陳小偉

（渤海裝備巨龍鋼管有限公司， 河北 青縣062658）

在油氣輸送用直縫埋弧焊管制造過程中， 由于加工硬化導(dǎo)致材料的拉伸性能發(fā)生較大變化，尤其對(duì)于X80 鋼， 制管后屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比明顯升高[1-6]。 鋼板拉伸性能必須依據(jù)鋼管拉伸性能要求和制管過程拉伸性能的變化規(guī)律確定， 然而實(shí)踐表明， 不同生產(chǎn)廠家制造的X80 鋼板， 甚至同一廠家不同批次的鋼板， 經(jīng)過相同的制管工藝后拉伸性能變化差異很大。 這就使得在確定鋼板拉伸性能要求時(shí)存在實(shí)質(zhì)的困難， 經(jīng)常出現(xiàn)確定的鋼板拉伸性能要求不能滿足鋼管拉伸性能要求的現(xiàn)象。 比如鋼板拉伸性能符合要求但制管后不合格， 或者鋼板拉伸性能不符合要求但制管后合格。 因此， 深入研究X80 鋼制管過程中應(yīng)變強(qiáng)化規(guī)律及其影響因素， 有助于從設(shè)計(jì)源頭對(duì)材料性能及其變化規(guī)律進(jìn)行掌控， 提高開發(fā)效率和性能合格率。

1 試驗(yàn)材料及方法

選用不同制造商制造的6 種X80 鋼級(jí)22 mm厚熱軋鋼板， 這些鋼板在成分設(shè)計(jì)、 組織設(shè)計(jì)及拉伸性能方面存在差異。 6 種鋼的化學(xué)成分見表1， 其中A、 B、 C 為高Nb 鋼， D、 E、 F 為低Nb 鋼， 以對(duì)比不同Nb 含量X80 鋼制管過程中屈服強(qiáng)度及屈強(qiáng)比的變化規(guī)律。

制管前， 選取鋼板試樣進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)， 鋼板的理化性能符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求。 在JCOE 直縫埋弧焊管生產(chǎn)線上采用相同的工藝對(duì)6 種鋼板進(jìn)行Φ1 219 mm×22 mm 直縫埋弧焊管的生產(chǎn)， 擴(kuò)徑率目標(biāo)值為0.8%。 制管后， 在與鋼板取樣對(duì)應(yīng)的鋼管上取樣進(jìn)行拉伸性能試驗(yàn)，拉伸試樣采用棒狀試樣， 拉伸性能試驗(yàn)按ASTM A370 標(biāo)準(zhǔn)在WE-1000 液壓萬能試驗(yàn)機(jī)上完成。

表1 試驗(yàn)用X80 鋼的化學(xué)成分

2 X80 鋼制管前后拉伸性能變化規(guī)律

2.1 高Nb 鋼制管前后拉伸性能變化情況

3 種高Nb 鋼板、 鋼管拉伸性能及其對(duì)比見表2。 由表2 可以 看出， A、 B、 C 三種高Nb鋼板經(jīng)相同制管工藝制管后， 屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比均有較大幅度的升高。 其中A 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高96 MPa， B 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高66 MPa， C 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高89 MPa。 抗拉強(qiáng)度升高較小， 均值范圍在24～42 MPa， 因此造成屈強(qiáng)比較大幅度的升高。 對(duì)比可見， A 鋼板和C 鋼板制管后屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比的升高較B 鋼板制管后的升高幅度更明顯。

表2 3 種高Nb 鋼板、鋼管拉伸性能及變化情況

3 種高Nb 鋼制管后屈服強(qiáng)度、 抗拉強(qiáng)度及屈強(qiáng)比均有明顯的升高， 尤其是A 鋼和C 鋼屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比上升最明顯， B 鋼居中。 為更清晰地分析鋼板性能與制管過程中屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比升高的關(guān)系， 分別建立3 種鋼板制管后屈服強(qiáng)度升高值與鋼板屈服強(qiáng)度的關(guān)系及屈強(qiáng)比的增加值與鋼板屈服強(qiáng)度的關(guān)系， 如圖1～圖3 所示。

圖1 A 鋼板與鋼管拉伸性能變化的關(guān)系

從圖1～圖3 可以看出， 對(duì)于同一批鋼板，制管過程中屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比的升高值隨著鋼板屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比的升高而減小； 鋼管屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比有趨同趨勢(shì)。 不同鋼在制管前后的屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比變化情況也有明顯的不同。 當(dāng)鋼板屈服強(qiáng)度小于580 MPa 時(shí)， A、 B 鋼管-鋼板屈服強(qiáng)度的增量相當(dāng)， 但C 鋼增量略低； 而當(dāng)鋼板屈服強(qiáng)度小于580 MPa 時(shí)， A 鋼仍表現(xiàn)出較強(qiáng)的屈服強(qiáng)度的增加， 而B 鋼增量減小。

圖2 B 鋼板與鋼管拉伸性能變化的關(guān)系

圖3 C 鋼板與鋼管拉伸性能變化的關(guān)系

2.2 低Nb 鋼制管前后的性能變化

鋼板經(jīng)相同制管工藝制管后， 屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比均有較大幅度的升高。 其中D 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高106 MPa， E 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高105 MPa， F 鋼板制管后屈服強(qiáng)度平均升高29 MPa。 抗拉強(qiáng)度升高較小， 均值在-2～21 MPa， 因此造成屈強(qiáng)比較大幅度的升高。對(duì)比可見， D、 E 鋼板制管后屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比的升高要較F 鋼板制管后的升高幅度更明顯。

表3 3 種低Nb 鋼板、鋼管拉伸性能及變化情況

由上述結(jié)果可見， 所研究的6 種鋼無論是高Nb 鋼還是低Nb 鋼， 均存在制管后屈服強(qiáng)度及屈強(qiáng)比顯著升高的現(xiàn)象。 甚至部分低Nb 鋼所表現(xiàn)出的特性比高Nb 鋼更加嚴(yán)重。

3 制管過程中屈服強(qiáng)度升高的原因及其影響因素

3.1 制管過程屈服強(qiáng)度升高的原因

JCOE 制管過程中， 材料形變強(qiáng)化和包辛格效應(yīng)綜合作用的結(jié)果導(dǎo)致屈服強(qiáng)度升高。 鋼板在JCO 成型過程中發(fā)生彎曲變形， 中性層到內(nèi)表面承受壓縮變形， 中性層到外表面為拉伸變形， 且越到內(nèi)外表面變形越大， 如圖4 所示。 另外， 由于成型過程材料的延展， 加劇了外表面的拉伸變形和內(nèi)表面的壓縮變形[7-8]。

圖4 JCO 成型過程中鋼板應(yīng)變圖（板厚22 mm）

另一個(gè)關(guān)鍵因素是機(jī)械擴(kuò)徑。 對(duì)Φ1 219 mm×22 mm 鋼管， 經(jīng)過JCO 成型及0.8%左右的機(jī)械擴(kuò)徑后， 鋼管外表面發(fā)生了2.8%左右的拉伸應(yīng)變， 而內(nèi)表面發(fā)生了0.9%左右的壓縮應(yīng)變。

研究表明， 呈現(xiàn)明顯屈服現(xiàn)象的鋼具有較高的包申格效應(yīng)， 而對(duì)沒有明顯屈服現(xiàn)象的鋼， 則具有較低的包申格效應(yīng)[4,9]。 本試驗(yàn)所用X80 鋼的組織均為針狀鐵素體型（或低碳貝氏體） 顯微組織， 這種組織是奧氏體在連續(xù)轉(zhuǎn)變過程中所形成的多相復(fù)合組織， 包括多邊形鐵素體、 準(zhǔn)多邊形鐵素體、 粒狀貝氏體、 貝氏體以及M/A 組元，這些組織軟硬程度不同， 在拉伸變形過程中持續(xù)發(fā)生應(yīng)變強(qiáng)化[10-13]。

不同的變化幅度與不同材料的應(yīng)力-應(yīng)變行為及加工硬化能力存在差異有關(guān)， 影響材料應(yīng)力-應(yīng)變行為的因素很多。 文獻(xiàn)[4] 指出， 材料的加工硬化能力與強(qiáng)度有關(guān)， 而化學(xué)成分和制造工藝共同決定材料的屈服強(qiáng)度， 顯微組織又是材料制造過程所有要素相互作用的最終體現(xiàn)。 因此， 要弄清不同材料性能變化， 應(yīng)結(jié)合鋼板的性能、 材料成分及組織進(jìn)行系統(tǒng)分析。

3.2 鋼板拉伸性能對(duì)鋼管屈服強(qiáng)度增量的影響

表4 給出了6 種試驗(yàn)材料拉伸性能各項(xiàng)指標(biāo)的平均值以及制管后各項(xiàng)指標(biāo)的變化量， 圖5 為不同鋼板屈服強(qiáng)度平均值與制管后屈服強(qiáng)度變化平均值之間的關(guān)系。

由表4 和圖5 可以看出， 不同種類的鋼板制管后屈服強(qiáng)度的變化與鋼板屈服強(qiáng)度之間沒有明顯規(guī)律性。 可見， 無法依據(jù)不同鋼板屈服強(qiáng)度水平判定制管后屈服強(qiáng)度變化的相對(duì)幅度，屈服強(qiáng)度不是決定材料制管過程屈服強(qiáng)度變化的主要因素。

表4 不同種類鋼板、鋼管拉伸性能及其制管后變化量的平均值

圖5 鋼板屈服強(qiáng)度對(duì)管-板屈服強(qiáng)度變化的影響

圖6 為不同鋼板抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度平均值之差與制管后屈服強(qiáng)度平均值變化量之間的關(guān)系。 由圖6 可見， 除了個(gè)別鋼板外 （圖中C 鋼板）， 對(duì)于不同種類的鋼板， 制管后屈服強(qiáng)度變化與某種鋼板抗拉強(qiáng)度、 屈服強(qiáng)度平均值之差存在一定的規(guī)律性。 制管后屈服強(qiáng)度的上升值隨著鋼板抗拉強(qiáng)度、 屈服強(qiáng)度差的增加而增加。

圖6 鋼板抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度差對(duì)管-板屈服強(qiáng)度差的影響

3.3 材料化學(xué)成分對(duì)鋼管拉伸性能的影響

鋼的成分是影響其性能的一個(gè)重要因素。 由表1 可見， 不同材料的w（C）均為0.04%～0.07%，符合正常制造過程中C 含量的波動(dòng)范圍， 可認(rèn)為在同一水平。 w（Mn）為1.70%～1.86%， 波動(dòng)在10%范圍內(nèi)， 可基本認(rèn)為具有相同的Mn 含量水平。 6 種材料合金元素的主要差別在于Mo、 Ni、Cr、 Cu 及Nb 元 素。 其 中 按Nb 含 量 可 分 為 高Nb 鋼 （A 鋼板、 B 鋼板、 C 鋼） 和普通Nb 含量鋼（D 鋼板、 E 鋼板、 F 鋼）。 對(duì)高Nb 鋼可分為高Nb、 無Mo 的Ni-Cr-Cu 體系 （A 鋼和B 鋼），高Nb、 少量Mo 的Ni-Cr-Cu 體系 （C 鋼）， 以及低Nb、 高M(jìn)o 的Ni-Cu 體系 （D 鋼板、 E 鋼板、 F 鋼）。

3.3.1 Nb 對(duì)鋼管拉伸性能的影響

圖7 為不同Nb 含量鋼板制管后屈服強(qiáng)度上升情況， 其中A 鋼板、 B 鋼板、 C 鋼板屬于高Nb 鋼， D 鋼板、 E 鋼板、 F 鋼板屬于普通低Nb含量鋼。 可以看出， 兩種低Nb 鋼D 鋼板和E 鋼板制管后屈服強(qiáng)度上升的幅度明顯大于高Nb鋼， 而另一種低Nb 鋼F 鋼板制管后屈服強(qiáng)度上升幅度低于低Nb 鋼。 Nb 不應(yīng)該是造成制管后屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比超標(biāo)的決定因素。

圖7 Nb 含量對(duì)管-板屈服強(qiáng)度差的影響

3.3.2 其他合金元素對(duì)管-板屈服強(qiáng)度的影響

圖8 為主要合金元素Mo、 Ni、 Cr 含量與制管后屈服強(qiáng)度變化的關(guān)系。 從圖8 可以看出， 合金元素含量與制管后屈服強(qiáng)度的變化量之間沒有明顯的規(guī)律性。

圖8 主要合金含量對(duì)管-板屈服強(qiáng)度差的影響

3.3.3 碳當(dāng)量Ceq 對(duì)屈服強(qiáng)度上升的影響

從單一成分看， Nb、 Ni、 Cr、 Cu 等成分并沒有反映出其對(duì)管-板性能變化的影響， 這主要因?yàn)閷?duì)鋼鐵材料， 合金元素是相互影響的， 而這種綜合的影響很難估計(jì)。 因此， 借鑒碳當(dāng)量Ceq來觀察成分的綜合影響。

圖9 給出了不同種材料碳當(dāng)量Ceq 與制管后屈服強(qiáng)度差的關(guān)系。 從圖9 可以看出， A 鋼板Ceq 僅為0.38%， 屈服強(qiáng)度上升達(dá)96 MPa， 與Ceq 為0.44%的D 鋼板、 Ceq 為0.45%的E 鋼板制管后屈服強(qiáng)度上升處于同一水平（上升值分別為106 MPa、 105 MPa）。 Ceq 為0.41%的F 鋼板制管后屈服強(qiáng)度上升最少， 僅為29 MPa。 整體上看， 制管后屈服強(qiáng)度升高值與Ceq 之間沒有明顯規(guī)律。

圖9 Ceq 對(duì)管-板屈服強(qiáng)度差的影響

3.3.4 制管后屈服強(qiáng)度變化與材料顯微組織的關(guān)系

圖10 為6 種鋼板典型顯微組織照片。 從圖10 可以看出， 材料顯微組織均屬于針狀鐵素體型組織， 主要由針狀鐵素體、 準(zhǔn)多邊形鐵素體、粒狀貝氏體、 多邊形鐵素體和M/A 組元等相組成[14-15]。 但不同材料顯微組織的各組元構(gòu)成比例、分布、 晶粒尺寸等方面存在差異。

A 鋼 板、 C 鋼 板、 D 鋼 板、 E 鋼 板 具 有 相似的顯微組織， 主要由針狀鐵素體、 準(zhǔn)多邊形鐵素體、 粒狀貝氏體和M/A 組元構(gòu)成。 其中，針狀鐵素體晶粒非常細(xì)小， 而且相互間呈交錯(cuò)咬合分布； 粒狀貝氏體主要由多邊形鐵素體和分布其上的點(diǎn)狀M/A 組元構(gòu)成， M/A 組元尺寸非常細(xì)小， 均分布在鐵素體基體上。 這種組織整體上表現(xiàn)為晶粒尺寸細(xì)小， 晶粒度可達(dá)12.5級(jí)以上。 從晶粒尺寸看， A 鋼板、 C 鋼板顯微組織中， 粒狀貝氏體的多邊形鐵素體基體數(shù)量及尺寸大于D 鋼板和E 鋼板， D 鋼板和E 鋼板包含更多的針狀鐵素體組織， 具有更細(xì)的晶粒尺寸。

圖10 6 種鋼的金相組織形貌

從制管后屈服強(qiáng)度變化規(guī)律來看， A 鋼板和C 鋼板屈服強(qiáng)度分別升高了96 MPa 和89 MPa，D 鋼板和E 鋼板制管后屈服強(qiáng)度分別升高了106 MPa 和105 MPa。 表明具有這種組織類型的鋼板， 制管過程中屈服強(qiáng)度大幅升高， 同時(shí)， 晶粒尺寸越細(xì)小， 升高幅度越大。

B 鋼板、 F 鋼板具有接近的針狀鐵素體顯微組織， 主要由少量細(xì)小多邊形鐵素體、 準(zhǔn)多邊形鐵素體、 少量粒狀貝氏體和M/A 組元構(gòu)成。 與A 鋼板、 C 鋼板、 D 鋼板、 E 鋼板的顯微組織相比， 針狀鐵素體晶粒尺寸明顯增加， 塊狀鐵素體數(shù)量較多， 鐵素體基體上的M/A 組元數(shù)量較少，且M/A 組元的尺寸較大。 尤其是F 鋼板中鐵素體尺寸大， 長寬比降低； B 鋼板中鐵素體尺寸較小， 數(shù)量較多， 多邊形鐵素體含量最少。

從制管后屈服強(qiáng)度變化與顯微組織的關(guān)系看， D 鋼板和E 鋼板含有數(shù)量最多、 尺寸最小的粒狀貝氏體， 主要為針狀鐵素體， 其制管后屈服強(qiáng)度升高最明顯， 分別為106 MPa 和105 MPa；A 鋼板和C 鋼板含有較多的塊狀鐵素體組織，同時(shí)還有一定的多邊形鐵素體和少量粒狀貝氏體等組織， 晶粒尺寸較大， 制管后屈服強(qiáng)度上升明顯， 分別為96 MPa 和89 MPa， 僅次于D 鋼板、 E 鋼板； B 鋼板中塊狀鐵素體晶粒尺寸進(jìn)一步增大， 同時(shí)含有少量粒狀貝氏體， 制管后屈服強(qiáng)度上升較明顯， 為66 MPa； F 鋼板中針狀鐵素體晶粒尺寸最大， 含有大量的多邊形鐵素體和塊狀鐵素體， 制管后屈服強(qiáng)度上升最少， 僅為29 MPa。

結(jié)果表明， 材料制管后屈服強(qiáng)度的變化與顯微組織之間存在顯著的關(guān)系。 具有類似A 鋼板、C 鋼板、 D 鋼板、 E 鋼板顯微組織的鋼板， 制管后屈服強(qiáng)度大幅度升高； 而具有類似B 鋼板、 F 鋼板顯微組織的鋼板， 制管后屈服強(qiáng)度的升高幅度較小。 這主要與組織中的針狀鐵素體中不同形態(tài)鐵素體的含量以及晶粒的尺寸有關(guān)。 組織中低溫轉(zhuǎn)變組織含量越多， 尺寸越小， 制管后屈服強(qiáng)度上升越明顯； 組織中多邊形鐵素體和塊狀鐵素體含量越多， 晶粒尺寸適中， 制管后屈服強(qiáng)度升高幅度越小。

4 結(jié) 論

（1） 6 種X80 鋼制造的Φ1 219 mm×22 mm直縫埋弧焊管制管前后材料的屈服強(qiáng)度、 抗拉強(qiáng)度及屈強(qiáng)比均發(fā)生了變化， 尤其是屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比變化顯著， 這種變化因材料的不同而不同。

（2） 對(duì)同一材料， 制管過程屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比的增量隨鋼板屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比的升高而降低， 對(duì)于不同材料， 鋼板的屈服強(qiáng)度與制管后屈服強(qiáng)度的變化量之間無明顯的規(guī)律。 對(duì)于不同材料， 制管后屈服強(qiáng)度變化與鋼板屈服強(qiáng)度、 抗拉強(qiáng)度平均值之差存在一定的規(guī)律性。

（3） 合金元素對(duì)制管過程中的屈服強(qiáng)度、屈強(qiáng)比的變化無決定性影響； 但合金元素可通過影響顯微組織對(duì)屈服強(qiáng)度、 屈強(qiáng)比變化產(chǎn)生顯著影響。

（4） 顯微組織是影響制管前后屈服強(qiáng)度、屈強(qiáng)比變化的關(guān)鍵因素， 以細(xì)小針狀鐵素體為主的組織， 制管過程屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比升高較多， 以多邊形鐵素體、 塊狀鐵素體及粒狀貝氏體為主的組織， 制管過程屈服強(qiáng)度和屈強(qiáng)比升高較小。