螺旋埋弧焊管制管前后力學(xué)性能變化及其影響因素

孫 宏， 李汝江， 閔祥玲， 孫志剛， 韓 學(xué)， 范 麗

（1. 渤海裝備華油鋼管公司， 河北 青縣062658； 2. 渤海裝備研究院， 河北 青縣062658；3. 渤海裝備鉆井裝備公司， 河北 青縣062658）

1 概 述

隨著油氣輸送管道用鋼管的技術(shù)進步， 油氣輸送用鋼也已經(jīng)從最初的碳素鋼Q235B 或相當(dāng)鋼級發(fā)展到了高強度低碳微合金X80 鋼的大規(guī)模應(yīng)用。 我國高鋼級油氣輸送管線鋼管的起步始于陜京輸氣管道X60 鋼管的開發(fā)。 2003 年開發(fā)了X80 管線鋼管， 2007 年開始了西氣東輸二線X80 鋼管的研制， 2008 年開始了X80 鋼管的大批量生產(chǎn)[1]。 2011 年6 月我國已經(jīng)完工西氣東輸二線全長8 704 km 管道干線， 是目前世界上最長的天然氣管道工程[2]。 另外， X100 鋼級及以上鋼管目前還處于試驗階段， 沒有應(yīng)用于長輸管道[3]。對于螺旋埋弧焊管， 目前建設(shè)中的中俄東線天然氣管線采用了X80 鋼級Φ1 422 mm×21.4 mm 管線鋼管。

對于焊接鋼管而言， 制管工藝過程對材料的力學(xué)性能有顯著的影響[4]。 焊管產(chǎn)品通常以卷板或鋼板作為原材料， 在制管過程中會多次產(chǎn)生不同程度的壓縮和拉伸變形， 并因為塑性形變產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力， 其中加工硬化與包申格效應(yīng)對最終的鋼管性能會產(chǎn)生顯著的影響， 管線鋼在制管成型過程中產(chǎn)生形變強化。 按照API 標(biāo)準(zhǔn)進行鋼管的強度測試， 在壓平試樣 （flattened tensile specimen）的制作和拉伸過程中產(chǎn)生包申格效應(yīng)[5]。 吳松等[6]的研究表明， 對同一規(guī)格的鋼管， 卷板的強度水平越高， 包申格效應(yīng)影響越大， 用壓平試樣測得的的鋼管屈服強度值降低越多。 X60 鋼卷板制成Φ660 mm×7.1 mm 焊管后屈服強度最大降低達80 MPa。 研究表明， 成型后管材的強度等指標(biāo)均有不同程度的變化。 X65 以下鋼級、 厚度小于12 mm 卷板生產(chǎn)Φ508 mm～Φ711 mm 鋼管時， 包申格效應(yīng)降低值一般為40～50 MPa[7]； 部分管線項目將X65 鋼的包申格裕量確定在52～92 MPa[8]。 X70 鋼級卷板在模擬制管過程中， 在彎曲加載條件下測試包申格效應(yīng)， 其屈服強度的降低值可達35 MPa[9]， 但最大不超過40 MPa[10]。X80 鋼級卷板在模擬制管過程中， 在彎曲加載條件下測得的包申格效應(yīng)值為40～60 MPa， 在實際檢驗中， 對于Φ610 mm×7.9 mm 螺旋焊管其包申格效應(yīng)值甚至達到55～75 MPa[11]。 為了獲得各種鋼級、 規(guī)格熱軋卷板及制管工藝對螺旋埋弧焊管性能的影響， 本研究對Q235B～API X80 鋼級、壁厚6.3 mm～18.4 mm 的熱軋卷板的化學(xué)成分、組織及性能， 以及Φ355.6 mm～Φ1 219 mm 螺旋埋弧焊管制管前后力學(xué)性能變化的一般規(guī)律進行了試驗， 結(jié)合螺旋埋弧焊管的制造過程及試樣展平過程產(chǎn)生的包申格效應(yīng)等對鋼管的拉伸性能、韌性的影響， 分析了產(chǎn)生這些影響的原因。

2 焊管制管工藝及其對試樣的影響

螺旋埋弧焊管典型的工藝流程 （一步法）為： 拆卷→矯平→鋼卷頭尾對接→剪邊 （銑邊）→成型→內(nèi)焊、 外焊。 螺旋焊管的成型是由與帶鋼縱向成一定角度布置的三輥彎板機構(gòu)及輔助輥實現(xiàn)的。 相應(yīng)地， 試樣一般也要經(jīng)過類似的變形過程。 首先拆卷過程中卷板要經(jīng)受一次彎曲， 鋼帶矯直又要經(jīng)歷一次較小的彎曲變形， 鋼管成型過程中是第二次大的彎曲變形， 最后試樣的壓平是第三次大的彎曲變形， 如果采用棒狀試樣則沒有試樣壓平過程[12]。 對于X80 鋼及更高鋼級的拉伸試樣而言， 則沒有試樣壓平工序， 即從鋼管上切割試樣后進行切削加工最終得到符合尺寸要求的試樣。 對于夏比沖擊試樣， 與X80 鋼及更高鋼級的拉伸試樣一樣， 不允許對試樣進行壓平處理。

由于螺旋埋弧焊管的螺旋成型特點， 卷板的軋制方向與鋼管周向（橫向） 并非垂直關(guān)系， 鋼管周向（橫向） 試樣的方向近似對應(yīng)于卷板上與軋制方向成相當(dāng)于成型角的角度[4]。

3 各鋼級熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

3.1 Q235B 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

Q235B 鋼為國內(nèi)焊管行業(yè)應(yīng)用最早的諸多鋼種之一， 它屬于碳素鋼， 通常以C 和Mn 作為主要強化元素。 對10 組Q235B 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表1。 由于該鋼廣泛應(yīng)用于熱力、輸水等管道， 其標(biāo)準(zhǔn)主要規(guī)定了化學(xué)成分、 強度及塑性指標(biāo)， 因此本研究沒有給出卷板-鋼管的韌性指標(biāo)。 Q235B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表2， Q235B 鋼顯微組織如圖1所示。

表1 Q235B 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表2 Q235B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

圖1 Q235B 鋼顯微組織形貌

按C 和Mn 含量的不同， Q235B 鋼可分為低C 高Mn 系和高C 低Mn 系（即w （C） ≤0.10%、w （Mn） ≥1.0%和w （C） ≥0.10%、 w （Mn） ≤0.5%）。 結(jié)合卷板的實際強度水平以及制管前后強度的變化情況來看， 與化學(xué)成分的選擇沒有明顯關(guān)系。 Q235B 鋼屬于典型的亞共析鋼， 通常情況下， 其顯微組織是均勻的鐵素體和珠光體。 但是在工藝控制不佳的情況下， 也會出現(xiàn)異常組織， 如晶粒粗大、 塊狀鐵素體等。

總體來說， Q235B 鋼熱軋卷板制管后鋼管的屈服強度波動小于卷板； 屈服強度既有升高也有降低， 總體上以降低為主。 初步分析認(rèn)為，低屈服強度或低屈強比的板材制管后其屈服強度基本上沒有變化或略有升高， 屈服強度低于300 MPa 的卷板制管后屈服強度沒有降低； 屈服強度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強度均降低。 制管后抗拉強度的變化基本在10 MPa以內(nèi)。

3.2 L245/B 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對8 組L245/B 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表3，L245/B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表4。

表3 L245/B 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表4 L245/B 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

按C 和Mn 含量的不同， L245/B 鋼可分為低C 高Mn 系和高C 低Mn 系（即w （C） ≤0.10%、w （Mn） ≥0.8%和w （C） ≥0.10%、 w （Mn） ≤0.8%）。 結(jié)合卷板的實際強度水平以及制管前后強度的變化情況來看， 其強度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L245/B 鋼管管體典型的顯微組織如圖2 所示， 圖2 （a） 為理想狀態(tài)下的組織形態(tài)。 圖2 （b）的顯微組織則相反， 圖2 （b） 所示組織鋼管的屈服強度及夏比沖擊韌性指標(biāo)均明顯劣于圖2 （a）所示組織的鋼管， 與Q235B 鋼通常的顯微組織相比明顯不同， 其顯微組織多為非等軸的塊狀鐵素體+多邊形鐵素體+少量珠光體， 部分呈現(xiàn)明顯的方向性。

圖2 L245/B 鋼管典型的顯微組織形貌

總體來說， L245/B 鋼管的屈服強度波動小于卷板， 屈服強度既有升高也有降低， 總體上以降低為主。 初步分析認(rèn)為， 同Q235B 鋼類似， 低屈服強度或低屈強比的卷板制管后屈服強度基本無變化或略有升高， 屈服強度約為300 MPa 的卷板制管后屈服強度顯著上升， 上升了35～57 MPa；屈服強度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強度均表現(xiàn)為降低， 降低了18～29 MPa。

L245/B 鋼熱軋卷板制管后抗拉強度升高的3 個試樣與屈服強度升高的應(yīng)變相對應(yīng)， 但是屈服強度升高的幅度明顯大于對應(yīng)的抗拉強度。 制管后抗拉強度的變化范圍達32 MPa。 屈強比與斷后伸長率均表現(xiàn)為既有降低又有升高。

同時還對8 組試樣進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比分析， 卷板的試驗溫度均為-20 ℃， 鋼管的試驗溫度為-5 ℃或-10 ℃， 鋼管的試驗溫度比卷板高10～15 ℃。 通過制管的加工硬化效果與試驗溫度提高的共同影響， 僅有2 組試樣的沖擊功出現(xiàn)下降， 其余6 組均升高， 升高幅度最大的一組達20% （試驗溫度提高15 ℃）。

3.3 L290/X42 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對5 組L290/X42 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表5， 卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表6。

表5 L290/X42 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表6 L290/X42 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

L290/X42 鋼為低C 高Mn 類， 即w （C） 為0.07%～0.12%、 w（Mn） 為0.9%～1.40%。 結(jié)合卷板的實際強度水平以及制管前后強度的變化情況來看， 其強度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L290/X42 鋼熱軋卷板制管后5 組試樣的屈服強度均有所降低， 低屈服強度或低屈強比的卷板制管后屈服強度降低較少， 平均降低13 MPa， 屈服強度最高一組 （392 MPa） 的卷板制管后屈服強度降低最多， 達27 MPa。 制管后抗拉強度的變化明顯。 由于抗拉強度變化較大， 屈強比的變化與屈服強度的變化并不一致。

同時對5 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比， L290/X42 鋼制管后5 組夏比沖擊試樣中有3 組鋼管的夏比沖擊功高于卷板。 特別需要說明的是， 1 組卷板與鋼管的試驗溫度相同， 全部為-10 ℃， 卷板的沖擊功為361 J， 遠(yuǎn)大于鋼管沖擊功251 J （換算成標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣）。

3.4 L360/X52 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對11 組L360/X52 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表7， 橫向拉伸性能及其對比見表8。

表7 L360/X52 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表8 L360/X52 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

L360/X52 鋼的化學(xué)成分基本上在較窄范圍內(nèi)波動， 合金含量并未隨著壁厚的提高而升高， 有的大壁厚反而合金含量更低， 即w （C） 為0.06%～0.08%、 w （Mn） 為1.16%～1.38%， 以及微量的Nb、Ti、 V、 Cr、 Ni 和Cu 等， 其中w （Nb+Ti+V） ≤0.045%， CEPcm為0.14%～0.16%。 結(jié)合卷板的實際強度水平以及制管前后強度的變化情況來看， 其強度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L360/X52 鋼級熱軋卷板制管后11 組試樣中僅有1 組屈服強度升高， 平均下降31.8 MPa，中位數(shù)為36 MPa。 去除升高的一組數(shù)據(jù)后平均下降36.1 MPa， 中位數(shù)為37.5 MPa。 低屈強比卷板（2 組試樣） 制管后屈服強度降低較少， 平均降低2 MPa， 其余組試樣卷板制管后屈服強度降低最多。

同時對11 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比分析， L360/X52 鋼熱軋卷板制管后進行的夏比沖擊試驗結(jié)果表明， 當(dāng)卷板與鋼管試驗溫度相同時， 2 組沖擊功降低， 2 組沖擊功升高； 當(dāng)卷板試驗溫度高于鋼管試驗溫度時， 沖擊功降低、 持平或沖擊功升高均有出現(xiàn)，無普遍規(guī)律。 特別需要說明的是， 沖擊功明顯降低的2 組在制管后其抗拉強度均表現(xiàn)為升高， 且鋼管試驗溫度比卷板試驗溫度高20 ℃。

3.5 L415/X60 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對10 組L415/X60 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板的化學(xué)成分見表9， L415/X60 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表10。

表9 L415/X60 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表10 L415/X60 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

L415/X60 鋼的化學(xué)成分基本上在較窄的范圍內(nèi)波動， 合金含量并沒有隨著壁厚的提高而提高， 即w （C） 為0.07%～0.09%， w （Mn） 為1.26%～1.43%， 以及微量的Nb、 Ti、 V 、 Cr、 Ni和Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.081%， 其中2 組試樣分別添加了0.14%和0.15%的Cr， CEPcm為0.15%～0.17%。 用于強化的合金含量相比L360/X52 進一步提高。 結(jié)合卷板的實際強度水平以及制管前后強度的變化情況來看， 其強度變化與化學(xué)成分的選擇沒有明顯的相關(guān)性。

L415/X60 鋼熱軋卷板制管后其屈服強度均有所降低。 總體上其屈服強度降低較大， 包申格效應(yīng)顯著。 制管后抗拉強度平均降低2.8 MPa，變化不明顯。

同時對10 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比分析， L415/X60 鋼卷板試驗溫度均低于鋼管， 溫度差為10～20 ℃。 當(dāng)溫度差為20 ℃時， 1 組沖擊功降低， 1 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為15 ℃時， 1 組沖擊功降低， 4 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為10 ℃時， 1 組沖擊功降低， 2 組沖擊功基本持平。 L415/X60 鋼管管體的顯微組織形貌如圖3 所示。

圖3 L415/X60 鋼管管體的顯微組織形貌

3.6 L450/X65 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對11 組L450/X65 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了試驗分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表11， L450/X65 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表12。

表11 L450/X65 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

L450/X65 鋼中， w （Nb+Ti+V） ≤0.12%， 除了2 組Cr 微量外， 其余w （Cr） 為0.10%～0.24%。CEPcm為0.15%～0.19%， 11 組中有8 組為0.16%。用于強化的合金Mn、 Nb 含量相比L415/X60 進一步提高， 并且大多顯著添加了Cr 進行強化。

L450/X65 鋼熱軋卷板制管后其屈服強度均降低且降低值較大， 包申格效應(yīng)顯著， 與L415/X60鋼相當(dāng)。 制管后抗拉強度平均降低0.1 MPa， 沒有顯著變化。 CEⅡw與CEPcm最高的1 組對應(yīng)的抗拉強度也是最高的。

同時對11 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比分析， L450/X65 卷板的試驗溫度均低于鋼管， 溫度差為10～20 ℃。 當(dāng)溫度差為20 ℃時， 2 組沖擊功降低， 3 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為15 ℃時， 1 組沖擊功降低， 1 組沖擊功升高； 當(dāng)溫度差為10 ℃時， 1 組沖擊功降低， 3 組沖擊功升高。 無論降低或升高， 變化幅度均比較小。 當(dāng)溫度差為10 ℃時， L450/X65鋼與L415/X60 鋼的表現(xiàn)類似， 夏比沖擊功差異較小。 對于C 等含量過高的組， 夏比沖擊韌性也偏低。 從韌性方面 （包括DWTT 性能） 考慮，應(yīng)該適當(dāng)保持較低的C 含量。

3.7 L485/X70 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對15 組L485/X70 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行了分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表13，L485/X70 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表14。

表13 L485/X70 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表14 L485/X70 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

L485/X70 鋼中， w （C） 為0.033%～0.07%，w （Mn） 為1.53%～1.77%， 還有微量的Nb、 Ti、 V、Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.11%， Cr 的添加非常顯著， w （Cr） ≤0.31%， w （Mo） =0.23%。CEPcm為0.15%～0.18%， 15 組試樣中有7 組為0.18%， 占比47%。 用于強化的Mo、 Nb 等元素含量相比L450/X65 進一步提高。

L485/X70 鋼管管體的顯微組織如圖4 所示。L485/X70 鋼的顯微組織以GB+PF+P 為主。 而當(dāng)Mo、 Nb、 Ni 及Cu 含量降 至很低水平時， X70級管線鋼的顯微組織將不同于常規(guī)X70 鋼， 其管體的顯微組織以塊狀鐵素體與多邊形鐵素體為主， 還有少量的珠光體。

圖4 L485/X70 鋼管管體的顯微組織形貌

L485/X70 鋼熱軋卷板制管后15 組數(shù)據(jù)中11 組屈服強度降低。 總體看， L485/X70 鋼熱軋卷板制管后的屈服強度仍然降低， 但是降低幅度比L450/X65 鋼明顯減小， 平均減少了23 MPa。抗拉強度制管前后基本持平。 合金化及軋鋼工藝的提升顯著提升了加工硬化效果。 同時對15 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗結(jié)果對比分析， 制管前后近50%夏比沖擊功持平， 8 組卷板（-20 ℃）、 鋼管（-10 ℃） 沖擊功平均下降4.1 J， 但是最大降低值為33 J。

3.8 L555/X80 鋼熱軋卷板-鋼管的成分、 組織及性能

對18 組L555/X80 鋼熱軋卷板/鋼管試樣進行分析， 其中2 組典型熱軋卷板化學(xué)成分見表15，L555/X80 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比見表16。 拉伸試樣是直徑為12.7 mm 或8.9 mm、標(biāo)距50 mm 的圓棒試樣。

表15 L555/X80 鋼熱軋卷板的典型化學(xué)成分

表16 L555/X80 鋼卷板-鋼管橫向拉伸性能及其對比

L555/X80 鋼 中w （C） 為0.04%～0.065%，波動范圍較小， w （Mn） 為1.75%～1.90%， 還有微量的Nb、 Ti、 V 、 Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.13%， Cr 的添加非常顯著， w （Cr） ≤0.33%， w （Mo） =0.28%。 用于強化的合金含量相比L485/X70 進一步提高。 CEIIw為0.44%～0.48%， 變動幅度稍大； 而CEPcm為0.18%～0.19%，變動幅度較小， 18 組試樣中有11 組為0.19%。

L555/X80 鋼管管體顯微組織如圖5 所示，其組織以粒狀貝氏體為主， 還有少量珠光體，M-A 島狀組織為黑色點狀分布于粒狀貝氏體邊界和內(nèi)部。

圖5 L555/X80 鋼管管體的顯微組織

L555/X80 鋼熱軋卷板制管后18 組數(shù)據(jù)中僅有1 組屈服強度降低。 拉伸試驗采用圓棒試樣，沒有試樣壓平造成的包申格效應(yīng)， 并且為水壓后取樣， 制管后屈服強度總體升高； 制管后抗拉強度平均升高6.1 MPa。 同時對18 組試樣還進行了卷板與鋼管的夏比沖擊試驗對比分析， L555/X80 板卷的試驗溫度均為-20 ℃， 沖擊功平均值為340.8 J； 鋼管試驗溫度均為-10 ℃， 沖擊功平均值為337.2 J， 溫度差均為10 ℃， 沖擊功平均值降低3.6 J， 18 組試樣中11 組沖擊功降低。

4 分析與討論

4.1 卷板-鋼管性能變化與鋼級（強度水平） 的關(guān)系

卷板及鋼管橫向拉伸性能關(guān)系曲線如圖6 所示， 卷板-鋼管的強度變化量與鋼級的關(guān)系曲線如圖7 所示。 熱軋卷板制管后強度變化與鋼級（或強度級別） 關(guān)系較大。 屈服強度與屈強比的變化大于抗拉強度指標(biāo)， 塑性指標(biāo)也出現(xiàn)了趨勢性變化。

圖6 卷板及鋼管橫向拉伸性能的關(guān)系曲線

圖7 卷板-鋼管強度的變化量與鋼級的關(guān)系曲線

綜上所述， Q235B 鋼的屈服強度略有下降，低屈服強度或低屈強比的卷板制管后屈服強度基本無變化或有升高， 屈服強度低于300 MPa 的卷板制管后屈服強度沒有降低。 屈服強度高于300 MPa 的卷板制管后屈服強度均降低， 但是由于其裕量較大， 對鋼管的最終強度并沒有太大影響。 L245/B 鋼的屈服強度及抗拉強度均小幅升高。 因此， Q235B 鋼與L245/B 鋼基本上可以不用考慮包申格效應(yīng)。

L290/X42 鋼出現(xiàn)了明顯的強度下降， 屈服強度及抗拉強度分別下降15.8 MPa 與14.2 MPa。L360/X52 鋼的屈服強度下降更為明顯， 屈服強度及抗拉強度分別下降31.8MPa 與8.9 MPa， 屈服強度下降幅度大大超過了抗拉強度。

L415/X60 鋼與L450/X65 鋼的屈服強度下降達到了峰值， 且兩種鋼的下降幅度比較接近。L415/X60 鋼的屈服強度及抗拉強度分別下降了40.3 MPa 與2.8 MPa， L450/X65 鋼的屈服強度及抗拉強度分別下降了39.5 MPa 與0.1 MPa， 抗拉強度制管前后基本持平。 由于屈服強度變化與抗拉強度變化的不同步， L415/X60 鋼與L450/X65鋼的屈強比下降也達到了峰值水平， 分別下降了0.068 與0.065， 應(yīng)該結(jié)合鋼管的屈強比規(guī)范要求來考慮卷板的屈強比規(guī)范要求。

L485/X70 鋼的屈服強度也下降， 但是下降幅度明顯變小， 其屈服強度下降16.4 MPa， 抗拉強度上升2.1 MPa。 L485/X70 鋼的屈服強度下降幅度與L290/X42 鋼基本相當(dāng)， 但是兩者的成分、 組織則顯著不同。 L555/X80 鋼完全逆轉(zhuǎn)了L485/X70 等鋼的強度變化趨勢， 屈服強度平均上升了15.4 MPa， 抗拉強度平均升高6.1 MPa。

卷板-鋼管屈服強度的變化量與卷板強度的關(guān)系如圖8 所示。 從圖8 （a） 可以看出， 屈服強度在300 MPa 以下及560 MPa 以上時， 屈服強度總體上不變或升高； 其余區(qū)間則下降， 屈服強度在430～500 MPa 時， 屈服強度下降最大。 從圖8 （b） 可以看出， 抗拉強度在450 MPa 以下及650 MPa 以上時， 屈服強度總體上不變或升高；其余區(qū)間則下降， 抗拉強度在500～600 MPa 時，屈服強度下降最大。

圖8 卷板-鋼管屈服強度的變化量與卷板強度的關(guān)系

對于斷后伸長率這一塑性指標(biāo)， 經(jīng)過制管后， 所有鋼級基本上均表現(xiàn)為下降的趨勢， 但是下降幅度非常小， 僅為1%～2% （相對值）。

對于低溫韌性指標(biāo)， 制管前后并沒有明顯的變化規(guī)律， 低溫韌性與鋼廠的制造工藝水平密切相關(guān)。 但是優(yōu)化的化學(xué)成分設(shè)計 （如降低C 等元素的含量）、 平衡的強度水平對夏比沖擊韌性非常有利。

隨著鋼級的提高， C 含量逐漸降低， X70鋼基本上已經(jīng)控制在0.09%以下， Cr、 Mo、Nb、 V、 Ti 等微合金元素的含量則逐漸增多。顯微組織方面， Q235B 鋼基本為多邊形鐵素體+珠光體組織， B 級以及X42 級基本為多邊形鐵素體+塊狀鐵素體+珠光體組織， 隨著鋼級的提高， 多邊形鐵素體比例逐漸減少， 而塊狀鐵素體及貝氏體鐵素體的比例則逐漸提高， 對于X70鋼， 貝氏體鐵素體的比例已經(jīng)很大， 而X80 鋼則主要是粒狀貝氏體。 不同的組織特點， 其形變強化能力與包申格效應(yīng)值是有差異的， 一般地， 鐵素體-珠光體型管線鋼具有不連續(xù)的屈服行為， 包申格效應(yīng)較為明顯， 而貝氏體鐵素體（或針狀鐵素體） 管線鋼中存在高密度的可移動位錯， 具有連續(xù)屈服行為， 在鋼管成型及隨后的試樣壓平過程中， 其形變硬化的作用大于包申格效應(yīng)， X70 以上鋼級的屈服強度沒有明顯下降。 影響制管前后強度變化主要為形變強化和包申格效應(yīng)共同作用的結(jié)果。 需要說明的是，試驗結(jié)果可能會受到鋼管取樣位置與卷板取樣位置存在差異的影響。

4.2 靜水壓試驗對螺旋埋弧焊管性能的影響

通常情況下， 靜水壓試驗是鋼管在生產(chǎn)過程中必須進行的檢驗項目， 試驗壓力依據(jù)鋼管的規(guī)格、 鋼級等而定。 除了靜水壓試驗外， 直縫埋弧焊管還要進行全長擴徑， 其目的是使鋼管產(chǎn)生周向擴張力。 這兩種工藝可歸結(jié)為材料的加工硬化或形變強化行為。 100% SMYS 靜水壓試驗的管徑變化與機械擴徑相比， 形變量相當(dāng)小， 即便如此， 也出現(xiàn)了殘余伸長。 應(yīng)注意的是， 由于板材存在性能不均勻， 管體的局部變形量存在明顯差異。 鋼管100% SMYS 靜水壓試驗前后管徑的變化見表17。

表17 鋼管100% SMYS 靜水壓試驗前后管徑的變化

直縫埋弧焊管擴徑產(chǎn)生的變形顯著大于水壓試驗， 所以直縫埋弧焊管的研究也側(cè)重于擴徑量對性能的影響。 X65 螺旋焊管的試驗結(jié)果 （采用板狀試樣） 表明， 靜水壓試驗顯著改變了鋼管管體橫向拉伸試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線形狀， 但是對于鋼管的屈服強度并沒有顯著的影響[13]。 文獻[14]研究了X70 螺旋焊管后指出， 采用非壓平圓棒試樣時， 經(jīng)過水壓試驗和模擬鋼管涂層工序的時效熱循環(huán)后， 鋼管管體橫向屈服強度有所提高， 而鋼管管體橫向抗拉強度基本不變。 對X80 鋼的研究結(jié)果 （采用圓棒試樣） 表明， 經(jīng)過水壓試驗后， 螺旋埋弧焊管的屈服強度相比靜水壓試驗前顯著提高， 并且水壓前屈服強度較低的鋼管的增加幅度要大于屈服強度較高的鋼管， 而對夏比沖擊試驗和落錘撕裂試驗結(jié)果則影響不大。 鋼管95% SMYS 靜水壓試驗前后管體橫向屈服強度對比如圖9 所示[15]。

圖9 鋼管95%SMYS 靜水壓試驗前后管體橫向屈服強度對比

5 結(jié) 論

（1） 鋼管管體橫向屈服強度的降低 （或包申格效應(yīng)） 與板材的強度級別（鋼級） 具有非線性關(guān)系。 對于Q235B 及L245/B 鋼， 包申格效應(yīng)不明顯； 從L290/X42 鋼開始， 包申格效應(yīng)愈加明顯； 到L415/X60 與L450/X65 鋼時， 包申格效應(yīng)達到了峰值； L485/X70 鋼的包申格效應(yīng)則開始減弱； L555/X80 鋼的屈服強度平均上升， 這應(yīng)該是采用圓棒試樣和靜水壓試驗共同作用的結(jié)果。 對于抗拉強度， 試驗所用板材制管前后的變化較小。 強度的變化與鋼管的規(guī)格沒有明顯的關(guān)系， 卷板應(yīng)該分鋼級（強度級別） 確定包申格效應(yīng)值及屈強比。

制管成型產(chǎn)生的應(yīng)變對材料夏比沖擊韌性的影響在本研究中并沒有獲得規(guī)律性的結(jié)論。 由于對于目前的煉鋼及軋鋼技術(shù)， 在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的鋼管試驗溫度下， 剪切面積基本達到了100%， 其差異主要體現(xiàn)在韌脆轉(zhuǎn)變溫度的區(qū)別， 鑒于此， 本研究沒有給出落錘撕裂試驗的結(jié)果。

（2） 對于板材的技術(shù)要求， 化學(xué)成分方面應(yīng)適當(dāng)降低用以提高材料的強度， 但同時劣化低溫韌性的合金含量， 如C 元素， 并對合金元素含量的上下限均加以規(guī)定， 即化學(xué)元素成分應(yīng)給定目標(biāo)值， 并規(guī)定允許波動范圍。 板材強度方面應(yīng)充分考慮不同鋼級的包申格效應(yīng)的顯著差異。 應(yīng)該考慮板材的強度與韌性的平衡， 適當(dāng)降低板材的抗拉強度上限， 這一點可以結(jié)合板材合金進行控制。