海底尾水排放用X65MO,超厚壁螺旋埋弧焊管的开发*

王 洁， 贺 春， 张 汇，刘宏博， 沈建刚， 周 金， 刘忠宇

（渤海石油装备福建钢管有限公司， 福建 连江 350512）

随着沿海城市加快经济建设步伐， 城市规模、人口的增长以及大量生产生活废水， 催生出尾水排海管道建设需求。

排海管道与陆地管道有很大差异， 排海管道除了考虑管道正常运行中承受的工作载荷外， 还需考虑管道敷设过程中承受的拉应力， 以及运行过程中环境载荷对管道的影响，如外部海水压力、 海浪、 暗流和地震等对管道造成的平移和振动[1-4]。

因此要求钢管在满足内部输送压力和外部海水压力所需要的强度指标前提下， 还需要具有较好的塑性和韧性[6-8]。

高压油气输送领域的海底管道一般采用直缝焊管， 在低压尾水排海管道项目中， 出于生产成本和生产效率方面考虑， 一般采用螺旋埋弧焊管。

但海底尾水排放用X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm 超厚壁螺旋埋弧焊管具有钢材强度高、 壁厚大的特点， 因此， 如何确保X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm高强度、 大壁厚均匀屈曲变形和稳定成型成为钢管生产的一个较大挑战。

另外， 如何合理匹配焊接参数， 获得稳定可靠的焊缝质量和性能也成为钢管生产面临的一大难题。

与此同时， 为适应排海管道的安装要求和海水深度、 海底地质状况等服役运行条件， 排海管道在成分设计和性能方面要求也更为严格。

为开发出一种适用于尾水排放并满足海底运行条件的螺旋埋弧焊管， 本研究从原材料成分和性能、 螺旋焊管成型及焊接工艺、 钢管理化性能等几方面进行理论分析和试验， 对海底尾水排放用小径厚比、 超厚壁X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋埋弧焊管的开发过程进行介绍。

1.1 化学成分

常规X65 管线钢一般采用C-Mn-Nb-V-Ti 系合金， 其中C、 Mn 含量较高， 并添加少量的Nb、V 和Mo， 来提高卷板的力学性能。

C 在管线钢中主要起固溶强化作用， 但对钢的韧性、 塑性和焊接性十分不利；

Mn 可以提高钢的强度， 但Mn 含量过高会使钢的韧性降低[9-10]。

为提高海底尾水排放管道用X65MO 卷板的可焊性和强韧性， 从低碳当量设计理念出发， 将w（C）控制在0.06%以下， 采用低C 及Mn-Cr-Mo-Nb 系合金设计理念， 严格控制有害元素P、 S 含量， 使之表现出典型的纯净钢特征。

Mn 可以弥补管线钢因含碳量降低而损失的屈服强度， 同时还起到降低相变温度和细化铁素体晶粒的作用， 适量的Cr 通过固溶强化和晶粒细化提高钢材强度， Mo 能够提高钢的淬透性和热强性，防止回火脆性， Nb 有显著的细化晶粒和沉淀强化作用， 能够提高奥氏体再结晶温度， 在控轧过程中阻止晶粒长大， 提高钢的强度。

X65MO 卷板通过Mn、 Cr、 Mo、 Nb 微合金化提高晶粒细化效果，以提高板材厚度方向组织的均匀性、 稳定性， 并通过先进的热机械控冷控轧工艺（TMCP）， 在获得高强度的同时获得足够的韧性， 且具有良好焊接性的X65MO 材质、 25.4 mm 厚壁管线钢， 其典型化学成分见表1。

表1 X65MO 热轧卷板化学成分

1.2 显微组织

X65 管线钢显微组织多以低碳或超低碳贝氏体组织为主， 使之具有高强度、 低包辛格效应和良好焊接性的同时又具有较好的止裂韧性。

图1为X65MO 卷板厚度方向不同位置的显微组织， 由图1 可以看出， 其显微组织主要由多边形铁素体+粒状贝氏体+少量珠光体组成， 由于成分中加入了Nb 及少量的Cr 等贝氏体形成元素， 先共析铁素体的形貌不再完全等轴， 而呈现出类似针状铁素体的多边形特征， 晶粒细小均匀， 晶界取向不一， 相互交错， 显示出了良好的组织均匀性， 对保证钢材的强度非常有利。

晶界上弥散分布着少量的M/A岛， 且M/A 岛尺寸十分细小， 在提高抗拉强度的同时也有较好的韧性， 晶界与晶粒内部分布着大量相互交错的高密度位错， 能够在裂纹扩展过程中不断改变裂纹方向， 从而显著提高钢材的止裂韧性。

图1 X65MO 热轧卷板显微组织

X65MO 热轧卷板按ASTM E122 标准判定晶粒度等级达到12 级， 符合技术条件晶粒度达到9级或更细的要求；

按ASTM E45 标准判定带状组织为0.5 级， 符合技术条件带状组织不大于3 级的要求；

按ASTM E45 方法A 判定非金属夹杂物，其中只有少量的B 类和D 类薄夹杂物， 级别均为0.5， 符合技术条件中非金属夹杂物限定级别2.0 级的要求。

1.3 力学性能

X65MO 卷板头部切除1 m 后， 在卷板宽度1/2 处取拉伸试样， 取样方向对应钢管横向， 与卷板轧制方向约成30°， 试样采用全壁厚板状试样， 试样宽度38.1 mm， 标 距50 mm， 按 照ASTM A370 标准进行拉伸试验；

在卷板宽度1/4处取冲击试样， 取样方向对应钢管横向， 与卷板轧制方向约成30°， 采用10 mm×10 mm×55 mm全尺寸试样， 试样缺口为深度2 mm 的V 形缺口， 试验温度-30 ℃， 按照ASTM A370 标准进行夏比冲击试验；

在卷板宽度1/4 处取落锤试样， 取样方向对应钢管横向， 与卷板轧制方向约成30°， V 形缺口， 试验温度-10 ℃， 按照SY/T 6476 标准进行落锤撕裂试验；

在卷板宽度1/4 处， 垂直于卷板轧制方向取弯曲试样， 试样宽度38 mm， 弯芯直径不大于2t （t 为公称壁厚）， 即弯芯直径≤50 mm， 实际使用弯芯直径为48 mm， 弯曲角度180°， 按照ASTM A370 标准进行弯曲试验。

试验结果分别见表2、 表3、表4、 表5。

由表2～表5 可以看出， 该X65MO卷板具有高强度、 高韧性、 低屈强比等特点，相比于常规X65 卷板， X65MO 卷板屈服强度提高30～50 MPa， 抗拉强度提高约40～70 MPa， 相当于X70 钢级卷板的强度；

X65MO 和常规X65卷板在相同试验温度下的夏比冲击试验和DWTT 结果相当 （-10 ℃夏比冲击功均在390～470 J 之间， 0 ℃DWTT 剪切面积均值均为100%）， 但X65MO 卷板低温韧性更优、 更稳定（-30 ℃冲击功仍保持在300 J 以上， -10 ℃DWTT 剪切面积均值仍为100%）。

表2 X65MO 热轧卷板拉伸试验结果

表3 X65MO 热轧卷板夏比冲击试验结果

表4 X65MO 热轧卷板落锤撕裂试验（DWTT） 结果

表5 X65MO 热轧卷板弯曲性能试验结果

2.1 成型工艺

螺旋缝埋弧焊管常规生产工艺比较成熟， 但针对X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋埋弧焊管径厚比为47.99 的尚无先例。

公认生产难度较大的中俄东线天然气管道Φ1 422 mm×21.4 mm钢管的径厚比为66.45， 由此可见， X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm 钢管在常规螺旋焊管中属于径厚比偏小的钢管规格， 且壁厚大， 材质强度高。钢管的径厚比反映了钢管成型应变量的大小， 理论上讲， 径厚比越小， 钢管应变量越大， 产生的冷作硬化效应越强， 成型难度越大， 越容易出现钢带变形不充分的现象， 且成型质量直接影响后续的焊接质量， 如何使钢带均匀屈曲变形， 从而使钢管稳定成型， 是摆在面前的一个难题。

钢管成型时， 钢带在成型器中发生弹塑性弯曲变形， 以中性层为界， 钢管内层金属和外层金属分别受到压力和拉力的作用， 钢板产生反向塑性变形， 因此， 钢带在成型过程中会经历明显的弹塑性混合变形和弹性回复两个阶段， 最终取得相应曲率的残余变形获得管坯， 成型过程如图2所示。

将钢带通过1#辊、 2#辊和3#辊的弯曲过程抽象为一个简支梁受到集中载荷作用的力学模型，载荷的大小与2#辊的压下位移量有关， 所以2#辊不能设置于钢管内壁的理论曲率半径上， 必须要有一定的压下量， 使钢板产生轻微的过度变形，保证钢板在塑性变形后有一定的弹复空间， 尤其对于小径厚比钢管， 管径越小、 壁厚越大， 所需要的成型力越大， 2#辊的压下位移量也应越大。

图2 螺旋缝埋弧焊管成型示意图

由成型角计算公式可知， 成型角α、 钢带宽度B、 钢管直径D、 钢管壁厚t 之间的函数关系为

对公式（1） 进行全微分运算得

设钢管径厚比D/t=n 为常数， 则

将公式（3） 代入公式（2） 可得

当钢管直径D、 钢带宽度B 和成型角α 作微小变化时， 有

当钢带宽度不发生变化， 即ΔB=0 时，

准确的递送线位置和合理的成型参数是保证成型角精度的先决条件， 也是确保焊管成型质量及稳定性的关键因素， 因此应精确计算、 精准调型， 确保成型参数准确， 并使各组成型辊均匀排布， 尽可能减小变形盲区， 使钢带变形更加充分，确保钢管圆度， 从而获得低残余应力和高精度的螺旋焊管。

本次试制设置成型参数为：
内成型辊角度为65°57″， 外成型辊角度为66°51″， 1#成型辊包角为18°34″、 开档为105.3 mm， 3#成型辊包角为22°21″、 开档为158.9 mm。

按照技术条件要求， 采用环切法间接对钢管残余应力进行测试， 如图3 所示， 选取长度为200 mm 的管段， 在距焊缝约100 mm 处沿钢管纵向切开， 测量管段周向张开量， 测量值反映焊接和成型质量。

该批试制钢管的周向张开量实测值为-100 mm， 符合工程技术条件要求切口张开间距不大于90 mm 的要求， 且切口张开间距为负数， 说明内应力为压应力， 意味着成型过程中存在轻微的过度变形现象， 这对于确保钢带变形充分是有好处的， 也有利于静水压试验后消除一定的内部残余应力， 最终获得低残余应力的钢管。

2.2 焊接工艺

对于大壁厚钢管的焊接， 为避免焊缝中间出现未焊透和未熔合缺陷， 一般采用较大的焊接电流和较低的焊接速度， 即采用较大的焊接线能量。

但是对于高强度低合金钢来说， 较大的焊接线能量会导致焊接接头塑性和韧性降低以及热影响区软化。

为解决25.4 mm 超厚壁钢管不易焊透、 焊缝性能不佳、 焊缝形貌不美观和焊接效率低等问题， 同时确保焊接接头的强度和韧性， 首先对钢板铣边工艺进行优化， 采用两道粗铣加一道精铣方式， 递进式将钢带两边加工出钝边和X形坡口。

相对于普通壁厚钢管坡口尺寸， 为适应大壁厚大热输入焊接， 精铣坡口钝边尺寸设计增加2～3 mm， 上下坡口角度设计减少5°， 可在相同焊接热量条件下， 适量提高焊接速度， 减小焊接线能量， 改善焊接残余应力和焊接热影响区的组织及性能。

本次试制设置上坡口角度30°±2°，上坡口深度7.2±2 mm， 下坡口角度35°±2°， 下坡口深度7.2±2 mm， 钢带钝边11.0～13.0 mm。

其次， 对焊接工艺进行优化。

在正式焊接之前， 通过焊接工艺评定试验， 对焊材的匹配、 焊接规范的选择进行充分的对比试验验证， 在获得合格焊缝外观质量和力学性能的前提下， 尽量选用较小的电流、 电压， 并提高焊接速度， 合理控制焊接热输入， 避免焊接线能量过大引起晶界低熔点相严重聚集， 从而产生结晶裂纹。

通过多次焊接试验验证， 确定本次试制采用内外双丝埋弧自动焊， 以及数字焊接电源， 通过波形控制技术获得较稳定的焊接电流和电压， 以确保焊缝质量。

内、 外焊接工艺参数见表6。

表6 X65MO 钢级Φ1 219 mm×25.4 mm 螺旋焊管内外焊接工艺参数

经验证， 此参数下的内外双丝焊接可有效减缓熔池结晶速度， 获得较好的焊缝组织， 缓解热影响区组织软化现象， 降低焊缝残余应力， 对于确保焊接质量、 改善焊缝形貌具有明显的效果。

3.1 显微组织

对钢管焊接接头进行低倍宏观观察和显微组织分析， 分析结果如图4 所示。

从图4 可以看出， 钢管焊接接头焊缝显微组织主要是针状铁素体和多边形铁素体混合物+粒状贝氏体，热影响区的显微组织主要是多边形铁素体+粒状贝氏体+珠光体。

接头焊缝的针状铁素体和多边形铁素体组织比较细小， 且晶粒交错生长， 确保焊缝有较好的强度和韧性；

热影响区的显微组织相对粗大， 但多边形铁素体和粒状贝氏体强度和韧性较高， 从整体上保证了焊缝的性能。

图4 焊缝显微组织形貌

3.2 力学性能

对试制钢管的母材沿管体横向取拉伸试样，取样位置距焊缝180°， 试样类型为宽度38.1 mm全壁厚板状试样， 按ASTM A370 标准进行母材拉伸性能试验；

垂直于焊缝取焊缝拉伸试样， 去除焊缝余高， 试样类型为宽度38.1 mm 全壁厚板状试样， 按ASTM A370 标准进行焊缝拉伸试验；
垂直于焊缝取焊缝导向弯曲试样， 去除焊缝余高， 试样类型为宽度38 mm 全壁厚矩形试样，弯芯直径不大于6t （t 为公称壁厚）， 弯曲角度180°， 按ASTM A370 标准进行焊缝正/反弯导向弯曲试验。

试验样本数共64 组， 试验结果见表7 和图5。

由试验结果可以看出， 管体及焊缝拉伸性能和焊缝导向弯曲性能均满足API SPEC 5L （46 版） 和工程技术条件要求。

图5 钢管母材、焊缝拉伸性能数据

表7 钢管母材、焊缝拉伸性能和焊缝导向弯曲试验结果

距焊缝90°沿管体横向取管体夏比冲击试样，垂直于焊缝取焊缝夏比冲击试样， 采用10 mm×10 mm×55 mm 全尺寸试样， 试样预制深度2 mm的V 形缺口， 按照ASTM A370 标准进行夏比冲击试验。

对管体母材、 焊缝和热影响区进行规定试验温度的夏比冲击试验， 试验温度为-10 ℃，试验结果见表8 和图6。

管体冲击功平均值达到427 J；

焊缝冲击功平均值达到207 J， 且试验数据比较集中；

热影响区冲击功统计频次虽然表现出一定的离散性， 但所有试验数据并无异常， 仅与样本选取有关， 最小值也超过170 J， 平均值达到215 J， 整体比较理想。

通过对冲击断口进行分析， 管体母材、 焊缝和热影响区夏比冲击试验断口形貌均为韧窝形貌， 剪切面积均达到100%， 且试样缺口尺寸及位置检查并未发现明显异常， 说明管体母材、 焊缝、 热影响区冲击韧性比较理想。

图6 钢管-10 ℃夏比冲击功平均值统计

表8 钢管母材、焊缝和热影响区夏比冲击试验结果

对管体母材分别在20 ℃、 0 ℃、 -10 ℃、-20 ℃、 -40 ℃、 -60 ℃系列温度下进行夏比冲击试验， 获得不同试验温度下钢管母材的夏比冲击功和剪切面积， 试验结果见表9， 从而获得X65MO 钢管母材的韧脆转变曲线， 如图7 所示， 韧脆转变温度达到-40 ℃， 表现出良好的止裂韧性。

表9 钢管母材系列温度夏比冲击试验结果

图7 钢管母材韧脆转变曲线

距焊缝90°沿管体横向取DWTT 试样， 试样尺寸为305 mm×76 mm×t， 试样缺口为深度5 mm的V 形缺口， 按照SY/T 6476 标准进行DWTT试验， 试验温度为0 ℃， 断口剪切面积平均值为98%， 试验结果见表10。

表10 钢管DWTT 试验结果

如图8 所示， 在抛光、 浸蚀的钢管焊接接头横向截面的压痕位置， 按照ASTM E92 标准使用10 kg 载荷进行维氏硬度试验， 试验结果见表11。

由表11 可以看出， 管体母材、 焊缝和热影响区硬度最大值为241HV10， 均小于工程技术要求 （270HV10）。

图8 硬度测定位置

表11 钢管焊接接头硬度试验结果

（1） 通过对X65MO 材质、 25.4 mm 超厚壁热轧卷板成分进行低碳微合金化设计， 并控制有害成分， 减少成分偏析和带状组织， 采用控冷控轧工艺， 保证钢材组织的均匀性， 提高晶粒细化效果， 获得了较为理想的组织成分和强韧性指标。

（2） 对于超厚壁25.4 mm、 材质X65MO、 直径1 219 mm 的螺旋埋弧焊管来说， 其径厚比较小， 生产难度大， 通过分析径厚比、 板宽和成型角对成型质量的影响， 以及焊接线能量对焊接质量的影响， 提出了成型、 焊接质量控制措施， 确定了小径厚比、 超厚壁Φ1 219 mm×25.4 mm 钢管的成型、 焊接工艺参数， 获得了低残余应力和高焊接质量的钢管。

（3） 通过对试制的海底尾水排放用X65MO Φ1 219 mm×25.4 mm 超厚壁螺旋埋弧焊管母材和焊缝理化性能进行检测分析， 不仅强度性能符合标准要求， 而且表现出了较好的韧性， 各项技术指标均符合API SPEC 5L （46 版） 及工程技术条件的要求。