抗大變形管線焊管的開發

0基于應變的設計方法過去，管道氣田設計方法基于低壓設計，即基于管道運行中受到破壞的管道內應力，而不考慮管道的縱向電壓和變形。這種設計方法基于管道運行過程中不發生地質以及外力引起的運動。但隨著管道建設向地震區、凍土區及滑坡區的進展,不得不考慮外力的作用,如地震產生地層移動、凍土區周期性融沉及凍脹導致地面運動等引起管道縱向承受巨大的塑性應變。在這些地區使用的焊管必須考慮適應大的塑性應變的能力,以保證管線的安全性和完整性。這種新的設計方法即“基于應變的設計方法”,要求管道自身能夠承受大的縱向應力及應變,以適應地質條件引起的變化。1996年,日本JFE公司開始開發此類材料,并于2000年在日本首次采用了這類材料敷設管道。標志性的應用是西氣東輸二線管道工程,中石油從JFE采購了上萬噸的X80級ue7881219mm×22mm/26.4mm抗大變形焊管,并以此為契機啟動了國內抗大變形焊管的開發。1設計抗彎管道的要求和材料的原則1.1壓縮應變極限管道失效的主要因素為斷裂及過量變形引起的鼓脹、屈曲。對應于基于應變設計有兩個臨界應變值,一個是拉伸應變極限值,另一個是壓縮應變極限值。對于受拉狀況,管道應具有一定的拉伸塑性應變能力及應變硬化能力,以抵抗外力的作用;同時為避免自環焊縫部位斷裂,必須有抗拉強度的極限值,以確保環焊縫與母材縱向的過強匹配。當管道受彎時,為防止翹曲失效(如圖1所示),必須有防止屈曲的壓縮應變極限。研究表明,壓縮應變極限與材料的加工硬化指數(n值)、屈強比、均勻延伸率等有關。因此,抗大變形管線鋼需要具有高的加工硬化能力、低的屈強比以及高的均勻延伸率。研究證明,具有更高n值(或應力比)以及連續屈服型應力-應變曲線的管道具有更高的翹曲應變。關于臨界翹曲應變的計算,人們已根據大量試驗提出了幾個經驗公式,其影響因素包括管道幾何形狀以及材料n值。目前主要以應變為0.5%~1.5%的平均n值估算管道翹曲應變能力;同時,應變為1.0%~2.0%以及應變1.0%~5.0%的平均n值也常被作為評價抗大變形材料的重要指標。應變硬化能力可通過應力比的形式加以表述,如Rt1.5/Rt0.5,Rt2.0/Rt1.0和Rt5.0/Rt1.0等,這種方法能夠通過拉伸試驗測量,很便利地計算材料的應變硬化指數,因此也作為目前大應變材料應變能力測試的主要方法。1.2材料的拉伸性能雙相或多相微觀結構已經用于具有較大伸長率或較低屈強比的鋼材中,例如鐵素體-馬氏體或鐵素體-貝氏體微觀結構。雙相組織設計充分利用了硬相確保材料強度,軟相提供較高均勻變形能力,以及軟相、硬相在不同階段變形強化會帶來材料整體硬度提高的硬化能力,并且,n值可以通過增加基體相和第二相的強度差異來提高,即含有更硬第二相的材料具有更高的n值,鐵素體-貝氏體鋼顯示出了較高的n值,而鐵素體-馬氏體鋼n值更高。雙相組織材料的應力-應變分為3個階段(如圖2所示),強度差異對雙相鋼加工硬化行為的影響如圖3所示。如上所述,對于鐵素體-貝氏體雙相鋼,鐵素體、貝氏體比例以及貝氏體的強度對變形能力具有重要影響。圖4為不同工藝下(編號分別為502,509,511,504)獲得的4種鐵素體-貝氏體雙相材料組織。雙相組織的獲得是通過在奧氏體溫度范圍精軋后,進行不同時間的馳豫,以便析出不同體積分數的鐵素體。之后進行加速冷卻(ACC),使奧氏體轉化為貝氏體組織。圖5為4種板材縱向應力-應變曲線,表1為板材縱向拉伸性能數據。圖4中502試樣顯微組織有少量塊狀鐵素體及針狀鐵素體型貝氏體組織。其應力-應變曲線出現了Luders伸長型特征,即出現了明顯的屈服現象,這與塊狀鐵素體與針狀鐵素體的強度差過小有關。試驗數據也表明,這種組織強度以及代表加工硬化特征的應力比均較低。圖4中509,504和511試樣顯微組織為典型的鐵素體+貝氏體組織,其不同在于鐵素體及貝氏體的比例,應力-應變曲線均為連續屈服型曲線。509試樣鐵素體體積分數約為50%,511試樣中鐵素體體積分數約為40%,貝氏體均為拉長的貝氏體板條。兩種材料均表現出了良好的應變硬化能力,均勻延伸率均在11%以上。504試樣中鐵素體含量較少,不到30%,盡管這種組織在0.5%~1.5%應變范圍內具有良好的應變硬化能力,但其在1.0%~2.0%應變范圍內的應變硬化能力明顯降低;同時鐵素體含量過低導致均勻延伸率嚴重下降。2抗大變形焊管西氣東輸二線抗大變形焊管的引進及應用,極大促進了國內抗大變形管線鋼的開發。渤海裝備巨龍鋼管有限公司2007年開始大變形焊管的研制工作,2009年與石油管工程技術研究院聯合成功開發了國內首根X80級ue7881016mm×21mm抗大變形焊管。鋼管縱向拉伸屈服強度為534~587MPa,抗拉強度為720~730MPa,屈強比均在0.82以下,Rt1.5/Rt0.5≥1.13,Rt2.0/Rt1.0≥1.06,均勻延伸率最小為7.87%。經過模擬防腐時效(200℃油浴保溫5min)后的縱向拉伸性能均達到了西氣東輸二線X80抗大變形焊管的要求,其他性能指標優良。2.1鋼板及其對象材料2011年,渤海裝備巨龍鋼管公司為中緬管道項目開發了X70級ue7881016mm×17.5mm/21mm和X70級ue788813mm×14.7mm抗大變形焊管,并批量應用于該項目。以壁厚17.5mm為例,鋼板典型拉伸性能見表2。材料顯微組織為典型的鐵素體+貝氏體雙相組織,如圖6所示。巨龍鋼管公司JCOE直縫埋弧焊管生產線在制管工藝設計中,充分考慮了材料加工硬化導致強度的上升、均勻延伸率及應力比的降低,制定了適合的成型及擴徑工藝。其余制管工藝與同規格普通X70焊管無異。制管后根據標準要求進行了各項性能檢測,并采用油浴爐模擬鋼管經防腐加熱后的縱向拉伸性能變化,油浴條件為200℃±5℃,保溫5min。2.1.1拉伸性能及企業基層表3為時效前128根鋼管的縱向拉伸性能。從表3可以看出,時效前所有縱向試樣的均勻延伸率、應力比全部達到了標準要求,只有7根鋼管的屈服強度(合格率為95%)和5根鋼管的抗拉強度(合格率為96%)未達到標準范圍。表4為時效后128根鋼管的縱向拉伸性能,經過時效后所有縱向試樣的均勻延伸率、應力比全部達到了要求,只有10根鋼管的屈服強度(合格率為92%)和13根鋼管的抗拉強度(合格率為90%)未達到標準要求。與表3相比,時效后的屈服強度、抗拉強度和屈強比有所升高,均勻延伸率和Rt1.5/Rt0.5,Rt2.0/Rt1.0,Rt5.0/Rt1.0有所降低。2.1.2大變形鋼的拉伸性能對制管前后鋼板和鋼管的縱向拉伸性能進行了對比,獲得了該材料制管前后拉伸性能的變化規律,見表5。從表5可以看出,制管后縱向屈服強度平均升高80MPa,抗拉強度升高30MPa,屈強比升高0.09,均勻延伸率及應力比均有不同程度的下降。這種變化特征與大變形鋼的高強化能力有關。基于此規律,抗大變形鋼板應獲得低于鋼管標準的屈服強度水平及屈強比,而均勻延伸率及應力比應高于鋼管要求并盡可能高。實踐表明,鋼板縱向屈服強度大于400MPa即可確保制管后符合鋼管縱向屈服強度大于450MPa的要求,而鋼板縱向均勻延伸率則至少應達到10%以上。2.1.3鋼管及鋼管對于壓力的從位錯涂敷即表6為鋼管縱向時效前后拉伸性能的變化規律。可以看出,經過熱時效處理,鋼管屈服強度、抗拉強度和屈強比均升高,其中屈服強度平均升高37MPa,而均勻延伸率、應力比等指標均下降。應變時效是管線鋼組織中位錯被涂敷防腐層加熱過程激活了的碳原子所固定,從而導致屈服強度升高。鋼板生產工藝和鋼管擴徑工藝會引發位錯,位錯因碳原子而得到固定,而碳原子因為加熱而活化,導致屈服強度和屈強比增加。其他鋼管的熱涂敷過程同樣會導致鋼管屈服強度和屈強比增大。批量生產及檢測表明,開發的X70抗大變形焊管具有優良的性能及很高的合格率。2.2工藝開發的壁厚在成功開發了X70大變形焊管后,針對西氣東輸三線管道又進行了X80級ue7881219mm×(22~26.4)mm抗大變形焊管的開發。但鋼級的提高及規格的變化(尤其是厚度的增加)使X80抗大變形焊管的開發難度顯著增加,主要表現在:要求強度提高必然要求顯微組織中硬相比例提高,而硬相組織比例的提高顯然對確保材料獲得較高均勻延伸率不利;同時,壁厚的增加必然導致材料壁厚方向組織不均勻程度的增加,而材料均勻變形的前提即良好的組織均勻性。在強度和壁厚提高的同時要確保均勻延伸率不會明顯降低,使得X80抗大變形鋼的制造工藝窗口更窄,難度顯著增加。前期的板材試制及制管試驗證明了這一點,鐵素體含量偏多時強度偏低,圖7(a)所示壁厚26.4mm鋼板其縱向屈服強度為469MPa,均勻延伸率為12%;制管后縱向時效前屈服強度為509MPa,均勻延伸率達到9%;盡管制管過程縱向屈服強度上升40MPa,但仍低于X80抗大變形焊管最低530MPa的要求。鐵素體含量偏低時將導致均勻延伸率偏低,圖7(b)所示壁厚26.4mm鋼板其縱向屈服強度為505MPa,均勻延伸率僅為10%;制管后縱向時效前屈服強度為557MPa,均勻延伸率為6.5%,低于標準要求(不小于7%)。另外一個關鍵問題是韌性偏低,為了追求較高的鐵素體含量而延長了軋后馳豫時間,導致鐵素體數量增加的同時晶粒尺寸長大,并在某些區域聚集成寬的鐵素體帶,這種組織對材料韌性產生不利影響。圖8為壁厚26.4mm的X80鋼板,其在-20℃條件下的夏比沖擊吸收功僅為152J,而要確保制管后鋼管-10℃夏比沖擊功至少180J的要求,鋼板夏比沖擊功至少應不小于210J。經過多次的工藝試制及數據分析,制定了以下主要解決措施:(1)為了確保材料具有良好的均勻延伸率,必須獲得足夠的鐵素體。將鐵素體的目標比例定為40%~60%,這種組織可獲得11%以上的均勻延伸率,制管后鋼管的均勻延伸率可達到7%以上。鐵素體主要在精軋后的馳豫過程中獲得,弛豫時間越長,鐵素體析出量越多。然而,僅僅通過延長馳豫時間可能導致鐵素體體積長大以及成團簇狀分布,這將對材料的沖擊韌性產生不利影響。因此在成分設計上減少了抑制鐵素體析出元素的含量,而增加有利于鐵素體析出的元素;盡可能采用大的壓縮比及較低的終軋溫度,為鐵素體快速析出創造有利條件。(2)為了獲得較高的強度,貝氏體體積分數應控制在40%~60%;同時,應獲得拉長的板條貝氏體組織,確保貝氏體相的強度。貝氏體相微觀結構及其強度主要取決于鐵素體析出弛豫后ACC冷卻速度,較高的冷卻速度有利于獲得具有精細亞結構的高強貝氏體組織。(3)嚴格控制工藝以適應X80抗大變形鋼較窄的工藝窗口,提高材料性能均勻性。采用改進后的工藝開發的壁厚為22mm和26.4mmX80厚板具有良好的鐵素體+貝氏體組織形態(見圖9),以及良好的力學性能(見表7)。在JCOE直縫埋弧焊管生產線進行了X80級ue7881219mm×26.4mm抗大變形焊管千噸級制造,制管工藝經反復試驗優化。制管后根據標準要求進行了各項性能檢測,并采用油浴爐模擬鋼管經防腐加熱后的縱向拉伸性能變化,油浴條件為(200±5)℃,保溫5min。鋼管橫向拉伸性能試驗結果見表8,縱向時效后拉伸性能試驗結果見表9,鋼管夏比沖擊韌性試驗結果見表10。試驗研究結果表明,試制的千噸級X80級ue7881219mm×26.4mm焊管具有優良的性能,達到了西氣東輸三線抗大變形焊管技術條件的要求。標志著我國X80抗大變形焊管研制取得重大突破,成功實現國產化。3抗大變形焊管的開發(1)采用雙相組織并通過合理匹配軟相及硬相比例,充分利用硬相確保材料強度,軟相提供較高均勻變形能力及軟相、硬相在不同階段變形強化所帶來材料整體硬度升高的硬化能力,其作用是抗大變形材料設計開發的途徑。(2)成功開發了鐵素體+貝氏體組織類型的X70級ue7881016mm×17.5mm/21mm和ue788813mm×14.7mm抗大變形焊管,并批量應用于中緬管道項目。鋼板制管后縱向屈服強