感應加熱彎管屈服強度和抗拉強度偏低原因分析
Cause Analysis of Low Yield Strength and Tensile Strength of Induction Heating Elbow
針對某管廠試制的彎管出現的過渡區外弧側管體屈服強度和抗拉強度低于標準要求的情況進行了 分析。 對彎管取樣進行了 力學、 化學及金相分析和試驗。 結果表明, 彎管過渡區外弧側管體屈服強度和抗拉強度偏低是因為該部位起始加熱溫度偏低(低于 950 ℃), 其淬火、 回火后組織以鐵素體居多 , 降低了 抗拉強度, 使其低于標準要求。 建議彎管開始推制時, 適當 提高加熱溫度,使過渡區的力學性能達到要求。
關鍵詞: 焊管; 感應加熱彎管; 鋼管性能,管道,鋼管,鍋爐鋼管,鍋爐管道,高溫鋼管,鍋爐管材,屈服強度,抗拉強度,感應加熱,彎管.
In this paper, the situation of yield strength and tensile strength of the external arc side pipe in the transition zone of trial production bend which were below the standard requirements were analyzed.By the mechanics, chemistry and metallographic testing, the results show that the situation was because that the origin heating temperature (less than 950 ℃) was lower, the ferrite was in the majority after quenching and tempering , and the tensile strength was reduced to below the standard requirement. It was suggested that the origin heating temperature should be increased when the bend was pushed, the mechanical properties of the transition zone can meet the standards requirements. Key words: welded pipe; induction heating bend; yield strength; tensile strength.
彎管是油氣輸送管線中重要的連接件, 其作用是適應管線設計要求, 改變管線的方向[1] 。 拉伸性能是彎管的主要性能指標之一, 是彎管設計和安全評價的重要依據[2-3] 。 某鋼管廠試制的Φ813 mm×22.23 mm 規格 X70M 感應加熱彎管進行拉伸試驗時, 發現過渡區外弧側管體屈服強度和抗拉強度低于標準要求。 該彎管母管為直縫埋弧焊管, 采用局部感應加熱工藝彎制而成。 局部感應加熱方法 [4] , 是利用感應加熱線圈, 在彎管母管圓周形成一條狹窄的環形加熱帶, 在母管移動的同時, 使其連續彎曲的工藝。 該彎管直管段不淬火, 彎曲部分淬火, 然后對彎管進行整體熱處理, 推制溫度為 960±25 ℃, 推進的速度為20 mm/min, 強制單面水冷。 采用回火熱處理, 回火溫度 530 ℃, 回火加熱速度 100 ℃/h, 保溫 1 h,空冷工藝。 本研究在該彎管上取樣, 進行了一系列的理化性能試驗, 系統分析其強度指標不符合要求的產生原因。
1 試驗分析
1.1 化學成分分析
按照 GB/T 4336—2016 [5] 標準要求, 采用 ARL-4460 直讀光譜儀對管體化學成分進行了分析, 結果見表 1, 各元素含量符合 GB/T 29168.1—2012 [6] 《石油天然氣工業 管道輸送系統用感應加熱彎管、 管件和法蘭 第一部分: 感應加熱彎管》要求。
表1 Φ813 mm×22.23 mm 規格 X70M 感應加熱彎管管體的化學成分
1.2 力學性能試驗
力學性能試驗取樣位置及編號如圖1 所示。按圖1所示, 在 1、 2、 3A、 3B、 4、 5、 6、 7 位置取樣, 按照 GB/T 228.1—2010 [7] 標準要求, 采用SHT4106 材料試驗機對管體和焊接接頭進行拉伸試驗, 試驗結果見表 2。
表 2 感應加熱彎管拉伸性能試驗結果
由表2可以看出, 除 3A 位置管體屈服強度和抗拉強度低于標準要求外, 其余 1、 4、 5、 7部位管體的拉伸性能試驗結果均滿足標準要求。對 3A 部位管體的拉伸性能進行了復驗, 復驗結果見表3。 復驗結果顯示, 3A 管體的屈服強度和抗拉強度仍低于標準要求。
表3 感應加熱彎管 3A 位置拉伸性能復驗結果
在 2、6 位置取樣, 進行焊縫導向 彎曲 試驗, 試驗按照 GB/T 2653—2008 [8] 進行, 取樣大小為 400 mm×38 mm×22.23 mm(長×寬×厚), 兩個試樣一個面彎, 一個背彎, 分別彎曲 180°, 兩個試樣均未出現裂紋, 試驗結果符合 GB/T 29168.1—2012 標準要求。
表4 感應加熱彎管夏比沖擊試驗結果
從表4 可以看出, 3A 位置單個試樣的吸收能量和平均值都很高, 高于 1、 3B、 4、 5、 7 等位置試驗值, 也遠高于標準要求。 3A 位置剪切斷面率單個值和平均值都是 100%, 遠高于 3B、4、 5、 6 的剪切斷面率單個值和平均值。 夏比沖擊吸收能量和剪切斷面率反映的是材料的韌性,夏比沖擊功和剪切斷面率高, 材料的韌性好。 上面的試驗結果表明, 3A 位置的韌性要優于母材管體、 4、 5、 7 位置。
另外, 從表 4 可以看出, 在彎管 4、 5、 7 位置, 其沖擊功和剪切斷面率波動都較大(如圖 2、圖 3 所示)。 其中位置 7 沖擊功和剪切斷面率波動最大, 其沖擊功最小值為 32 J, 最大值為 348 J,相差 316 J。 剪切斷面率(百分比)最小20, 最大90, 相差 70。 沖擊韌性的波動一般與材料的組織不均勻性有關。
按圖 1 所示 , 在 1、 2、 3A、 3B、 4、 5、6、 7 位置取樣, 按照標準 ASTM E384-11e1 [9] 進行硬度檢測。 管體和焊接接頭維氏硬度壓痕位置如圖 4 和圖 5 所示。 硬度檢測結果見表 5 和圖 6, 可見硬度檢測結果符合標準要求。
從表5 和圖 6 可以看出, 3A 位置的硬度值普遍低于 1、 3B、 4、 5、 7 位置。 硬度值在一定程度上可以反映強度的高低, 硬度值低, 表示材料的強度較低。
表5 維氏硬度試驗結果
1.3 金相分析
按圖 1 所示, 在 1、 2、 3A、 3B、 4、 5、 6、7 位置取樣, 采用 MeF3A 金相顯微鏡、 MEF4M金相顯微鏡及圖像分析系統, 按照 ASTM E3-11、ASTM E45 -13、 ASTM E112 -13、 GB/T 4335—2015 等標準進行金相分析, 結果見表 6, 其中 1-管體組織如圖 7 所示, 3A-管體組織如圖8 所示。分析結果表明, 母材金相組織滿足標準要求。
表6 管體金相分析結果
從試驗結果可以看出, 3A 位置的組織以多邊形鐵素體居多, 有少量的粒狀貝氏體, 而母材和其他管體部位組織以粒狀貝氏體為主。 多邊形鐵素體具有較低的強度及良好的韌性, 粒狀貝氏體組織有較好的強韌性匹配, 材料的組織與力學
性能的反映一致。
2 討論分析
過渡區外弧側管體(3A)屈服強度和抗拉強度低于標準要求, 其余部位的拉伸性能符合標準要求。 夏比沖擊試驗表明, 3A 位置的吸收能量和剪切斷面率較高, 材料的韌性較好。 硬度試驗結果表明, 3A 位置的硬度值較其他管體部位低,
這和拉伸性能、 夏比沖擊性能相互印證。 金相分析試驗表明, 3A 位置的金相組織以強度較低的多邊形鐵素體組織為主, 有少量的珠光體和粒狀貝氏體。 由組織分析結果表明, 3A 位置的強度低于標準要求, 是由于該部位材料以多邊鐵素體為主的組織特性決定的。
為了弄清 3A 位置金相組織與管體其他部位有較大差別的原因, 下面從化學成分、 推制溫度、 冷卻方式、 推制速度及熱處理方式等幾個方面進行分析。
2.1 彎管母管的化學成分
母管化學成分分析結果表明, 其元素含量符合標準要求。 X70M 彎管母管采用了 “低碳+高Mn+Mo+少量 Nb、 V、 Ti”的成分設計 [10] , 控軋采用軋后在線澆水快速冷卻, 這種工藝使得鋼管性能既具備較高的強度和韌性, 又具有良好的焊接性和耐腐蝕性, 其組織為粒狀貝氏體為主的混合型組織, 有優良的力學性能。
2.2 彎管的推制溫度
彎管的推制過程為, 感應加熱線圈接通電流, 通過電磁感應, 鋼管管體逐步加熱, 加熱到規定溫度時, 推進母管, 邊推進, 邊水冷。 該彎管推制溫度為 960±25 ℃, 推進速度 20 mm/min,強制單面水冷。 彎管組織經歷了奧氏體化的高溫
加熱 [11] , 形成的非平衡組織有向穩態轉化的趨勢, 后面的回火熱處理工藝提供了轉變的熱力學條件。
彎管經過加熱至 530 ℃, 1 h 保溫, 空冷的回火工藝后, 3A 位置組織由大量的多邊形鐵素體、 少量珠光體和粒狀貝氏體組成。 3B 位置組織由部分鐵素體和部分馬氏體奧氏體島組成, 其余的 4、 5、 7 位置由粒狀貝氏體組成。 3A 位置的組織明顯與 3B、 4、 5、 7 部位組織不同。 文獻[12]指出, X70M 材質彎管在 950 ℃以下淬火,管體金相組織基本上見不到貝氏體, 究其原因為該加熱溫度大致位于 A C1 ～A C3 之間, 加熱狀態為鐵素體和奧氏體組成, 淬火后鐵素體保留了下來, 并有少量貝氏體和珠光體, 淬火后組織和硬度不均勻, 強度和硬度降低, 回火后消除部分內應力, 晶粒度較高, 對沖擊韌性有利, 但較小比例的貝氏體組織對強度不利。
而加熱到 950～1 100 ℃淬火, 加熱溫度基本位于 A C3 之上, 加熱狀態位于奧氏體單相區。 相變動力學表明, 奧氏體晶粒尺寸對冷卻后的相變產物有重要影響, 奧氏體晶粒越大, 其穩定性越高, 冷卻后形成的非擴散物也越多, 同時高溫下合金元素的充分溶解, 有利于提高過冷奧氏體的穩定性。 過冷奧氏體穩定性好, 在快速冷卻條件下, 得到以粒狀貝氏體為主的混合型組織。 貝氏體組織強度較高, 對強度有利。 因此, 一定程度
上, 加熱溫度越高, 材料強度越高。 彎管母管組織為大量粒狀貝氏體, 少量多邊形鐵素體和珠光體, 粒狀貝 氏體占多數, 材料的強度和韌性較高。 4、 5、 7 位置的組織為粒狀貝 氏體, 而 3A位置管體組織為大量的多邊形鐵素體、 少量珠光體和粒狀貝 氏體組成, 多邊形鐵素體占絕大多數。 該彎管的推制溫度控制在 935～985 ℃, 據工廠調研情況, 開始推制溫度低于 950 ℃, 因為高于 950 ℃會導致起彎位置波浪度超過標準要求。由此可以得出, 該彎管在開始推制時, 3A 過渡區加熱溫度在 950 ℃以下, 其淬火、 回火后的組織才可能是大量的多邊形鐵素體、 少量珠光體和粒狀貝氏體組成, 否則, 其組織基本上應該是粒狀貝 氏體。 因此, 開始推制時, 溫度并未達到950 ℃及以上, 在向后推制的過程中, 溫度才逐步升高到 950 ℃以上, 4、 5、 7 位置組織才能以粒狀貝氏體居多, 4、 5、 7 位置管體材料的屈服強度和抗拉強度才達到要求。
另外, 彎管在推制過程中, 推制溫度在一個控制范圍內, 并不能保證每個點都很均勻, 所以會造成推制過程中各個部位的溫度不均。 該彎管中由于 Mn、 Mo、 Nb 等合金元素含量偏低, 對彎管強度不利, 減少了彎制過程中的彎制條件的寬容度, 對彎制條件要求較為苛刻。 為了達到標準所要求的彎管強度要求, 勢必要提高加熱溫度(生產時, 實際加熱控制溫度遠超過 960 ℃), 提高冷卻過程中的過冷度, 并且要求對加熱溫度進行精確的控制。 但提高加熱溫度, 使得彎管在高溫下較長時間加熱, 材料的晶粒不斷長大, 當晶粒長大到一定程度時, 晶粒間結合力就會減弱,材料的塑形和韌性就會變壞, 產生過熱現象。 如果溫度再提升, 鋼的晶粒邊界便開始熔化, 結晶組織遭到破壞, 出現過燒現象。 過熱或過燒都會使彎管的塑性和韌性降低。 從強度方面考慮, 彎管的加熱溫度越高越好, 但從彎管的組織和沖擊韌性考慮, 彎管的最高加熱溫度應盡可能降低。因此彎管的加熱溫度不能太高, 在滿足強度條件下, 盡量選擇較低的推制溫度, 才能保持彎管較好的塑性和韌性。 試驗結果顯示, 該彎管在 4、5、 7 位 置 的 晶 粒 度 為 6.0 級 , 為 標準 GB/T29168.1—2012 要求的下限值, 晶粒較為粗大, 也證實了提升推制溫度的影響。 推制過程中溫度不斷波動(控制為±25 ℃), 推制溫度難以精準控制及彎管 4、 5、 7 位置推制溫度的提升, 造成 4、 5、7 位置材料局部組織的不均勻及晶粒粗大, 從而造成彎管的 4、 5、 7 管體部位的沖擊韌性波動。
2.3 冷卻方式和推制速度
根據廠家資料調研, 該彎管采用單面強制水冷方式, 鋼管推進速度為 20 mm/min, 勻速推進, 并未有冷卻異?；蛲七M速度不均勻等異常情況, 所以排除冷卻方式和推進速度的問題。
2.4 彎制后熱處理工藝
該彎管經推制后, 采用高溫回火熱處理方式,回火溫度 530 ℃, 保溫時間 1 h, 空冷。 熱處理主要是降低應力, 細化晶粒的作用。 因其他部位管體在熱處理后, 其力學性能均滿足標準要求,所以熱處理工藝應該是滿足標準要求的。
3 結論及建議
(1) 彎管過渡區外弧側管體屈服強度和抗拉強度偏低是因為該部位加熱溫度偏低, 其組織中以鐵素體居多, 降低了拉伸強度, 使其低于標準要求。
(2) 彎管中 Mn、 Mo、 Nb 等合金元素含量偏低。 為了提高材料強度, 提升了推制溫度, 使得淬火和回火后材料的晶粒度較大, 推制溫度的波動造成組織不均勻, 因而造成 4、 5、 7 位置的沖擊韌性波動較大。
(3) 建議彎管開始推制時, 合理控制加熱溫度, 使得過渡區的力學性能達到要求。 適當提高Mn、 Mo、 Nb 等合金元素含量, 使得材料的成分設計更為合理。
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作者簡介: 羅華權(1983—), 男, 工程師, 主要從事石油
管材的質量監督及試驗研究工作
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