朱 林，鄒喜洋，羅莉果，程向龍

（衡陽(yáng)華菱鋼管有限公司，湖南 衡陽(yáng) 421001）

近年來(lái)隨著我國(guó)石油工業(yè)的迅速發(fā)展，石油管的市場(chǎng)需求逐年增多。由于N80-1鋼級(jí)油套管生產(chǎn)工藝相對(duì)簡(jiǎn)單，且不受調(diào)質(zhì)工藝設(shè)備能力不足的制約，N80-1鋼級(jí)油套管的應(yīng)用相當(dāng)普遍[1-3］。目前，非調(diào)質(zhì)石油管的生產(chǎn)通常是在中碳鋼和中碳錳鋼中添加微合金元素，通過(guò)在線正火工藝形成細(xì)晶鐵素體+珠光體，并使材料具有優(yōu)良的綜合力學(xué)性能[4-6］。實(shí)踐表明：當(dāng)材料的成分設(shè)計(jì)欠妥或工藝控制不當(dāng)，N80-1鋼級(jí)管體材料極易形成粗大的晶粒、產(chǎn)生異常金相組織，并造成管體材料沖擊韌性低劣，進(jìn)而造成鋼管斷裂、端部裂紋、接箍開(kāi)裂及螺紋黏結(jié)等[7-13］。因此，N80-1油套管對(duì)強(qiáng)度和沖擊韌性的匹配性具有較高的要求。本文研究不同工藝對(duì)N80-1加厚油管金相組織和性能的影響。

1 試驗(yàn)材料

用于制造N80-1加厚油管的母管為衡陽(yáng)華菱鋼管有限公司生產(chǎn)的Φ73.02 mm×5.51 mm規(guī)格的鋼管，鋼管通過(guò)在線正火工藝生產(chǎn)，其成分見(jiàn)表1，成分結(jié)果滿足API Spec 5CT—2018《套管和油管規(guī)范》的要求。通過(guò)管端模具設(shè)計(jì)，采用單次加厚變形的工藝對(duì)鋼管端部進(jìn)行加厚處理。加厚時(shí)，采用感應(yīng)加熱裝置控制管端加熱溫度在1 250℃以下，防止管端加厚過(guò)程中出現(xiàn)過(guò)燒等缺陷。加厚鋼管如圖1所示。

表1 36Mn2V材質(zhì)加厚油管化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）%

圖1 加厚鋼管示意

2 試驗(yàn)方法與結(jié)果

為了研究N80-1加厚油管在不同熱處理狀態(tài)和不同位置的金相組織、硬度、拉伸性能和沖擊性能，將加厚后不做任何熱處理的鋼管命名為“加厚態(tài)”鋼管。取加厚的油管進(jìn)行正火處理：加厚油管放入880℃的熱處理爐中保溫60 min，加熱后的鋼管放置在空氣中自然冷卻至室溫，將正火處理狀態(tài)的鋼管命名為“正火態(tài)”鋼管。

分別在加厚態(tài)和正火態(tài)N80-1加厚管的加厚端、過(guò)渡帶和管體位置截取試樣，研究不同狀態(tài)下鋼管的金相組織、硬度、拉伸性能和沖擊性能。其中，拉伸試驗(yàn)時(shí)，在加厚端位置取樣加工成Φ5 mm的圓棒試樣，在過(guò)渡帶位置取樣加工成寬為19 mm的板拉伸試樣，在管體位置加工成19 mm寬的圓管弧形試樣（圖2）。沖擊試驗(yàn)時(shí)，在加厚端、過(guò)渡帶和管體取樣均加工成10 mm×3 mm×55 mm的小尺寸沖擊試樣。

圖2 N80-1加厚油管不同位置的拉伸和硬度試樣（部分）

2.1 金相組織

加厚態(tài)N80-1油管不同位置的金相組織如圖3所示。從圖3中可以看出，加厚端位置的組織為粗大的珠光體+網(wǎng)狀鐵素體，網(wǎng)狀鐵素體顯示的原奧氏體的晶粒達(dá)到6級(jí)；管體位置的組織為細(xì)小的珠光體+均勻分散的鐵素體，晶粒度為8級(jí)；過(guò)渡帶的組織均勻細(xì)小，呈兩相區(qū)加熱的異常組織狀態(tài)。造成不同位置組織差異的主要原因是，油管管體為在線正火生產(chǎn)的組織，呈現(xiàn)為正常的鐵素體+珠光體組織；加厚端則經(jīng)過(guò)了1 250℃下的高溫加熱及變形，高溫下晶粒長(zhǎng)大而形成了粗大的組織；而過(guò)渡帶位置處于高溫加熱的加厚端與室溫狀態(tài)下的管體之間，溫度梯度較大，部分區(qū)域處于兩相區(qū)溫度范圍，因而形成了異常的組織狀態(tài)。

圖3 加厚態(tài)N80-1油管不同位置的金相組織

正火態(tài)油管不同位置的金相組織如圖4所示。從圖中可以看出，正火后N80-1加厚油管的加厚端、過(guò)渡帶和管體的組織均為細(xì)晶的鐵素體+珠光體組織，組織的晶粒度達(dá)到9級(jí)，并且鐵素體和珠光體的含量基本相同。對(duì)比圖3可以明顯地看出，N80-1加厚油管正火后鐵素體組織的含量顯著提高，且組織結(jié)構(gòu)明顯均勻化和細(xì)化。這表明正火能夠顯著地改善N80-1鋼管的組織結(jié)構(gòu)。

圖4 正火態(tài)N80-1油管的金相組織

2.2 硬度和拉伸性能

加厚態(tài)和正火態(tài)N80-1油管的硬度在不同位置的分布情況如圖5所示。從圖5中可以看出，N80-1油管在加厚態(tài)下的硬度明顯地高于正火態(tài)下的硬度。對(duì)于加厚態(tài)的N80-1油管，加厚端的平均硬度達(dá)到294 HV10，而管體的平均硬度為263 HV10，硬度從加厚端到管體存在明顯降低；而對(duì)于正火態(tài)的N80-1油管，加厚端、過(guò)渡帶和管體的硬度基本相同，平均為245 HV10。

圖5 加厚態(tài)和正火態(tài)N80-1油管不同位置的硬度

加厚態(tài)和正火態(tài)N80-1油管的拉伸性能結(jié)果見(jiàn)表2。從表中可以看出，不同狀態(tài)、不同位置的拉伸性能均符合API Spec 5CT規(guī)范對(duì)N80-1油管的性能要求，但不同狀態(tài)、不同位置的性能存在較大的差異。對(duì)于加厚態(tài)的N80-1油管，加厚端的屈服強(qiáng)度較高，接近N80-1油管的上限要求值，而過(guò)渡帶和管體的強(qiáng)度依次降低。加厚端的強(qiáng)度與管體的強(qiáng)度相差達(dá)100 MPa。對(duì)于正火態(tài)的N80-1油管，加厚端、過(guò)渡帶和管體的強(qiáng)度基本相同，并且較加厚態(tài)下不同位置的強(qiáng)度均有大幅的降低。

表2 N80-1油管的拉伸性能

不同狀態(tài)下N80-1加厚油管的硬度和強(qiáng)度具有相同的變化趨勢(shì)，并且與金相組織有直接的對(duì)應(yīng)關(guān)系。N80-1油管的組織由強(qiáng)度較高的珠光體和強(qiáng)度較低的鐵素體組成，對(duì)于加厚態(tài)的N80-1油管，加厚端的珠光體含量明顯高于管體的含量，因而在宏觀上表現(xiàn)為加厚端的硬度和強(qiáng)度均高于管體的硬度和強(qiáng)度。當(dāng)N80-1加厚油管經(jīng)過(guò)正火處理后，其組織得到了均勻化處理，因而在宏觀上表現(xiàn)為正火態(tài)N80-1加厚油管不同位置的硬度和強(qiáng)度基本相同。正火后，強(qiáng)度較低的鐵素體含量顯著提高，因此鋼管的硬度和強(qiáng)度較加厚態(tài)均有顯著降低。

2.3 沖擊性能

加厚態(tài)和正火態(tài)N80-1油管不同位置的沖擊性能見(jiàn)表3。對(duì)于加厚態(tài)的N80-1油管，不同位置的沖擊功均相對(duì)較低，根據(jù)沖擊試樣的尺寸比例進(jìn)行換算，加厚端和過(guò)渡帶的沖擊功僅達(dá)到API Spec 5CT規(guī)范要求的下限值（10 mm×10 mm×55 mm尺寸下要求≥27 J）。

表3 N80-1加厚油管的沖擊性能AkV J

材料的沖擊性能與金相組織有直接的關(guān)系。一般認(rèn)為，粗大的珠光體組織及網(wǎng)狀鐵素體對(duì)沖擊韌性具有不利的影響[14］，N80-1油管的加厚端經(jīng)過(guò)高溫變形產(chǎn)生的粗大珠光體+網(wǎng)狀鐵素體是加厚端沖擊韌性較差的直接原因。對(duì)比管體的組織可以看出，由于管體為細(xì)小珠光體+均勻分布的鐵素體，避免了粗大珠光體和網(wǎng)狀鐵素體的不利影響，管體的沖擊韌性明顯高于加厚端。N80-1油管經(jīng)正火后，不同位置的組織得到細(xì)化和均勻化處理，基體中的鐵素體含量明顯增多，不同位置的材料的沖擊性能均得到大幅提高，且較均勻。

3 結(jié) 論

（1）加厚態(tài)N80-1油管在不同位置的金相組織存在較大的差異，加厚端為粗大的珠光體+網(wǎng)狀鐵素體，過(guò)渡帶為異常的兩相區(qū)加熱組織，管體為細(xì)小的珠光體+均勻分散的鐵素體。正火后，N80-1油管不同位置的金相組織均得以細(xì)化和均勻化，得到的組織基本相同，且鐵素體含量顯著增多。

（2）加厚態(tài)N80-1油管在加厚端、過(guò)渡帶和管體位置的強(qiáng)度、硬度依次降低，而沖擊性能依次提高，不同位置的性能差異較大。正火處理后，N80-1油管不同位置的強(qiáng)度、硬度和沖擊性能均趨于一致，且整體強(qiáng)度和硬度顯著下降，沖擊性能顯著提高。

（3）加厚態(tài)N80-1油管經(jīng)正火處理后，不同位置均具有較好的綜合性能。