管、第一道熱擴后熱處理狀態(tài)的鋼管、第二道熱擴后的鋼管、第二道熱擴后熱處理狀態(tài)的鋼管上沿鋼管橫截面靠近內壁和靠近外壁的位置取橫向金相試樣，進行掃描電鏡檢測（EMS），各階段鋼管的電子圖像分別如圖10 ～ 13 所示。在各階段內部或外部的EMS 圖像上均未發(fā)現晶界裂紋缺陷或晶界撕裂現象。

5 結束語

通過溫度自動控制系統嚴格控制中頻感應加熱的溫度，并根據母管材質、厚度和擴徑比確定適當的推制速度，可以保證無縫鋼管熱擴過程中溫度沿鋼管長度和厚度方向的均勻性。嚴格控制坯料的化學成分和冶煉工藝并加強對母管的檢驗有利于提高中頻熱擴鋼管的質量。對P11 熱軋母管（熱軋狀態(tài)和熱處理狀態(tài)）、兩次熱擴狀態(tài)和兩次熱處理狀態(tài)進行的各項對比試驗表明，熱擴加工對常溫抗拉強度、屈服強度和延伸率的影響較小，使沖擊韌性有一定程度的降低，但是，經過適當的熱處理可以顯著提高沖擊韌性，并使晶粒細化。P11 鋼管熱擴后未見黃塊狀組織或帶狀組織，電鏡掃描未發(fā)現晶界裂紋缺陷或晶界撕裂，超聲波檢測和渦流檢測未見超標缺陷。熱處理后的P11 中頻熱擴鋼管滿足標準要求的常溫機械性能和高溫拉伸性能。在鋼管不同位置取樣所測的常溫機械性能和高溫屈服強度沒有異常波動，金相組織、晶粒度和晶界狀態(tài)也沒有明顯差別，從試驗的角度證實了中頻熱擴加工不會影響鋼管沿長度和厚度方向的組織及性能的均勻性。

圖10 第一道熱擴后的電鏡掃描圖像 Fig.10 EMS image of 1st time hot-expanded pipe

圖11 第一道熱擴后熱處理狀態(tài)的電鏡掃描圖像Fig.11 EMS image of 1st time heat-treated pipe

圖12 第二道熱擴后的電鏡掃描圖像Fig.12 EMS image of 2nd time hot-expanded pipe

圖13 第二道熱擴后熱處理狀態(tài)的電鏡掃描圖像Fig.13 EMS image of 2nd time heat-treated pipe