螺旋埋弧焊管制管前后力学性能变化及其影响因素

孙 宏， 李汝江， 闵祥玲， 孙志刚， 韩 学， 范 丽

（1. 渤海装备华油钢管公司， 河北 青县062658； 2. 渤海装备研究院， 河北 青县062658；3. 渤海装备钻井装备公司， 河北 青县062658）

1 概 述

随着油气输送管道用钢管的技术进步， 油气输送用钢也已经从最初的碳素钢Q235B 或相当钢级发展到了高强度低碳微合金X80 钢的大规模应用。 我国高钢级油气输送管线钢管的起步始于陕京输气管道X60 钢管的开发。 2003 年开发了X80 管线钢管， 2007 年开始了西气东输二线X80 钢管的研制， 2008 年开始了X80 钢管的大批量生产[1]。 2011 年6 月我国已经完工西气东输二线全长8 704 km 管道干线， 是目前世界上最长的天然气管道工程[2]。 另外， X100 钢级及以上钢管目前还处于试验阶段， 没有应用于长输管道[3]。对于螺旋埋弧焊管， 目前建设中的中俄东线天然气管线采用了X80 钢级Φ1 422 mm×21.4 mm 管线钢管。

对于焊接钢管而言， 制管工艺过程对材料的力学性能有显著的影响[4]。 焊管产品通常以卷板或钢板作为原材料， 在制管过程中会多次产生不同程度的压缩和拉伸变形， 并因为塑性形变产生内应力， 其中加工硬化与包申格效应对最终的钢管性能会产生显著的影响， 管线钢在制管成型过程中产生形变强化。 按照API 标准进行钢管的强度测试， 在压平试样 （flattened tensile specimen）的制作和拉伸过程中产生包申格效应[5]。 吴松等[6]的研究表明， 对同一规格的钢管， 卷板的强度水平越高， 包申格效应影响越大， 用压平试样测得的的钢管屈服强度值降低越多。 X60 钢卷板制成Φ660 mm×7.1 mm 焊管后屈服强度最大降低达80 MPa。 研究表明， 成型后管材的强度等指标均有不同程度的变化。 X65 以下钢级、 厚度小于12 mm 卷板生产Φ508 mm～Φ711 mm 钢管时， 包申格效应降低值一般为40～50 MPa[7]； 部分管线项目将X65 钢的包申格裕量确定在52～92 MPa[8]。 X70 钢级卷板在模拟制管过程中， 在弯曲加载条件下测试包申格效应， 其屈服强度的降低值可达35 MPa[9]， 但最大不超过40 MPa[10]。X80 钢级卷板在模拟制管过程中， 在弯曲加载条件下测得的包申格效应值为40～60 MPa， 在实际检验中， 对于Φ610 mm×7.9 mm 螺旋焊管其包申格效应值甚至达到55～75 MPa[11]。 为了获得各种钢级、 规格热轧卷板及制管工艺对螺旋埋弧焊管性能的影响， 本研究对Q235B～API X80 钢级、壁厚6.3 mm～18.4 mm 的热轧卷板的化学成分、组织及性能， 以及Φ355.6 mm～Φ1 219 mm 螺旋埋弧焊管制管前后力学性能变化的一般规律进行了试验， 结合螺旋埋弧焊管的制造过程及试样展平过程产生的包申格效应等对钢管的拉伸性能、韧性的影响， 分析了产生这些影响的原因。

2 焊管制管工艺及其对试样的影响

螺旋埋弧焊管典型的工艺流程 （一步法）为： 拆卷→矫平→钢卷头尾对接→剪边 （铣边）→成型→内焊、 外焊。 螺旋焊管的成型是由与带钢纵向成一定角度布置的三辊弯板机构及辅助辊实现的。 相应地， 试样一般也要经过类似的变形过程。 首先拆卷过程中卷板要经受一次弯曲， 钢带矫直又要经历一次较小的弯曲变形， 钢管成型过程中是第二次大的弯曲变形， 最后试样的压平是第三次大的弯曲变形， 如果采用棒状试样则没有试样压平过程[12]。 对于X80 钢及更高钢级的拉伸试样而言， 则没有试样压平工序， 即从钢管上切割试样后进行切削加工最终得到符合尺寸要求的试样。 对于夏比冲击试样， 与X80 钢及更高钢级的拉伸试样一样， 不允许对试样进行压平处理。

由于螺旋埋弧焊管的螺旋成型特点， 卷板的轧制方向与钢管周向（横向） 并非垂直关系， 钢管周向（横向） 试样的方向近似对应于卷板上与轧制方向成相当于成型角的角度[4]。

3 各钢级热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

3.1 Q235B 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

Q235B 钢为国内焊管行业应用最早的诸多钢种之一， 它属于碳素钢， 通常以C 和Mn 作为主要强化元素。 对10 组Q235B 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表1。 由于该钢广泛应用于热力、输水等管道， 其标准主要规定了化学成分、 强度及塑性指标， 因此本研究没有给出卷板-钢管的韧性指标。 Q235B 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表2， Q235B 钢显微组织如图1所示。

表1 Q235B 钢热轧卷板的典型化学成分

表2 Q235B 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

图1 Q235B 钢显微组织形貌

按C 和Mn 含量的不同， Q235B 钢可分为低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%）。 结合卷板的实际强度水平以及制管前后强度的变化情况来看， 与化学成分的选择没有明显关系。 Q235B 钢属于典型的亚共析钢， 通常情况下， 其显微组织是均匀的铁素体和珠光体。 但是在工艺控制不佳的情况下， 也会出现异常组织， 如晶粒粗大、 块状铁素体等。

总体来说， Q235B 钢热轧卷板制管后钢管的屈服强度波动小于卷板； 屈服强度既有升高也有降低， 总体上以降低为主。 初步分析认为，低屈服强度或低屈强比的板材制管后其屈服强度基本上没有变化或略有升高， 屈服强度低于300 MPa 的卷板制管后屈服强度没有降低； 屈服强度高于300 MPa 的卷板制管后屈服强度均降低。 制管后抗拉强度的变化基本在10 MPa以内。

3.2 L245/B 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对8 组L245/B 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表3，L245/B 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表4。

表3 L245/B 钢热轧卷板的典型化学成分

表4 L245/B 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

按C 和Mn 含量的不同， L245/B 钢可分为低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%）。 结合卷板的实际强度水平以及制管前后强度的变化情况来看， 其强度变化与化学成分的选择没有明显的相关性。

L245/B 钢管管体典型的显微组织如图2 所示， 图2 （a） 为理想状态下的组织形态。 图2 （b）的显微组织则相反， 图2 （b） 所示组织钢管的屈服强度及夏比冲击韧性指标均明显劣于图2 （a）所示组织的钢管， 与Q235B 钢通常的显微组织相比明显不同， 其显微组织多为非等轴的块状铁素体+多边形铁素体+少量珠光体， 部分呈现明显的方向性。

图2 L245/B 钢管典型的显微组织形貌

总体来说， L245/B 钢管的屈服强度波动小于卷板， 屈服强度既有升高也有降低， 总体上以降低为主。 初步分析认为， 同Q235B 钢类似， 低屈服强度或低屈强比的卷板制管后屈服强度基本无变化或略有升高， 屈服强度约为300 MPa 的卷板制管后屈服强度显著上升， 上升了35～57 MPa；屈服强度高于300 MPa 的卷板制管后屈服强度均表现为降低， 降低了18～29 MPa。

L245/B 钢热轧卷板制管后抗拉强度升高的3 个试样与屈服强度升高的应变相对应， 但是屈服强度升高的幅度明显大于对应的抗拉强度。 制管后抗拉强度的变化范围达32 MPa。 屈强比与断后伸长率均表现为既有降低又有升高。

同时还对8 组试样进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比分析， 卷板的试验温度均为-20 ℃， 钢管的试验温度为-5 ℃或-10 ℃， 钢管的试验温度比卷板高10～15 ℃。 通过制管的加工硬化效果与试验温度提高的共同影响， 仅有2 组试样的冲击功出现下降， 其余6 组均升高， 升高幅度最大的一组达20% （试验温度提高15 ℃）。

3.3 L290/X42 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对5 组L290/X42 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表5， 卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表6。

表5 L290/X42 钢热轧卷板的典型化学成分

表6 L290/X42 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

L290/X42 钢为低C 高Mn 类， 即w （C） 为0.07%～0.12%、 w（Mn） 为0.9%～1.40%。 结合卷板的实际强度水平以及制管前后强度的变化情况来看， 其强度变化与化学成分的选择没有明显的相关性。

L290/X42 钢热轧卷板制管后5 组试样的屈服强度均有所降低， 低屈服强度或低屈强比的卷板制管后屈服强度降低较少， 平均降低13 MPa， 屈服强度最高一组 （392 MPa） 的卷板制管后屈服强度降低最多， 达27 MPa。 制管后抗拉强度的变化明显。 由于抗拉强度变化较大， 屈强比的变化与屈服强度的变化并不一致。

同时对5 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比， L290/X42 钢制管后5 组夏比冲击试样中有3 组钢管的夏比冲击功高于卷板。 特别需要说明的是， 1 组卷板与钢管的试验温度相同， 全部为-10 ℃， 卷板的冲击功为361 J， 远大于钢管冲击功251 J （换算成标准尺寸试样）。

3.4 L360/X52 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对11 组L360/X52 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表7， 横向拉伸性能及其对比见表8。

表7 L360/X52 钢热轧卷板的典型化学成分

表8 L360/X52 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

L360/X52 钢的化学成分基本上在较窄范围内波动， 合金含量并未随着壁厚的提高而升高， 有的大壁厚反而合金含量更低， 即w （C） 为0.06%～0.08%、 w （Mn） 为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为0.14%～0.16%。 结合卷板的实际强度水平以及制管前后强度的变化情况来看， 其强度变化与化学成分的选择没有明显的相关性。

L360/X52 钢级热轧卷板制管后11 组试样中仅有1 组屈服强度升高， 平均下降31.8 MPa，中位数为36 MPa。 去除升高的一组数据后平均下降36.1 MPa， 中位数为37.5 MPa。 低屈强比卷板（2 组试样） 制管后屈服强度降低较少， 平均降低2 MPa， 其余组试样卷板制管后屈服强度降低最多。

同时对11 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比分析， L360/X52 钢热轧卷板制管后进行的夏比冲击试验结果表明， 当卷板与钢管试验温度相同时， 2 组冲击功降低， 2 组冲击功升高； 当卷板试验温度高于钢管试验温度时， 冲击功降低、 持平或冲击功升高均有出现，无普遍规律。 特别需要说明的是， 冲击功明显降低的2 组在制管后其抗拉强度均表现为升高， 且钢管试验温度比卷板试验温度高20 ℃。

3.5 L415/X60 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对10 组L415/X60 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板的化学成分见表9， L415/X60 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表10。

表9 L415/X60 钢热轧卷板的典型化学成分

表10 L415/X60 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

L415/X60 钢的化学成分基本上在较窄的范围内波动， 合金含量并没有随着壁厚的提高而提高， 即w （C） 为0.07%～0.09%， w （Mn） 为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 组试样分别添加了0.14%和0.15%的Cr， CEPcm为0.15%～0.17%。 用于强化的合金含量相比L360/X52 进一步提高。 结合卷板的实际强度水平以及制管前后强度的变化情况来看， 其强度变化与化学成分的选择没有明显的相关性。

L415/X60 钢热轧卷板制管后其屈服强度均有所降低。 总体上其屈服强度降低较大， 包申格效应显著。 制管后抗拉强度平均降低2.8 MPa，变化不明显。

同时对10 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比分析， L415/X60 钢卷板试验温度均低于钢管， 温度差为10～20 ℃。 当温度差为20 ℃时， 1 组冲击功降低， 1 组冲击功升高； 当温度差为15 ℃时， 1 组冲击功降低， 4 组冲击功升高； 当温度差为10 ℃时， 1 组冲击功降低， 2 组冲击功基本持平。 L415/X60 钢管管体的显微组织形貌如图3 所示。

图3 L415/X60 钢管管体的显微组织形貌

3.6 L450/X65 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对11 组L450/X65 钢热轧卷板/钢管试样进行了试验分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表11， L450/X65 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表12。

表11 L450/X65 钢热轧卷板的典型化学成分

L450/X65 钢中， w （Nb+Ti+V） ≤0.12%， 除了2 组Cr 微量外， 其余w （Cr） 为0.10%～0.24%。CEPcm为0.15%～0.19%， 11 组中有8 组为0.16%。用于强化的合金Mn、 Nb 含量相比L415/X60 进一步提高， 并且大多显著添加了Cr 进行强化。

L450/X65 钢热轧卷板制管后其屈服强度均降低且降低值较大， 包申格效应显著， 与L415/X60钢相当。 制管后抗拉强度平均降低0.1 MPa， 没有显著变化。 CEⅡw与CEPcm最高的1 组对应的抗拉强度也是最高的。

同时对11 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比分析， L450/X65 卷板的试验温度均低于钢管， 温度差为10～20 ℃。 当温度差为20 ℃时， 2 组冲击功降低， 3 组冲击功升高； 当温度差为15 ℃时， 1 组冲击功降低， 1 组冲击功升高； 当温度差为10 ℃时， 1 组冲击功降低， 3 组冲击功升高。 无论降低或升高， 变化幅度均比较小。 当温度差为10 ℃时， L450/X65钢与L415/X60 钢的表现类似， 夏比冲击功差异较小。 对于C 等含量过高的组， 夏比冲击韧性也偏低。 从韧性方面 （包括DWTT 性能） 考虑，应该适当保持较低的C 含量。

3.7 L485/X70 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对15 组L485/X70 钢热轧卷板/钢管试样进行了分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表13，L485/X70 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表14。

表13 L485/X70 钢热轧卷板的典型化学成分

表14 L485/X70 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

L485/X70 钢中， w （C） 为0.033%～0.07%，w （Mn） 为1.53%～1.77%， 还有微量的Nb、 Ti、 V、Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.11%， Cr 的添加非常显著， w （Cr） ≤0.31%， w （Mo） =0.23%。CEPcm为0.15%～0.18%， 15 组试样中有7 组为0.18%， 占比47%。 用于强化的Mo、 Nb 等元素含量相比L450/X65 进一步提高。

L485/X70 钢管管体的显微组织如图4 所示。L485/X70 钢的显微组织以GB+PF+P 为主。 而当Mo、 Nb、 Ni 及Cu 含量降 至很低水平时， X70级管线钢的显微组织将不同于常规X70 钢， 其管体的显微组织以块状铁素体与多边形铁素体为主， 还有少量的珠光体。

图4 L485/X70 钢管管体的显微组织形貌

L485/X70 钢热轧卷板制管后15 组数据中11 组屈服强度降低。 总体看， L485/X70 钢热轧卷板制管后的屈服强度仍然降低， 但是降低幅度比L450/X65 钢明显减小， 平均减少了23 MPa。抗拉强度制管前后基本持平。 合金化及轧钢工艺的提升显著提升了加工硬化效果。 同时对15 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验结果对比分析， 制管前后近50%夏比冲击功持平， 8 组卷板（-20 ℃）、 钢管（-10 ℃） 冲击功平均下降4.1 J， 但是最大降低值为33 J。

3.8 L555/X80 钢热轧卷板-钢管的成分、 组织及性能

对18 组L555/X80 钢热轧卷板/钢管试样进行分析， 其中2 组典型热轧卷板化学成分见表15，L555/X80 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比见表16。 拉伸试样是直径为12.7 mm 或8.9 mm、标距50 mm 的圆棒试样。

表15 L555/X80 钢热轧卷板的典型化学成分

表16 L555/X80 钢卷板-钢管横向拉伸性能及其对比

L555/X80 钢 中w （C） 为0.04%～0.065%，波动范围较小， w （Mn） 为1.75%～1.90%， 还有微量的Nb、 Ti、 V 、 Cr、 Ni 及Cu 等， w （Nb+Ti+V） ≤0.13%， Cr 的添加非常显著， w （Cr） ≤0.33%， w （Mo） =0.28%。 用于强化的合金含量相比L485/X70 进一步提高。 CEIIw为0.44%～0.48%， 变动幅度稍大； 而CEPcm为0.18%～0.19%，变动幅度较小， 18 组试样中有11 组为0.19%。

L555/X80 钢管管体显微组织如图5 所示，其组织以粒状贝氏体为主， 还有少量珠光体，M-A 岛状组织为黑色点状分布于粒状贝氏体边界和内部。

图5 L555/X80 钢管管体的显微组织

L555/X80 钢热轧卷板制管后18 组数据中仅有1 组屈服强度降低。 拉伸试验采用圆棒试样，没有试样压平造成的包申格效应， 并且为水压后取样， 制管后屈服强度总体升高； 制管后抗拉强度平均升高6.1 MPa。 同时对18 组试样还进行了卷板与钢管的夏比冲击试验对比分析， L555/X80 板卷的试验温度均为-20 ℃， 冲击功平均值为340.8 J； 钢管试验温度均为-10 ℃， 冲击功平均值为337.2 J， 温度差均为10 ℃， 冲击功平均值降低3.6 J， 18 组试样中11 组冲击功降低。

4 分析与讨论

4.1 卷板-钢管性能变化与钢级（强度水平） 的关系

卷板及钢管横向拉伸性能关系曲线如图6 所示， 卷板-钢管的强度变化量与钢级的关系曲线如图7 所示。 热轧卷板制管后强度变化与钢级（或强度级别） 关系较大。 屈服强度与屈强比的变化大于抗拉强度指标， 塑性指标也出现了趋势性变化。

图6 卷板及钢管横向拉伸性能的关系曲线

图7 卷板-钢管强度的变化量与钢级的关系曲线

综上所述， Q235B 钢的屈服强度略有下降，低屈服强度或低屈强比的卷板制管后屈服强度基本无变化或有升高， 屈服强度低于300 MPa 的卷板制管后屈服强度没有降低。 屈服强度高于300 MPa 的卷板制管后屈服强度均降低， 但是由于其裕量较大， 对钢管的最终强度并没有太大影响。 L245/B 钢的屈服强度及抗拉强度均小幅升高。 因此， Q235B 钢与L245/B 钢基本上可以不用考虑包申格效应。

L290/X42 钢出现了明显的强度下降， 屈服强度及抗拉强度分别下降15.8 MPa 与14.2 MPa。L360/X52 钢的屈服强度下降更为明显， 屈服强度及抗拉强度分别下降31.8MPa 与8.9 MPa， 屈服强度下降幅度大大超过了抗拉强度。

L415/X60 钢与L450/X65 钢的屈服强度下降达到了峰值， 且两种钢的下降幅度比较接近。L415/X60 钢的屈服强度及抗拉强度分别下降了40.3 MPa 与2.8 MPa， L450/X65 钢的屈服强度及抗拉强度分别下降了39.5 MPa 与0.1 MPa， 抗拉强度制管前后基本持平。 由于屈服强度变化与抗拉强度变化的不同步， L415/X60 钢与L450/X65钢的屈强比下降也达到了峰值水平， 分别下降了0.068 与0.065， 应该结合钢管的屈强比规范要求来考虑卷板的屈强比规范要求。

L485/X70 钢的屈服强度也下降， 但是下降幅度明显变小， 其屈服强度下降16.4 MPa， 抗拉强度上升2.1 MPa。 L485/X70 钢的屈服强度下降幅度与L290/X42 钢基本相当， 但是两者的成分、 组织则显著不同。 L555/X80 钢完全逆转了L485/X70 等钢的强度变化趋势， 屈服强度平均上升了15.4 MPa， 抗拉强度平均升高6.1 MPa。

卷板-钢管屈服强度的变化量与卷板强度的关系如图8 所示。 从图8 （a） 可以看出， 屈服强度在300 MPa 以下及560 MPa 以上时， 屈服强度总体上不变或升高； 其余区间则下降， 屈服强度在430～500 MPa 时， 屈服强度下降最大。 从图8 （b） 可以看出， 抗拉强度在450 MPa 以下及650 MPa 以上时， 屈服强度总体上不变或升高；其余区间则下降， 抗拉强度在500～600 MPa 时，屈服强度下降最大。

图8 卷板-钢管屈服强度的变化量与卷板强度的关系

对于断后伸长率这一塑性指标， 经过制管后， 所有钢级基本上均表现为下降的趋势， 但是下降幅度非常小， 仅为1%～2% （相对值）。

对于低温韧性指标， 制管前后并没有明显的变化规律， 低温韧性与钢厂的制造工艺水平密切相关。 但是优化的化学成分设计 （如降低C 等元素的含量）、 平衡的强度水平对夏比冲击韧性非常有利。

随着钢级的提高， C 含量逐渐降低， X70钢基本上已经控制在0.09%以下， Cr、 Mo、Nb、 V、 Ti 等微合金元素的含量则逐渐增多。显微组织方面， Q235B 钢基本为多边形铁素体+珠光体组织， B 级以及X42 级基本为多边形铁素体+块状铁素体+珠光体组织， 随着钢级的提高， 多边形铁素体比例逐渐减少， 而块状铁素体及贝氏体铁素体的比例则逐渐提高， 对于X70钢， 贝氏体铁素体的比例已经很大， 而X80 钢则主要是粒状贝氏体。 不同的组织特点， 其形变强化能力与包申格效应值是有差异的， 一般地， 铁素体-珠光体型管线钢具有不连续的屈服行为， 包申格效应较为明显， 而贝氏体铁素体（或针状铁素体） 管线钢中存在高密度的可移动位错， 具有连续屈服行为， 在钢管成型及随后的试样压平过程中， 其形变硬化的作用大于包申格效应， X70 以上钢级的屈服强度没有明显下降。 影响制管前后强度变化主要为形变强化和包申格效应共同作用的结果。 需要说明的是，试验结果可能会受到钢管取样位置与卷板取样位置存在差异的影响。

4.2 静水压试验对螺旋埋弧焊管性能的影响

通常情况下， 静水压试验是钢管在生产过程中必须进行的检验项目， 试验压力依据钢管的规格、 钢级等而定。 除了静水压试验外， 直缝埋弧焊管还要进行全长扩径， 其目的是使钢管产生周向扩张力。 这两种工艺可归结为材料的加工硬化或形变强化行为。 100% SMYS 静水压试验的管径变化与机械扩径相比， 形变量相当小， 即便如此， 也出现了残余伸长。 应注意的是， 由于板材存在性能不均匀， 管体的局部变形量存在明显差异。 钢管100% SMYS 静水压试验前后管径的变化见表17。

表17 钢管100% SMYS 静水压试验前后管径的变化

直缝埋弧焊管扩径产生的变形显著大于水压试验， 所以直缝埋弧焊管的研究也侧重于扩径量对性能的影响。 X65 螺旋焊管的试验结果 （采用板状试样） 表明， 静水压试验显著改变了钢管管体横向拉伸试验应力-应变曲线形状， 但是对于钢管的屈服强度并没有显著的影响[13]。 文献[14]研究了X70 螺旋焊管后指出， 采用非压平圆棒试样时， 经过水压试验和模拟钢管涂层工序的时效热循环后， 钢管管体横向屈服强度有所提高， 而钢管管体横向抗拉强度基本不变。 对X80 钢的研究结果 （采用圆棒试样） 表明， 经过水压试验后， 螺旋埋弧焊管的屈服强度相比静水压试验前显著提高， 并且水压前屈服强度较低的钢管的增加幅度要大于屈服强度较高的钢管， 而对夏比冲击试验和落锤撕裂试验结果则影响不大。 钢管95% SMYS 静水压试验前后管体横向屈服强度对比如图9 所示[15]。

图9 钢管95%SMYS 静水压试验前后管体横向屈服强度对比

5 结 论

（1） 钢管管体横向屈服强度的降低 （或包申格效应） 与板材的强度级别（钢级） 具有非线性关系。 对于Q235B 及L245/B 钢， 包申格效应不明显； 从L290/X42 钢开始， 包申格效应愈加明显； 到L415/X60 与L450/X65 钢时， 包申格效应达到了峰值； L485/X70 钢的包申格效应则开始减弱； L555/X80 钢的屈服强度平均上升， 这应该是采用圆棒试样和静水压试验共同作用的结果。 对于抗拉强度， 试验所用板材制管前后的变化较小。 强度的变化与钢管的规格没有明显的关系， 卷板应该分钢级（强度级别） 确定包申格效应值及屈强比。

制管成型产生的应变对材料夏比冲击韧性的影响在本研究中并没有获得规律性的结论。 由于对于目前的炼钢及轧钢技术， 在标准规定的钢管试验温度下， 剪切面积基本达到了100%， 其差异主要体现在韧脆转变温度的区别， 鉴于此， 本研究没有给出落锤撕裂试验的结果。

（2） 对于板材的技术要求， 化学成分方面应适当降低用以提高材料的强度， 但同时劣化低温韧性的合金含量， 如C 元素， 并对合金元素含量的上下限均加以规定， 即化学元素成分应给定目标值， 并规定允许波动范围。 板材强度方面应充分考虑不同钢级的包申格效应的显著差异。 应该考虑板材的强度与韧性的平衡， 适当降低板材的抗拉强度上限， 这一点可以结合板材合金进行控制。