陈小伟，嵇 峰，白学伟，张 花，王 旭

（1.渤海装备巨龙钢管有限公司，河北 青县 062658；2.渤海装备南京巨龙钢管有限公司，南京 210061）

0 前 言

为满足我国日益增长的天然气需求，近年来，我国陆续建成了西气东输二线、三线等X80 钢级Φ1 219 mm、单管年输气量300 亿m3的天然气管道。然而，这些被称为我国第二代的大直径天然气管道，仍不能满足国民经济对天然气输送的需求[1-2]。2012年，中国石油天然气集团公司启动了第三代大输量管道用钢管的研发，其中X80 钢级Φ1 422 mm 钢管的制作技术方案最具可行性而备受重视[3-4]。2014年5月，中俄双方有关企业签署了总价值超过4 000 亿美元、年供气量380 亿m3、期限长达30年的中俄东线天然气购销合同。为满足合同的要求，我国在中俄东线项目中首次计划采用 X80 钢级 Φ1 422 mm 钢管。与 X80 钢级Φ1 219 mm 钢管相比，中俄东线钢管直径和壁厚更大。中俄东线创造了我国管道之最，在世界管道史上是一个标志性工程，仅有俄罗斯已建的巴浦年柯沃—乌恰管道参数与中俄东线接近[5]。

管径和壁厚同时增加带来了技术方面的巨大挑战。板宽和厚度增加，钢板制造过程轧制压缩比降低，影响晶粒细化效果；厚度增加后还会引起心部冷却速度降低以及厚度方向的冷却均匀性，这些都会对钢板的性能产生不利影响，尤其是要保证－15 ℃下钢板的剪切面积达到平均值85%的要求难度很大。另外，钢板板型、钢管几何尺寸和焊接质量等控制都面临巨大的挑战。经国内钢厂、管厂的共同攻关，攻克了上述关键技术，成功实现了中俄东线X80 钢级Φ1 422 mm×25.7 mm/30.8 mm 宽厚板及直缝埋弧焊管的批量生产供货，X80 钢级 Φ1 422 mm×30.8 mm 钢管的整体性能稳定性及合格率均超出了预期。

笔者仅对中俄东线项目产品中难度最大的壁厚为30.8 mm 钢管的性能进行研究分析，重点对4 个不同厂家生产的壁厚为30.8 mm 钢板及所制X80 钢级 Φ1 422 mm×30.8 mm 钢管的理化性能进行了研究分析。

1 钢板及钢管理化性能研究

1.1 化学成分

中俄东线汲取了西气东输二线、三线X80项目因技术标准对化学成分范围规定较为宽泛、各厂家合金设计方面存在较大差异，从而造成性能波动较大的问题的经验，在制定技术标准时，对成分范围进行更加严格的限定，对Mo、Ni 元素的下限进行了限制[6]。

表1为4个厂家（分别编号 A钢、B 钢、C钢和D 钢）生产的壁厚为30.8 mm 钢板的化学成分。由表1可以看出，4 个厂家对壁厚为30.8 mm钢板的设计思路一致，即超低C 以及 Mn、Mo、Ni、Cr 合金化。只是具体的合金含量稍有差别，其中 A 钢具有最高的 Mn、Mo、Ni、Cr 含量，但其Cu 含量低于其他几家；A 钢和C 钢具有较高的 V+Nb+Ti 含量，而 B 钢和 D 钢 V+Nb+Ti 含量较低。这些合金元素设计均在当前X80 钢合金设计的合理范围内，与各家的制造工艺相匹配，均可获得性能优异的钢板。

表1 4个厂家生产的厚度为30.8 mm 钢板的化学成分

1.2 拉伸性能

根据到货数量及炉批数，对钢板的性能进行抽检，表2为4 个厂家生产的壁厚30.8 mm 钢板拉伸性能统计结果。因抽检的数量较少，最少的抽取了4 个炉批，最多的抽取了20 个炉批，因此数据统计的代表性可能存在一些偏差，但仍然能够基本反映该钢厂原料的拉伸性能。

由表2可以看出，尽管各厂家对钢板性能的控制水平不同，但整体上各钢厂钢板屈服强度、抗拉强度的实际范围要比标准规定的小得多。不同钢厂强度控制区间存在较大的差异，各具特点。B 钢屈服强度最高，其他几家屈服强度基本接近；A 钢抗拉强度最低，C 钢抗拉强度最高，其余两家基本接近。强度的差异主要由于各厂家钢板轧制及冷却参数的差异造成。

采用相同JCOE 工艺进行钢管生产，其中可能对材料性能变化产生影响的扩径率波动控制在0.2%以内。制管后按炉抽样对钢管进行拉伸性能检验。表3为4 种钢板制管后钢管拉伸性能统计结果，图1为制管前钢板、制管后钢管拉伸性能的变化规律。由表3可以看出，中俄东线 X80 钢级 Φ1 422 mm×30.8 mm 钢管具有优异的拉伸性能。钢管整体屈服强度为560～660 MPa，均值为 613 MPa；抗拉强度为 635～750 MPa，均值为690MPa；屈强比为0.83 ～0.93，均值为0.887，具有较低的屈强比。

表2 4个厂家生产的厚度为30.8 mm 钢板拉伸性能统计结果

从图1可以看出，制管后材料的屈服强度和抗拉强度均有不同程度的变化，但原材料不同制管过程中的变化规律也不同。就屈服强度而言，A 钢、C 钢和D 钢制管后屈服强度上升最多，上升82 MPa，B 钢制管后屈服强度上升最少，上升17 MPa。制管后抗拉强度变化较小，其中A钢制管后抗拉强度变化最大，平均升高22 MPa；而D 钢制管后抗拉强度平均下降8 MPa。从屈强比来看，X80 钢级 Φ1 422 mm×30.8 mm 钢管整体具有较低的屈强比。

制管后屈服强度升高的主要原因是材料加工硬化的结果，由此可见不同钢板加工硬化能力存在较大的差异，主要是B 钢和其他3 种钢的加工硬化能力差异较大。一般认为，加工硬化不会对抗拉强度产生大的影响。制管后抗拉强度试验结果的变化主要是由于试样形式的差异造成的，钢板拉伸试验采用矩形全厚度试样，而钢管采用Φ12.7 mm 的圆棒试样，取样位置及不同材料自身壁厚方向的强度差造成了试验结果的差异[7-8]。

表3 4 种钢板制管后钢管拉伸性能统计结果

图1 制管前钢板、制管后钢管拉伸性能变化规律

1.3 DWTT性能

DWTT 性能是 X80 钢级 Φ1 422 mm×30.8 mm钢管开发的关键难点，涉及到成分设计和轧制工艺等关键技术。在初期剪切面积出现偏低的问题，通过攻关改进，最终解决了这个难题，生产的厚度为30.8 mm 钢板的DWTT 性能均达到了要求。表4是4 种厚度为30.8 mm 钢板的DWTT 性能试验结果。根据各厂家的实际情况，试验条件稍有差异。其中，－20 ℃全壁厚试样试验条件最为苛刻，随着温度的升高或采用减薄试验，试验条件有所改善[9-11]。从总体上看，各厂家提供的厚度为30.8 mm 钢板的剪切面积均达到了要求。

表4 4种钢板的DWTT 试验结果

表5是制管后钢管DWTT 试验结果。试验条件相同，试样单面减薄至19 mm，在标准试验温度 （－5 ℃）的基础上降低 17 ℃。图2为制管后钢管的剪切面积分布情况。结果表明，壁厚为30.8 mm 钢管具有优良的DWTT 性能，剪切面积单值均在80%以上，平均值均在92%以上，整体水平超出预期，均具有较大的余量。

图3为制管前、后剪切面积变化规律。由图3可以看出，从钢板到钢管剪切面积具有4%～7%的富余量，制管后的DWTT 性能与钢板的DWTT性能保持了较好的一致性，即钢板剪切面积越好，制管后钢管的剪切面积越好，其中C 钢制管后DWTT 性能最优。

表5 4 种钢板制管后钢管的DWTT 试验结果 （－5 ℃）

图2 制管后钢管剪切面积分布情况 （－5 ℃）

图3 制管前钢板、制管后钢管剪切面积的变化规律

在制管过程中，对部分钢管进行了系列温度DWTT 试验。温度分别为－15 ℃和－30 ℃时钢管的 DWTT 试验结果见表6。由表6可以看出，－15 ℃条件下，钢管的剪切面积单值均不小于70%、两个试样平均值大于85% （标准要求）。尤其是C 钢制管后，－15 ℃剪切面积平均值达95%。－30 ℃条件下钢管剪切面积明显降低，单值出现较大的波动。但C 钢和 D 钢表现出了较好的低温 DWTT 性能，尤其是C 钢，单值最低也达到了62%，平均值达到了86%。

表6 制管后钢管系列温度DWTT 试验结果

1.4 夏比冲击性能

冲击功是衡量钢管止裂性能的关键指标，中俄东线标准规定壁厚为30.8 mm 钢管－10 ℃母材夏比冲击功单值不应低于140 J，3 个试样平均值不应低于180 J；焊缝和热影响区夏比冲击功单值不应低于60 J，3 个试样平均值不应低于80 J。表7为钢管夏比冲击试验结果。由表7可以看出，钢管夏比冲击功均远远高于标准要求。图4为钢管母材夏比冲击系列温度试验结果。由图4也可以看出，钢管仍具有良好的夏比冲击韧性。焊缝和热影响区夏比冲击功均满足标准要求。

表7 钢管夏比冲击试验结果

图4 钢管母材夏比冲击系列温度试验结果

2 结果分析

从上述钢管理化性能的试验统计结果看，几种不同X80 钢制成的钢管均符合中俄东线钢管标准的要求，具有优良的性能，尤其是夏比冲击性能及DWTT 性能等均优于标准要求，超出了预期的效果。但通过对比可以看出，各钢板及所制钢管的力学性能存在一定的差异，这可能与产品的制造工艺有关。

一般情况下，影响产品性能差异的关键因素是合金元素和制造工艺，主要表现为材料的显微组织，显微组织对性能起决定性的影响。而且不同性能之间是否存在相关性，如降低强度是否意味着DWTT 性能的改善等也需要关注。

2.1 合金元素含量对性能的影响

从表1可以看出，A 钢中合金元素Mo、Ni添加量较多外，其余3 种钢板合金元素的差异很小。但从拉伸性能结果看，A 钢拉伸强度最低，并没有因为合金元素含量的提高而使强度提高；B 钢、C 钢板合金元素含量最接近，但抗拉强度相差约 30 MPa。可见，对于 X80 钢，合金元素已经不是强度差异的决定因素。

从夏比冲击和DWTT 试验结果看，合金元素的添加或减少并未对DWTT 和夏比冲击性能产生直接的影响。另外，从焊接热影响区夏比冲击试验结果来看，A 钢、C 钢制管后热影响区冲击功值较高，且结果基本相当，但其在Mo、Ni、Cu 元素添加上存在较大的差异，无法证明Mo、Ni 的添加是否更有利于热影响区的韧性。而A钢、C 钢与 B 钢、D 钢在 Nb+V+Ti 总量上的差异，似乎可以表明较多的Nb+V+Ti 总量更有利于热影响区的夏比冲击性能。

2.2 显微组织对性能的影响

图5～图8为4 种钢典型的显微组织形貌。A钢的显微组织以针状铁素体+粒状贝氏体为主，其特征是表层块状铁素体含量较多，尺寸较小，心部铁素体以长条状为主，尺寸较大，板条上分布着少量点状或小岛状的MA 组元。B 钢的显微组织主要为粒状贝氏体组织，无论是表层还是心部，没有明显的块状或长条状铁素体。表层组织中，MA 组元以点状为主，细小、弥散地分布在铁素体基体上，心部组织中铁素体基体尺寸明显增加，MA 组元由点状变为岛状，由于尺寸增加，数量减少。C 钢的显微组织为典型的针状铁素体，另有少量粒状贝氏体。与 A 钢相比，C 钢中针状铁素体尺寸更细小，分布均匀，碳氮化物、MA 组元等弥散分布在针状铁素体之间，使其表现为更加细小的晶粒尺寸，心部和表层组织的晶粒尺寸差异不大。同时，C 钢中的粒状贝氏体组织也十分细小，分布均匀，未见大尺寸的岛状MA 组元。D 钢显微组织与C 钢类似，表层为典型的针状铁素体组织，心部为针状铁素体和一定量的块状铁素体，其针状铁素体的形态、尺寸与C 钢接近，分布均匀。

图5 A钢显微组织形貌

图6 B钢显微组织形貌

图7 C钢显微组织形貌

图8 D钢显微组织形貌

管线钢中针状铁素体是在稍高于贝氏体转变温度形成的一类细小组织，兼有切变转变和扩散转变的特点，其特征是组织内位错密度高，晶粒细小，晶间第二相细小，分布弥散均匀，具有优良的强度、韧性以及较强的加工硬化能力[12-13]。粒状贝氏体是在贝氏体转变温度的最上部形成的组织，转变温度低于针状铁素体，其主要以切变转变为主，第二相离子形成位于贝氏体铁素体中间或边界。其铁素体基体主要以转变前原始奥氏体为基础，因此铁素体基体尺寸远大于针状铁素体。对于粒状贝氏体组织，第二相离子或MA 的数量、大小、形态及分布对其力学性能将产生显著的影响。当第二相离子或MA 组元以点状或短杆状弥散分布于铁素体基体上时，可起到分割铁素体的作用，类似细化晶粒的作用，提高强度，改善韧性。当第二相离子或MA 组元以较大尺寸的岛状分布于铁素体基体上时，不仅对铁素体基体的切割作用减弱，其尖角还可能成为起裂源，其组织的韧性大大降低。块状或多边形铁素体是在高于针状铁素体转变温度区间形成的扩散转变组织，其晶粒尺寸较大，晶内位错密度较低，对管线钢的强度尤其是屈服强度影响较大，对塑性有一定的改善作用。

2.2.1 显微组织对拉伸性的影响

从上述分析可以看出，4 种钢在显微组织上存在一定的差异，A 钢、C 钢和D 钢主要以针状铁素体为主，B 钢主要以粒状贝氏体为主。从对应的钢板强度来看，A 钢、C 钢和D 钢具有相对较低的屈服强度，而B 钢具有较高的屈服强度。经过制管后，由于加工硬化作用，钢管屈服强度均不同程度有所升高，其中 A 钢、C 钢和 D 钢屈服强度升高较多，在 70～80 MPa；而 B 钢制管后屈服强度仅升高了17 MPa。可见，针状铁素体组织的应变强化能力要显著高于粒状贝氏体组织。A 钢具有最低的抗拉强度，B 钢和 D 钢居中，C 钢抗拉强度最高。但制管后，A 钢、B 钢和D 钢平均抗拉强度基本趋同，C 钢的抗拉强度仍然最高。其中A 钢制管后抗拉强度平均升高了 22 MPa，B 钢平均升高了 11 MPa，D 钢平均降低了 8 MPa，而 C 钢保持不变。一般认为，抗拉强度基本不受制管过程加工硬化的影响。笔者曾研究过X80 钢级Φ1 422 mm×22 mm 管线钢管制管过程钢板抗拉强度变化规律及其影响因素，结果表明，钢管圆棒试样获得的抗拉强度通常要高于矩形试样获得的抗拉强度，其原因与取样位置、厚度方向的组织、合金元素尤其是C 元素含量有关。

2.2.2 显微组织对DWTT 的影响

从钢管的DWTT 试验结果看，C 钢制管后具有最高的剪切面积，平均值达97%；A 钢和D 钢制管后剪切面积平均值相同，均为95%；B 钢制管后剪切面积平均值稍低于其他3 种钢，均值为92%。研究表明，管线钢剪切面积主要与材料组织中大角度晶界比例和奥氏体晶粒的细化程度有关，而这些从材料的显微组织中或可见端倪。原始奥氏体晶粒越细小，越有利于形成针状铁素体或块状铁素体组织，且形成的二次组织越细小；原始奥氏体晶粒尺寸越大，越有利于形成粒状贝氏体组织。从DWTT 结果和显微组织来看，细小针状铁素体或多边形铁素体组织更有利于获得优异的 DWTT 性能，且组织越细小，DWTT 性能越好[14]；针状铁素体以及含有一定量的块状铁素体组织也具有较好的DWTT 性能；这类组织的共同特点是无明显的原奥氏体痕迹或可见的原奥氏体尺寸较小；而粒状贝氏体组织，DWTT 性能相对较低，高硬度粗大的M/A 组织带会严重恶化DWTT 性能[15]。这类组织的特点是铁素体基体较大，可能源于原奥氏体晶粒尺寸较大。检验过程中发现的部分剪切面积偏低的钢板，其组织类型均为粗大的粒状贝氏体组织。

2.3 钢管拉伸性能与剪切面积之间的关系

从钢管自身的屈服强度、抗拉强度与剪切面积看不出明显的规律，但拉伸试样的断后伸长率和剪切面积之间存在比较明显的规律，如图9所示。整体来看，断后伸长率越大，剪切面积越大。剪切面积与拉伸试样的断后伸长率本身都是材料塑性水平体现，因此两者间应存在一定的关系。

图9 剪切面积与拉伸试样断后伸长率的关系

3 结 论

（1）数万吨批量生产检验数据表明，中俄东线 X80 钢级厚度 30.8 mm 钢板及 Φ1 422 mm×30.8 mm 钢管具有优良的理化性能。钢管的屈服强度在100 MPa 以内波动，抗拉强度在115 MPa以内波动；钢管母材－10 ℃夏比冲击功平均值达300 J 以上，－5 ℃剪切面积率平均值达92%以上，均高于标准要求，具有优良的抗延性断裂性能。

（2）显微组织对钢管制造过程中的强度变化影响较大。具有针状铁素体型组织的X80 钢具有较高的加工硬化能力，制管后屈服强度升高约70～80 MPa；而具有粒状贝氏体型组织的X80 钢加工硬化能力较弱，制管后屈服强度升高约20 MPa。

（3）显微组织对钢管的DWTT 性能有重要影响。具有细小铁素体型组织的X80 钢DWTT性能优于具有粒状贝氏体组织的X80 钢，当粒状贝氏体组织粗大时，DWTT 性能进一步恶化。

（4）钢管拉伸试验断后伸长率与钢管剪切面积存在正向关系，总体看，断后伸长率越高，则剪切面积越高。