中俄东线X80 钢级Φ1 422 mm 直缝埋弧焊管理化性能研究

陈小伟， 王 旭， 韩铁利， 张正鑫

（1. 渤海石油装备巨龙钢管公司， 河北青县 062658； 2. 天津石油职业技术学院， 天津 301607）

0 前 言

对输送效率和经济性的追求推动了全球油气管道不断向高钢级、 大直径方向发展[1-2]。 俄罗斯巴甫年科沃—乌恰管道率先采用了K65 钢级（相当于X80）、 Φ1 420 mm 管道， 在国际高钢级大直径管道建设史上具有里程碑意义[3]。 2019年建成投产的俄罗斯西伯利亚力量管道， 是中俄东线对应的俄罗斯段， 采用了与巴甫年科沃—乌恰管道类似的设计， 管径为1 420 mm， 钢级包括K60 和K65。 另一条具有代表性的管径1 422 mm管道是土耳其与阿塞拜疆合资建设的跨安纳托利亚天然气管道项目 （TANAP）， 该项目采用了X70 钢级钢管。

中俄东线天然气管道是我国第一条X80 钢级Φ1 422 mm 管道， 项目建设时正值我国X80 管道陆续出现一些质量安全事故， 问题包括环焊自身的问题， 以及一系列与管材质量相关的问题。尽管X80 管线钢在我国已有大规模应用， 但由于中俄东线钢管的直径、 壁厚均有较大幅度的增加， 以及基于以往X80 管道质量问题等因素，对管材产品提出更严格的要求， 给我国板材、 管材制造企业的制造技术、 质量控制能力带来巨大的挑战。 本研究通过对中俄东线北段采用的约50%的直缝埋弧焊管的实物理化性能进行统计分析， 旨在对我国目前X80 宽厚板、 直缝埋弧焊管制造技术及质量控制水平有较深入的了解， 并对中俄东线北段管道运行及安全评价、 管道挖潜等提供参考。

1 技术挑战

近年来我国X80 管道发生了较多的质量安全问题， 相关失效分析结果表明， X80 管道主要失效形式为环焊缝失效， 其主要原因包括环焊缝韧性、焊接缺陷、 不等壁厚及错边等引起的应力集中，以及环焊缝相对于钢管的低强匹配等[4-7]。 这些失效反映出来的管材质量问题包括： 管材成分要求范围宽， 实物一致性差， 导致管材可焊性差； 管材强度要求宽泛， 实物水平接近标准上限， 造成焊缝与管体低强匹配； 管材几何尺寸要求偏低， 现场组对困难， 出现强力组对以及应力问题等。 围绕这些问题， 在中俄东线建设前， 从管材自身质量改进的角度， 在中俄东线钢管技术条件以及数据单补充技术要求中， 对相关技术指标及控制范围均进行了更为严格的要求。 其中， 涉及理化性能方面主要包括化学成分、 拉伸性能和DWTT 等指标。

1.1 化学成分

在西气东输三线焊接工艺评定过程中， 出现了较多的环焊缝性能不合格问题， 由此引起了对西气东输二线以来我国X80 钢合金体系不一致、合金含量差异大、 甚至同一厂家不同批次板材合金含量差异大的问题的关注。 图1 为不同时期某厂家同一规格X80 钢级合金成分的变化。 当时这种变化几乎不需要经过任何告知及确认， 完全取决于制造商。 这些变化一方面可能导致钢板、 钢管性能的巨大变化， 另一方面必然引起材料可焊性的变化， 从而对制管焊接以及现场焊接带来隐患。

图1 不同时期某厂家同一规格X80 钢合金成分的变化

为了避免这种问题， 《中俄东线天然气管道工程技术规范第四部分： X80 级直缝埋弧焊管技术条件》 对X80 钢级Φ1 422 mm 管材合金元素进行了严格的限制。 管材化学成分的限制着眼于两方面： 一是减少成分波动以促进管材质量的稳定以及现场环焊工艺的适用性； 二是通过对关键元素以及冷裂纹敏感系数的严格控制， 改善环焊可焊性， 促进环焊缝以及热影响区强韧性的改善。技术条件中给出了合金元素的验收值及推荐范围，但规定“如制造商选择推荐范围以外的其他化学成分， 应经业主批准”， 这就使得推荐值成为事实上的验收值。 合金元素主要要求部分见表1， 表1还列出了俄罗斯巴甫年科沃—乌恰管道以及西伯利亚力量管道《工作压力11.8 MPa 的天然气干线长输管道用直径1 420 mm、 强度等级K65 的直缝电焊钢管技术条件》 中K65 （相当于X80） 钢管合金元素要求。 对比发现， 两者理念和严格程度基本一致， 在Nb、 Mo、 Ni 等元素范围要求上略有不同， 中俄东线对钢管冷裂纹敏感指数Pcm 的要求显然要高于K65 钢管， 但不能据此判断优劣。

表1 中俄东线X80 直缝焊管合金元素要求

1.2 拉伸性能

西气东输二线建设以后的相当一段时间， 对于X80 钢管的拉伸性能是基于API SPEC 5L 要求， 即屈服强度为555～705 MPa， 抗拉强度为625～825 MPa。 由于强度区间要求宽泛， 导致X80 钢强度波动大、 稳定性差， 给制管以及环焊带来一系列问题。 对于制管过程， 典型的问题是低合金以及高强度带来的焊管焊缝热影响区软化以及不合格问题[8]， 如图2 所示。

图2 弯曲试验表现出来的焊接热影响区软化

另一方面， 近年来备受关注的环焊缝失效事故与环焊缝、 管体的强度匹配问题， 国内外比较一致的观点认为， 环焊缝的高强匹配对于避免环焊缝失效至关重要[5,9-10]。 高强匹配能够有效避免环焊缝处的应力集中， 从而避免环焊缝失效。 由于环焊缝与管体的匹配程度显然与管体自身的强度相关， 较低的管体强度使等强甚至高强匹配变得更容易实现， 因此压缩强度上限也成为促进环焊缝合理强度匹配的重要方向。

为了给现场环焊缝焊接创造更好的条件，以更好满足等强甚至高强匹配的要求， 技术条件中钢管拉伸性能区间进一步缩小。 中俄东线技术条件中将屈服强度上限由API SPEC 5L 要求的705 MPa 压缩至690 MPa， 在后续的数据单中进一步压缩至675 MPa， 区间范围由150 MPa缩窄为120 MPa； 抗拉强度上限由825 MPa 压缩至780 MPa， 在后续数据单中进一步压缩至765 MPa， 区间由200 MPa 缩窄为140 MPa。强度区间的缩窄给制造工艺的稳定性带来了极大的挑战， 也需要制管厂和钢厂密切配合， 寻求最佳的钢板强度控制区间， 以确保钢管强度区间满足要求。

1.3 DWTT 性能

高钢级、 大直径、 厚壁管材的DWTT 性能面临较大的技术挑战， 这是由于板材厚度增加、板宽增加带来轧制压缩比的降低， 而采用大压缩比轧制细化奥氏体晶粒是改善DWTT 性能的重要途径。 按照API SPEC 5L 规定， 壁厚超过25.4 mm 时， 管材DWTT 剪切面积由强制性的70%/85% （最小单值/最小平均值） 要求改为协商确定。 中俄东线直缝钢管主要规格为25.7 mm和30.8 mm， 按照API SPEC 5L 规定可以协商确定更低的DWTT 剪切面积要求。 为了增强安全性， 中俄东线项目技术条件要求-5 ℃下DWTT剪切面积也要达到70%/85%的水平。

2 中俄东线X80 钢级Φ1 422 mm 直缝埋弧焊管的实物性能

2.1 化学成分

2.1.1 整体情况

中俄东线三种不同壁厚钢管的化学成分要求是一致的。 对三个规格共1 393 熔炼炉X80 钢板制造的Φ1 422 mm 钢管进行了化学成分检验， 结果见表2。 由表2 可以看出， 所有检验批产品的化学成分均满足推荐范围要求， 合格率100%。 备受关注的钢管Pcm 为0.149%～0.203%， 均值为0.171%， 远低于API SPEC 5L 规定的最大0.25%的水平， 且呈现良好的正态分布， 如图3 所示，较低的Pcm 为环焊创造了良好的条件。

表2 中俄东线X80 钢级Φ1 422 mm 直缝焊管化学成分

图3 中俄东线X80 钢级Φ1 422 mm 直缝埋弧焊管Pcm 分布统计结果

2.1.2 不同原料厂家产品情况

图4 为各厂家原料合金元素含量均值对比，其中某些厂家提供了三种规格钢板， 而某些厂家只提供了一种规格钢板。 从图4 可以看出， 差异主要体现在主要合金元素Mo、 Ni、 Cr、 Cu 上，其中Cr、 Cu 元素含量差异较大， C 含量和Pcm基本保持同等水平。 这种差异主要与各厂家的设计理念、 技术路线、 经验及传统有关， 也与成本管控有一定关系。 与之前的X80 钢板合金成分相比， 中俄东线项目钢板合金差异要小得多， 这对于钢管质量的稳定以及环焊质量提高是有益的。

图4 不同厂家X80 钢板主要合金元素含量对比

由于上述四家钢厂均参与了板厚30.8 mm 板材的生产供货， 并且考虑板厚30.8mm 板材的制造难度， 本研究对四家钢厂板厚30.8 mm 钢板主要合金成分进行了对比， 对比结果如图5 所示。对比图4 和图5 可以发现， 各厂家板厚30.8mm钢板成分与三个规格平均成分基本一致， 这与统计分析结果一致， 表明壁厚对合金元素添加量的影响较小， 采用同样的成分可以生产出厚度21.4～30.8 mm 规格钢板。

图5 各厂家30.8 mm 板材主要合金元素对比

2.2 拉伸性能

对总计近20 000 根X80 钢级Φ1 422 mm 焊管按照取样要求制取拉伸试样， 其中横向拉伸试样样本数1 972 组， 纵向试样283 组， 包括小批量试制和正式批量生产。 总计有31 根钢管（包括复取） 拉伸性能不符合要求， 其中屈强比超标试样22 个， 屈服强度低于标准下限试样10 个， 钢管拉伸性能合格率达到99.83%。 从不合格试样的分布看， 主要集中在个别批次， 这些批次经分析后发现在钢板制造过程中存在工艺波动。

合格焊管屈服强度统计情况见表3， 其正态分布如图6 所示。

表3 X80 钢级Φ1 422 mm 钢管屈服强度统计结果

统计分析结果表明， 目前120 MPa 的屈服强度区间对于X80 钢管来说， 具有非常高的合格率， 但纵向屈服强度区间达到了140 MPa。从屈服强度分布情况看， 呈现比较良好的正态分布， 这使得进一步压缩屈服强度区间成为可能。 从横、 纵向屈服强度分布可以看出， 对于直缝钢管， 纵向屈服强度分布整体左移， 纵向屈服强度较横向屈服强度平均低33 MPa。 较低的纵向屈服强度对管道环焊缝的高强匹配是有利的。

图6 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管屈服强度分布

焊管抗拉强度统计结果见表4， 分布情况如图7 所示。 横向抗拉强度区间为135 MPa， 纵向抗拉强度区间为125 MPa。 与屈服强度类似， 抗拉强度也呈现比较良好的正态分布。 同样， 纵向抗拉强度较横向抗拉强度普遍低一些， 平均低20 MPa。

表4 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管抗拉强度统计结果

图7 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管抗拉强度分布

焊管屈强比统计见表5， 分布情况如图8 所示。 从平均水平看， 尽管钢管横、 纵向均具有较低的屈强比水平， 但有相当比例的钢管屈强比位于标准上限值， 这也意味着进一步压缩X80 钢管的屈强比具有较大的难度。 纵向屈强比分布整体左移， 纵向屈强比较横向屈强比平均低0.024。

表5 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管屈强比统计结果

图8 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管屈强比分布

焊管焊接接头的抗拉强度统计结果见表6，分布情况如图9 所示。 焊缝抗拉强度平均为682 MPa， 与管体抗拉强度均值686 MPa 相比，焊接热影响区与管体强度匹配良好， 未发生明显软化。 制管焊缝焊接接头强度匹配的改善得益于对合金成分的严格控制以及强度上限的压缩。

上述关于横向、 纵向屈服强度及抗拉强度的对比是基于整体数据， 其均值有意义。 为了更准确地研究对于同一根钢管横向、 纵向拉伸性能的情况，对同时进行横向、 纵向拉伸试验的钢管试验结果进行对比， 对比结果如图10 所示。 图10 更直观地表明， 直缝埋弧焊管的纵向屈服强度、 抗拉强度整体低于横向。 较低的纵向性能有利于形成环焊缝的等强甚至过强匹配， 可提高管道的抗变形能力， 这也是改善管道安全性的重要措施之一。

表6 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管焊接接头抗拉强度统计结果

图9 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管焊接接头抗拉强度分布

图10 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管横向、纵向拉伸性能对比

2.3 夏比冲击韧性

X80 钢级Φ1 422 mm 焊管总计近20 000 根，抽取夏比冲击试验样本总计1 796 组， 包括小批量试制和正式生产。 其中10 根钢管母材夏比冲击试验结果不合格（全部为某钢厂21.4 mm 厚钢板， 经查询存在工艺异常）， 焊管管体夏比冲击试验合格率为99.95%。

2.3.1 管体

表7 为焊管管体夏比冲击试验统计结果， 具体分布情况如图11 所示。 按标准规定进行-10 ℃夏比冲击试验， 同时对部分焊管进行了-45 ℃以及-60 ℃夏比冲击试验。 结果表明， 中俄东线焊管母材均具有优良的韧性， 即使在-45 ℃、-60 ℃时， 其冲击功均值仍达到300 J 以上。 可见目前X80 钢的夏比冲击韧性十分优良。 但从表7 和图11 也可以看出， 夏比冲击功的分布离散度较大， 这一方面是由于统计样本来自多个厂家原材料所制的多个规格钢管， 另一方面也表明了当前X80 钢自身均匀性方面仍存在很大的改进空间。

表7 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管母材冲击功统计结果

图11 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管管体夏比冲击功分布

2.3.2 焊缝及热影响区

焊管焊缝及热影响区-10 ℃夏比冲击试验结果见表8， 冲击功分布情况如图12 所示。 从表8可以看出， 实物水平较标准值有较大幅度的富裕量， 尤其是均值超出标准值一倍以上， 表明钢管直焊缝具有优良的韧性水平。 图12 的夏比冲击功分布情况表明， 热影响区的夏比冲击功波动明显大于焊缝冲击功波动， 这一方面是由于热影响区自身性能波动大， 另一方面与焊缝形貌和取样位置关系密切。

表8 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管夏比冲击功统计结果

图12 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管焊缝及热影响区夏比冲击功分布

2.4 DWTT 性能

2.4.1 整体情况

在所有小批量试制和正式生产的焊管中， 仅有3 根钢管DWTT 不合格 （为某厂小批量试制的25.7 mm 板厚） ， 钢管DWTT 合格率达99.984%。 如果仅考虑批量生产， DWTT 合格率达到了100%。 DWTT 整体情况统计结果见表9，其分布如图13 所示。

表9 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管DWTT 统计结果

图13 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管DWTT 剪切面积分布

2.4.2 不同规格板材情况

一般认为， 随着管线钢厚度的增加， 获得同样DWTT 剪切面积的难度增加。 通过对中俄东线三种壁厚钢管DWTT 进行统计分析， 结果见表10和图14。 首先需要说明的是， 三种规格均具有优良的DWTT 剪切面积。 然而， 统计结果并未呈现出DWTT 剪切面积率随着壁厚的增加而降低。 相反， 结果表明随着壁厚的增加， 其平均DWTT 剪切面积率甚至略有升高， 30.8 mm 壁厚钢管的DWTT 剪切面积率均值达到了95.1%。

表10 X80 钢级Φ1 422 mm 焊管DWTT 统计结果（-5 ℃）

图14 不同壁厚X80 钢级Φ1 422 mm 焊管DWTT 剪切面积分布

DWTT 结果的这种反常， 应与两个因素有关。 一是单面减薄试样试验值要比全壁厚结果略高[12-14]， 大约高3%～5%， 这就导致壁厚25.7 mm及壁厚30.8 mm 焊管采用减薄试样进行试验时， 同等条件下其结果更好一些； 二是这些不同壁厚的焊管所用板材由不同厂家制造， 而不同厂家对于DWTT 控制水平不一样， 尽管某些厂家提供了更多更厚的钢板， 但其DWTT 表现水平可能要优于其他厂家的薄规格钢板。

图15 是分别采用四个厂家的30.8 mm 壁厚焊管DWTT 试验结果。 从图15 明显可以看出， 各厂家对于DWTT 的控制存在一定差异， 这种差异与合金成分、 制造工艺有关。 但结合图5 各厂家30.8 mm 厚钢板的合金含量可以看出， 合金含量的差异与DWTT 性能并没有明显的相关性， 至少较高的Mo、 Ni 含量并未带来高的DWTT 性能。

图15 不同厂家生产的壁厚30.8 mm 焊管DWTT 剪切面积均值对比

3 讨 论

（1） 化学成分方面： 与国外同类项目相比，中俄东线项目对于管材合金成分的要求已十分严格， 这为钢管质量的稳定性和环焊质量的可靠性奠定了基础。 目前除了不同厂家X80 钢板合金含量略有差异外， 同一厂家钢板合金含量比较稳定， 波动较小。 而且， 各个厂家不同合金成分均能制造出性能优异的板材以及管材， 不能据此评判优劣。 进一步优化合金元素含量前， 需要深入研究合金元素含量对管材性能、 制管焊接、 现场环焊的定性以及定量影响。

（2） 拉伸性能方面： 鉴于中俄东线X80 焊管屈服强度和抗拉强度合格率及其良好的正态分布， 仍存在一定的压减空间， 比如屈服强度区间向110 MPa 或100 MPa 趋近， 以更加接近国际先进标准。 俄罗斯标准对于K65 焊管屈服强度区间要求为100 MPa （555～655 MPa）， 抗拉强度区间要求为120 MPa （640～760 MPa）。 但需要注意的是， 同时压减屈服强度和抗拉强度区间， 导致屈强比的问题比较突出。 从中俄东线焊管拉伸性能不合格项看， 也主要是集中在屈强比上。 因此， 应根据环焊缝等强或者过强匹配是以屈服强度还是抗拉强度为准， 来确定压减屈服强度还是抗拉强度区间。

（3） DWTT 性能方面： 尽管中俄东线壁厚25.7 mm/30.8 mm 直缝焊管-5 ℃DWTT 具有很高的剪切面积率， 但与俄罗斯巴甫年科沃—乌恰管道以及西伯利亚力量管道要求（-20 ℃DWTT 剪切面积85%） 相比， 仍存在一定的差距。 因此， 我国X80 管材在低温DWTT 性能方面还有进一步的提升空间。

4 结 论

（1） 批量供货的X80 钢级Φ1 422 mm 直缝埋弧焊管的化学成分全部达到了中俄东线技术条件推荐值的要求， 主要合金元素控制在较窄的区间内， Pcm 最大值为0.203%， 均值为0.171%，钢管具有较低的冷裂纹敏感性。

（2） 在调整屈服强度区间至120 MPa、 抗拉强度区间至140 MPa 时， X80 钢级Φ1 422 mm直缝埋弧焊管拉伸性能合格率达99.83%。 钢管屈服强度、 抗拉强度呈较为理想的正态分布，纵向屈服强度、 抗拉强度平均值较横向分别低34 MPa 和20 MPa， 这对于管道施工过程中环焊缝实现等强匹配以及过强匹配是非常有利的。

（3） 焊管管体夏比冲击合格率为99.95%，-10 ℃夏比冲击功均值达343 J， 远高于标准要求， -60 ℃夏比冲击功均值仍在300 J 以上。

（4） 焊管DWTT 合格率达99.984%， 批量生产后钢管DWTT 合格率达100%， -5 ℃DWTT 剪切面积均值达94%。 尤其是25.7 mm、 30.8 mm 大壁厚焊管的DWTT 性能优异， 30.8 mm 壁厚焊管DWTT 剪切面积均值达到了95%， 超出预期。