石油和天然气管线用钢课件.ppt

1、 石油和天然气管线用钢石油和天然气管线用钢3.3.管线钢现状和发展管线钢现状和发展(1)(1)管线钢的生产技术装备管线钢的生产技术装备(2)(2)针状铁素体管线钢针状铁素体管线钢(3)(3)X65 X65 强度级高性能管线钢强度级高性能管线钢(4)(4)X70 X70 强度级高性能管线钢强度级高性能管线钢(5)(5)应变设计与抗变形管线钢管应变设计与抗变形管线钢管(6)(6)X80X80 强度级高性能管线钢强度级高性能管线钢(7)(7)X 100 X 100 强度级高性能管线钢强度级高性能管线钢(8)(8)输气管线的延性断裂输气管线的延性断裂 高压高压 输气管线的延性断裂问题输气管线的延性断裂

2、问题 高压输送天然气管线与输油管线的最大区别在脆性断裂和延性断裂的扩展特点。原油的减压速度为2,000 m/s 左右，管线一旦发生断裂，内压立即降低，断裂就停止了。而输气管线对天然气的压缩比大，而天然气的减压速度小为400 m/s 左右，在管壁发展快速断裂时，管道的断裂非常容易长距离传播。以前认为，以 500 1000m/s 快速传播的脆性断裂容易长距离传播。但是从1960年代末期发现，在以60 350m/s 慢速发展延性断裂的输气管道在某种特定的条件下，延性断裂也有可能快速发展到250 390 米的长距离。一般地说，所输送的气体内含越多，例如，二氧化碳、富气，管道的管径越大，管线钢级越高，就

3、越容易发展延性断裂。因为高压输送天然气管线一旦发生事故，往往就是不堪设想的重大事故。所以，对延性断裂的研究一直是国际管道工程界的热门话题。对断裂止裂 断裂发展速度 85%Crack speed Gas decompression velocityCrack velocityGas decompression Criteria for Running Shear Fracture:Battelle Two Curve MethodSafeUnsafeCv(1)Cv(2)Charpy energy(1)(2)Gas decompression curveMaterial resistance cu

4、rve为了弄清楚延性断裂的特点，日本高强度管线（HLP）委员会在l978-l983年之间进行了七次全尺寸爆破实验，其中五次在日本的Kamaishi（釜石），两次在英国BGC天然气公司的试验场（现在的Avantica）。试验所用的管道为X70，管径l2l9mm，壁厚l8.3mm。其中A.B系列是在釜石做的用压缩空气做介质，采用的压力为ll.6MPa，即规定最小屈服强度（SMYS）的80%。两次C系列是在英国BGC公司的试验场做的，用天然气做介质，成份为Cl采用的压力为ll.6Mpa，即规定最小屈服强度（SMYS）的80%；成份为C2，采用的压力为l0.4MPa，即规定最小屈服强度（SMYS）的7

5、2%。对比B和C系列的止裂数据结果可知，管体压力的差别和气体成份的差别导致对止裂韧性的要求差别明显。Full Scale Burst Tests by HLP Committeel Kamaishi Testl BGC Test Fig.Pipe arrangementsarrest!propagate!arrest!propagate!Pipe grade:X70Pipe size:48”OD x 18.3mmWTGas:AirPressure:11.6MPa(0.80SMYS)Only pipe arrangement changedPipe grade:X70Pipe size:48”O

6、D x 18.3mmWTGas:Natural gasPressure:(C1)11.6MPa(0.80SMYS)(C2)10.4MPa(0.72SMYS)Arrest toughness depends on Pipe arrangements Pressurized medium and pressurering offgirth weld fractureHLP从这些试验结果中，得出了计算机模似预测延性断裂扩展速度和止裂的方法，如图所示。这是在材料的止裂性能曲线（J曲线）和气体减压曲线之间的关系得到的。在瞬间，（例如，l/l0000秒），裂纹扩展端的压力保持不变，裂纹以与压力相对应的速度

7、扩展。极小的裂纹扩展诱发随时间进展的减压，导致低的减压速度等。如果J曲线和气体减压曲线确定下来，裂纹扩展和长度就可以用计算机摸似出来。模拟计算的结果同试验结果相印证，基本是一致的。求解微分方程，设定L和T两个变量，展开设定计算模型。HLP Simulation Methods1.Crack velocity is controlled by crack tip pressure2.Crack extension during D DT3.Pressure decrease by crack extensionPressureP0PaPmCrack velocity(Vc)orGas decom

8、pression velocity(Vm)Gas decompression curve P(Vm)Material resistance curveP(Vc)Initial pressureD DTD DTFlow chart of the simulation model Set initial value for crack length and time Set the mean crack velocity to the gas decompression velocity VmCalculte the crack tip pressure PCalculte instantaneo

9、us crack speed Vcif Vc=0 then stop as crack has arrested Calculate the crack velocity changeCalculate the increment of crack extension Simulate the crack propagation in short time differentialTTTLLLTdTdVTVLVVTdPdVdPdVdTdVdPdVdPdVPVVPTLVTTLLTLvaluesInitialccmcmcCCmcmmDDDDD，20000211/)()(/Material Resi

10、stance Curve1,0.6700.393(4)/flowcappPVwhereandPDA712/3.81 100.382cosexp(5)ppaflowflowDAtPDDt01002003004005000100200300400500Vc estimated(m/sec)Vc experimental(m/sec):Kamaishi tests:C1 and C2 tests1:1Comparison between experimental and estimated crack velocities0.5441.53.29(6)pvDtCVc:crack velocity(m

11、/s),flow:flow stress(=(YS+TS)/2)(MPa)Pc:crack arrest pressure(MPa),D:pipe diameter(mm)t:wall thickness(mm),Dp:pre-cracked DWTT energy(J)Ap:ligament area of DWTT specimen(mm)Based on Battelles formula Relation between p-DWTT energy and Charpy energymaterial resistanceevaluated by experimental dataCv:

12、Charpy absorbed energy(J)两次试验都是以开预 裂 纹（疲 劳）DWTT能量为韧性计算值同釜石和BP试验标定值吻合得很好。再用DWTT能量同CVN之间的关系转算所需夏比氏冲击。Vc-材料阻力曲线M/s，Pc-止裂压力推算Ligament-韧带，剪切带面积。Calculation of Propagation Distance250J200J180J160JCvInput dataX8048”OD x 25mmWTGas:Rich gas 0.80SMYSCharpy energy:160250JGas decomp.curveMat.resistance curvesVe

13、rification of The Simulation Model(1)(CIP)(N1)(N2)(N3)L0=5.01mT0=Texp=16.1msec0100200300400500(S1)(S2)Test A1(S3)L0=5.01mT0=Texp=15.4msec0100200300400(S1)(S2)Test A2(S3)L0=5.03mT0=Texp=17.0msec(CIP)(N1)(N2)(N3)L0=5.03mT0=Texp=16.7msec0100200300400Crack velocity(m/sec)(S1)(S2)Test A3(S3)L0=5.00mT0=Te

14、xp=15.9msec(CIP)(N1)(N2)(N3)L0=5.00mT0=Texp=16.6msec0100200300400(S1)(S2)Test B1(S3)L0=8.06mT0=Texp=30.1msec(CIP)(N1)(N2)(N3)L0=8.07mT0=Texp=34.1msec01020300100200300400(S1)(S2)Test B2(S3)Propagating distance(m)L0=8.03mT0=Texp=37.0msec0102030(CIP)(N1)(N2)(N3)Propagating distance(m)L0=8.00mT0=Texp=32

15、.8msecl Kamaishi TestPipe grade:X70Pipe size:48”OD x 18.3mmWTGas:AirPressure:11.6MPa(0.80SMYS)Verification of The Simulation Model(2)l BGC TestPipe grade:X70Pipe size:48”OD x 18.3mmWTGas:Natural gas(N1)208J4520J(N2)206J4350J(N3)324J6030J CIP 203J3990J(S1)244J4880J(S2)260J4590J(S3)341J5430JPropagatio

16、n distance:32.5m31.6m(a)Test resultgirth weld ruptureCvDp01020300200400600Propagating distance(m)Crack vel.(m/sec)Simulated resultsreal line:Dp,dashed line:Cv01020300200400600Crack vel.(m/sec)Propagating distance(m)Pipe:X70,48OD,18.3mmWT Backfill depth:1.37mTest condition:-5,11.6MPa(0.80SMYS),C1 gas

17、(b)Simulated resultL0=48inchesT0=L0/Va(N1)232J3850J(N2)237J4740J(N3)261J -CIP 186J5180J(S1)338J6140J(S2)298J -(S3)335J -Propagation distance:10.4m21.6m(a)Test resultCvDp01020300200400600Propagating distance(m)Crack vel.(m/sec)Simulated resultsreal line:Dp,dashed line:Cv01020300200400600Crack vel.(m/

18、sec)Propagating distance(m)Pipe:X70,48OD,18.3mmWT Backfill depth:1.37mTest condition:-5,10.4MPa(0.72SMYS),C2 gas(b)Simulated resultL0=48inchesT0=L0/VaComparison between burst test result and simulated result-1(HLP-C1 test)Comparison between burst test result and simulated result-2(HLP-C2 test)Pressu

19、re:(C1)11.6MPa(0.80SMYS)(C2)10.4MPa(0.72SMYS)Verification of The Simulation Model(3)Comparison between burst test result and simulated result (CSM/SNAM/ILVA-X80 test)133J270J282J 88J144J230J285JPropagation distance:26m30m(a)Test resultEASTWESTCv01020300200400600Propagating distance(m)Crack vel.(m/se

20、c)real line:mean YS/TSdashed line:SMYS/SMTS01020300200400600Crack vel.(m/sec)Propagating distance(m)Pipe:X80,56OD,26mmWT Backfill depth:1.0mTest condition:+15,16.1MPa(0.80SMYS),Air(b)Simulated resultL0=56inchesT0=L0/Va259J253J274J165J202J252J297JPropagation distance:27m10m(a)Test resultEASTWEST01020

21、300200400600Propagating distance(m)Crack vel.(m/sec)35mSimulated crack length:01020300200400600Crack vel.(m/sec)Propagating distance(m)Pipe:X100,36OD,16mmWT Backfill depth:N.R.Test condition:N.R.,18.1MPa(0.75SMYS),Air35m(b)Simulated resultComparison between burst test result and simulated result(CSM

22、/SNAM/Europipe-36”/100 test)l CSM/X80Pipe size:56”OD x 26mmWTGas:AirPressure:16.1MPa(0.80SMYS)l CSM/X100Pipe size:36”OD x 16mmWTGas:AirPressure:18.1MPa(0.75SMYS)Effect of Gas Compositions010020030040050001020(b)Initial temperature:0,Initial pressure:15MPaPressure;(MPa)Gas decompression velocity;(m/s

23、ec)L2S2C2-100010001020Pressure;P(MPa)Temperature()dual phaseC2(a)Equilibrium statesdense phasegas phaseliquidphaseS2L2gas decompression curvesEffect of gas compositions on crack propagation0100200300050100 X80,42inchOD,20mmWT,14.89MPa(0.72SMYS)Fracture arrest distance;L(m)0C2 gas0S2 gas0 L2 gasFull-

24、size Charpy enegy of pipes used;Cv(J)GasCH4 C2H6 C3H8 iC4H10 nC4H10 iC5H12 nC5H12 nC6H14 nC7H16 nC8H18 nC9H20 N2 CO2 O2“L2 gas”96.003.800.150.020.03-“S2 gas”92.004.002.000.300.500.100.050.05-“C2 gas”89.574.703.470.240.560.1060.0750.0330.0170.0080.0010.500.72-Effect of Pressure IncreasePressure ratio

25、 versus gas decompression velocityEffect of the pressure increase by using higher-grade pipes on crack propagation010020030040050060000.51(b)Gas composition:C2 gas,Initial temperature:0Gas decompression velocity;(m/sec)Initial pressure:20MPa15MPa10MPaPressure ratio;/init010020030040050060000.51(a)Ga

26、s composition:L2 gas,Initial temperature:0Pressure ratio;/initInitial pressure:20MPa15MPa10MPa0100200300050100(b)0 C2 gas,0.72SMYS,42inchOD,20mmWTX100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)Full-size Charpy enegy of pipes used;Cv(J)0100200300050100(a)0 L2 gas,0.72SMYS42inchOD,20mmWTFracture arrest dista

27、nce;L(m)X100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)l Pressure increase by using higher grade pipesEffect of Initial Gas TemperatureEffect of the initial gas temperature on crack propagation0100200300050100(a)X100,36inchOD,20mmWT,0.72SMYSFracture arrest distance;L(m)0-20+20(21.72MPa)L2 gas,0100200300050

28、100(b)X100,36inchOD,20mmWT,0.72SMYS+200-20(21.72MPa)C2 gas,Full-size Charpy enegy of pipes used;Cv(J)Effect of the initial gas temperature on gas decompression curve010020030040050060001020Gas decompression velocity;(m/sec)Pressure;(MPa)Initial temperature:020-20(b)Gas composition:C2 gas,Initial pre

29、ssure:20MPa010020030040050060001020Pressure;(MPa)Initial temperature:020-20(a)Gas composition:L2 gas,Initial pressure:20MPa0100200300050100(a)X60,48inchOD,20mmWT,0.72SMYSFracture arrest distance;L(m)0-20+20(9.77MPa)L2 gas,0100200300050100(b)X60,48inchOD,20mmWT,0.72SMYS+200-20(9.77MPa)C2 gas,Full-siz

30、e Charpy enegy of pipes used;Cv(J)0100200300400500051015(a)Gas composition:L2 gas,Initial pressure:10MPaPressure;(MPa)Initial temperature:-20,0,200100200300400500051015(b)Gas composition:C2 gas,Initial pressure:10MPaPressure;(MPa)Initial temperature:-20,0,20Gas decompression velocity;(m/sec)01002003

31、00050100(b)0 C2 gas,0.72SMYS,42inchOD,20mmWTX100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)Full-size Charpy enegy of pipes used;Cv(J)0100200300050100(a)0 L2 gas,0.72SMYS42inchOD,20mmWTFracture arrest distance;L(m)X100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)l Low pressure(X60,9.8MPa,Rich gas)l High pressure(X10

32、0,21.7MPa,Rich gas)0100200300050100(b)0 C2 gas,0.72SMYS,42inchOD,20mmWTX100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)Full-size Charpy enegy of pipes used;Cv(J)0100200300050100(a)0 L2 gas,0.72SMYS42inchOD,20mmWTFracture arrest distance;L(m)X100(18.61MPa)X80(14.89MPa)X60(11.17MPa)在富气输送条件下，对输气管线延性断裂的止裂韧性要求将随

33、着天然气中富气成份的增加（以BTU/CF表示）而提高图是针对管径916mm,压力12MPa，管壁14mm，X 70强度级针状铁素体管线钢管线的推算，随着天然气富气组份的增加到极限值，其对延性断裂的止裂韧性要求将从120J增加到190J，提高了几近一倍。防止高压输气管线延性断裂问题可以通过实物爆破实验以验证建立计算机模拟系统解决。这种模型可以成功地估算这种模型可以成功地估算X70X70和和X80X80焊管中延性断裂的行为焊管中延性断裂的行为 对爆破实验的模拟可以推出下列对爆破实验的模拟可以推出下列情况情况,(1,(1）所需要的止裂韧性数值受气体成份影响很大，富气需要较）所需要的止裂韧性数值受气体

34、成份影响很大，富气需要较高的止裂韧性数值高的止裂韧性数值,(2),(2)用高强度管线钢在高压管线中需要较高的止用高强度管线钢在高压管线中需要较高的止裂韧性裂韧性,(3,(3）在低温条件下，即使在相当低的压力条件下也需要较）在低温条件下，即使在相当低的压力条件下也需要较高的止裂韧性。但是，在高压条件下，低温度降低了延性断裂的敏高的止裂韧性。但是，在高压条件下，低温度降低了延性断裂的敏感性。感性。国产的X70级管线钢实际上已经达到国际上X80级管线钢的水平，应该参照国外对X80管线钢的选用原则处理，即用来输送经过处理，分离了重组分的天然气没问题。如用来输送“全组分”天然气则需要调整交货屈服强度范围

35、、取样检验方法。国外对Xl00和Xl20级管线钢都作过实物爆破试验，建立了计算机模拟的模型。它们的韧性虽然都超过了“止裂”所需最低韧性数值，但余量太小，在关键部位仍需要用“止裂”装置。石油和天然气管线用钢石油和天然气管线用钢 王仪康王仪康 杨柯杨柯 单以银单以银 钱百年钱百年 国家国家“973”973”规划规划G19980061511G19980061511超级管线钢课题组超级管线钢课题组 中国科学院金属研究所中国科学院金属研究所 1.1.(前言前言)管线钢的发展背景管线钢的发展背景2.2.微合金管线钢沿革微合金管线钢沿革3.3.管线钢现状和发展管线钢现状和发展 4.X120 4.X120 级

36、超高强度管线钢级超高强度管线钢5.5.结束语结束语Xl20强度级管线钢的研制始自l994年，即开始研制X100强度级管线钢（1985年）10年以后。在当代石油巨头EXX0N公司同新日铁-住友集团合作下,十年来工作进展迅速，到2003年为止，共完成23炉次（约7000吨），433根直缝埋弧焊管（管径36英寸-914mm，壁厚12-20mm）的试验性生产工作。研制成功超高强度X120强度级管线钢管，试生产的直缝埋弧焊管已经（2003年9月-2004年2月）在加拿大天然气管线试验场铺设了1.6公里管线,做为该公司一条36公里天然气环行线的一部份。在同一时期欧洲钢管公司也转遵循类似的技术途径研制成功了

37、一批X120强度级管线钢管，并将于近期内进行试验性铺设管线工作。X120强度级管线钢研制工作速度明显高于X100强度级管线钢（从1985年迄今完成了9炉次约3000吨试验性生产)的原因一是试验显示出以上贝氏体为基体的X100强度级管线钢带来的系列问题，有必要从下贝氏体方面另辟途径，二是能源需求推动,需要及时解决从北极圈等环境恶劣地区长途输送天然气问题。因此，迹象显示，提高输送管线钢强度的进度有可能直接从X80一步跨越到Xl20强度级管线钢。新日铁对提高管线钢实用强度从X80一步跨越到X120强度级的看法节约建设境外长途输送天然气管线的投资节约建设境外长途输送天然气管线的投资.最近美国筹划修建一

38、条输量为200亿方/年，长度为1613公里的天然气管线；对用X70和X120管线管线钢管方案做对比，包括管材费、施工费（焊接、开沟）、涂层费、钢管运输费。结果是可节约总投资10-l5%。按我国西气东输工程推算，可节约47-69亿元投资。这对于我国今后大规建设输送天然气管线的意义重大。提高输送压力减少管线输送的能耗提高输送压力减少管线输送的能耗.我国西气东输的输送气量为120亿方/年，压力为10MPa，能耗为输气量的10%，即每年12亿方天然气被输气管线本身消耗了。如应用X120管线钢建管线，输送压力可以提高50%，使用15MPa,输送能耗量将相应地下降。这对于我国今后节约能耗意义重大。形成研制

39、发展现代管线钢队伍及时跟踪国际发展，避免被形成研制发展现代管线钢队伍及时跟踪国际发展，避免被动。动。事实证明，没有高水平研究发展新型管线钢的队伍，我国是发展不起来，也用不起先进的管线钢的。提高生产管线钢挡次，生产高附加值的钢铁产品提高生产管线钢挡次，生产高附加值的钢铁产品。如以X70管线钢为l00%基数，X80为105-110%，X100为l15-120%，X120为130-145%。按现行价格计算，每吨X120级焊管较X70加价250美元。当代微合金超当代微合金超纯净冶炼、控纯净冶炼、控制轧制（制轧制（TMCPTMCP）等先进工艺的等先进工艺的急速发展使高急速发展使高强度管线钢的强度管线钢的

40、跨越式发展具跨越式发展具备了可能性。备了可能性。试生产X120直缝埋弧焊管已经（2003年9月-2004年2月）在加拿大天然气管线试验场铺设了1.6公里管线用X120级超高强度管线钢降低输送天然气费用和能耗 几种应用X120强度管线钢方案的经济效益对比开发X120级超高强度管线钢需要满足的技术条件Xl20级管线钢选择下贝氏体为基体其相变温度为400-500度X120级管线钢显微组织（A下贝氏体）与Xl00级管线钢显微组织（B上贝氏体，即针状铁素体）的比较 X120强度级管线钢的在线冷却制度X120级管线钢在连续冷却过程中的相转变（冷却速度高于20C/s）X120强度级管线钢控轧、控冷工艺（TM

41、CP）强化机制X100强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜二次电子图像field emission gun scanning electron microscope（FEG-FEG-SEMSEM上左），其电子背散射图像electron back-scattering diffraction（EBSDEBSD上右），基体中的M/A相（下左），及贝氏体图像(下右）。含硼X120强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜背散射电子图像（FEG-SEMFEG-SEM上左），其电子背散射图像（EBSDEBSD上右）。复合加硼(B 11ppm)X120强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜二次电子图像（FEG-SEMF

42、EG-SEM下下左），其电子背散射图像（EBSDEBSD下下右）X120强度级管线钢的显微组织、强度和冲击韧性 X120强度级管线钢合金设计筛选结果 试制的Xl20强度级管线钢焊管机械性能Xl20强度级管线钢的拉伸应力-应变曲线，有较长的均匀延伸率Xl20强度级管线钢焊管的夏比冲击韧性和DWTT含硼（Xl20级）和不含硼（X100级）管线钢管模拟焊接热影响区冲击韧性比较Xl20强度级U0E焊管焊接热影响冲击韧性正态分布Xl20强度级U0E焊管焊缝（熔敷金属）冲击韧性正态分布Xl20强度级U0E焊管焊缝（熔敷金属）和焊接热影响区的CT0D韧性分布Xl20强度级U0E焊管的环扩测定应力-应变曲线X

43、l20强度级U0E焊管的不园度，屈服强度和拉伸强度的正态分布现场环焊所需焊接材料（熔敷金属）和工艺的选择是X120强度级管线钢的工程适用性的一个主要难点。为了使由Xl20强度级管线钢管的环焊接头成为高强度和高韧性、匹配，其焊接材料（熔敷金属）最终显微组织己经不能由适用于X60-X70强度级的针状铁素为主的，而要以低碳贝氏体和马氏为主体的组织。含硼（Xl20级）管线钢管的焊接冷裂纹敏感性试验结果焊接材料（焊丝）的冷裂纹系数（Pcm）与熔敷金属中针状铁素体，贝氏体和马氏体含量之间的关系。现场环焊缝（熔敷金属）在连续冷却过程中的典型相转变曲线（CCT）。Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是

44、借助于在最终熔敷金属中弥散分布的锆的氧化物为核，生成针状铁素体。这种针状铁素体对熔敷金属中低碳贝氏体和马氏体组识起钉札作用。供Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是借助于在最终熔敷金属中的散分布的弥散分布的锆的氧化物为核，生成针状铁素体。这种针状铁素体对熔敷金属中低碳贝氏体和马氏体组识起钉札作用。供Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是借助于在最终熔敷金属中的散分布的弥散分布的锆的氧化物为核，生成针状铁素体。这种针状铁素体对熔敷金属中低碳贝氏体和马氏体组识起钉札作用现场环焊缝（熔敷金属）的几种典型显微组织：碳化物沿低碳马氏体板条上的亚晶界析出（上左），碳化物沿低碳贝氏体板条亚晶

45、界析出（上右），M/A相沿蜕化的上贝氏体板条界析出（下左），粒状贝氏体和针状铁素体以M/A相为核的复含相（下右）X120强度级管线钢现场环焊缝（熔敷金属）的冲击韧性转变曲线X120强度级管线钢现场环焊缝(熔敷金属)的CTOD韧性转变曲线X120强度级低碳钼硼系统管线钢优点（1）淬透性好，可保证全断面低碳贝氏体（2）低碳贝氏体具有非常优越的低温韧性（3）低碳贝氏体的焊接热影响区粗晶区有高韧性（4）焊接热影响区的硬度低于管体X120强度级管线钢需要的条件：（l）含碳量必需控制在很窄的范围（2）必需掌握硼钢的生产工艺 (3)轧后冷却速度高于20度/秒，钢板校平需要技术措施 (4)U0E管成型、焊接后

46、冷却速度都需技术措施（5）现场环焊材料和气体保护自动焊装置都需改造 石油和天然气管线用钢石油和天然气管线用钢 王仪康王仪康 杨柯杨柯 单以银单以银 钱百年钱百年 国家国家“973”973”规划规划G19980061511G19980061511超级管线钢课题组超级管线钢课题组 中国科学院金属研究所中国科学院金属研究所 1.1.(前言前言)管线钢的发展背景管线钢的发展背景2.2.微合金管线钢沿革微合金管线钢沿革3.3.管线钢现状和发展管线钢现状和发展 4.X120 4.X120 级超高强度管线钢级超高强度管线钢 5.5.结束语结束语 现代管线钢的发展经验现代管线钢的发展经验：一、重大突破要求有一支稳定,并有一定素质的科技队伍。二、例如X100和X120都经过10年以上的科技攻关。三、都是在金属学基础研究支持下发展的。四、没有在焊接工艺特别是在现场焊接（Girth Welding）工艺和材料方面的突破，不可能发展现代化管线钢。五、新型管线钢的投产必须从合金设计、冶炼、连铸、控轧、控冷、对管线钢管的断裂控制，钢管成型和焊接工艺，多方面采取措施。六、新型管线钢的产生，是在管线设计思想-应变设计的指导下发展起来的。七、X120高钢级管线钢是当代首位石油巨头EXX0N同钢铁集团新日铁-住友集团十年合作的产物。欧洲钢管公司的X120级钢管是在全球第二位石油巨头BP公司支持下投入试生产的