專利名稱：一種石油天然氣開采用n80鋼級膨脹管的制備方法
技術領域：
本發明屬于金屬材料領域，尤其涉及一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法。
背景技術：
近年來，隨著我國石油天然氣消費的逐步增長，勘探開發深入到了海洋作業、陸地超深井以及老井的二次開發等領域，使得石油勘探開發的難度日益增大。當鉆井作業需要通過更深的過壓地層、枯竭地層或易塌易漏失地層時，現有的技術是采用不同直徑的鉆頭鉆進，并以不同直徑的套管以套筒的形式層層封固完成。在這種情況下，井越深，套管層次越多，井眼直徑就越大；反之，如果初始井眼直徑一定，最終的井眼直徑更小，有可能鉆不到目的層或者即使鉆至目的層，但井眼太小，滿足不了開采及后續修井、增產等重入作業的要求(李日寧，賀新敬，劉今朝，吳縫鋼，程國勝.可膨脹管技術及其在石油鉆采行業中的應用 .石油機械.2002,30 (7):66-68 )。采用可膨脹管技術就可實現這一要求。可膨脹管技術可應用于鉆井、完井、采油、修井等作業中，既能解決井眼變徑問題，又能大量節約作業成本，被認為是21世紀石油鉆采行業的核心技術之一。膨脹管技術是近年發展起來的一項實用技術，該項技術技術是在鉆進施工過程中，將管柱下入井底，用膨脹錐頭以液力或機械力的方法使管材永久形變，從而達到增大套管，以實現節省井眼尺寸、封堵復雜地層的一種技術方法(馬宏偉，黃勇.膨脹管技術現狀分析.科技創新導報.2010,17:69-71)。目前，膨脹管技術主要應用于石油鉆井，在地質勘探中尚未獲得應用。可膨脹管可應用于鉆井、完井、采油及修井等作業過程中，是21世紀石油鉆采行業的重要技術之一。應用于鉆井工程中的可膨脹管技術主要有可膨脹波紋管和實體管。可膨脹波紋管是管通過冷壓方式處理，使其管端面形狀呈梅花狀，減小管的包絡外徑，可以通過上層套管內徑，再通過液壓，將其膨脹基本還原，在膨脹錐頭的膨脹下，使其完全膨脹成圓管。可膨脹實體管是小于上層套管內徑的特殊管，在井下通過液壓式或機械式方式推動膨脹錐頭，使小內徑的管膨脹為較大直徑管(馬宏偉，黃勇.膨脹管技術現狀分析. 科技創新導報.2010，17 :69-71 )。上世紀九十年代末，殼牌公司首先提出了可膨脹套管技術，并由Enventure公司在墨西哥灣的海洋深井作業中完成了世界上的首次膨脹管的商業應用。自問世以來，膨脹管技術在世界范圍內得到了蓬勃的發展，下入長度不斷增加，工藝手段不斷進步。目前，世界上多家石油公司均應用了此項技術。例如殼牌和哈里伯頓合資的Enventure公司、威福德公司、哈里伯頓公司、貝克石油工具公司、斯倫貝謝公司以及READ油井服務公司等(彭在美，趙旭，竇樹柏，等.國外可膨脹套管技術的發展概況.焊管.2010，33 (6):5-9)。隨著膨脹技術在國外應用成功，證明了膨脹管技術對未來鉆井業的關鍵作用，同時，在國內存在著巨大的技術需求。在我國西部以及南方海相，特別是深井中，應用膨脹管技術可以改變井身結構，減少套管下入層數，封堵多壓力體系地層、漏層、水層、易坍塌地層等復雜地層(馬宏偉，黃勇.膨脹管技術現狀分析.科技創新導報.2010,17:69-71)。類似上述復雜的地層隨著井越深，這樣的情況更多，特別是在西部及南方海相的深井以及超深井的鉆探作業中，問題更為突出，對套管的性能也相應的提出了更高的要求。針對該問題， 目前最有效的解決辦法就是采用N80、PllO等高鋼級膨脹管技術，實現全井同尺寸井眼， 從而降低鉆井作業成本，使油井鉆探開發的風險得以減小。膨脹管鉆井技術的關鍵要素之一，就是開發相應的膨脹管用鋼以及相應的管材熱處理工藝。因為膨脹管在井下被徑向膨脹的過程中要發生大的永久性的塑性均勻變形，所以，膨脹管應該具有足夠的塑性變形能力。膨脹后，管材的力學性能、尺寸精度等應符合API 5CT 8th或者有關標準的規定。在綜合分析了當前國內的膨脹管技術之后，不難發現，當今的膨脹管材料研究存在以下技術問題一是管材用料的合金成分復雜，貴金屬及稀有金屬用量較多，直接導致了管材用鋼的碳當量偏高，不利于管材的焊接。例如，如中國專利CN1594631A公開了一種石油油井用膨脹合金材料，該合金材料中使用了我國稀缺的Cr、Ni、^ 等金屬，并在材料中添加了 0. lwt%的戰略性金屬——稀土 ；中國專利CN1011144376A中公開的一種連續膨脹管中，其合金材料中也同樣使用了我國稀缺的Cr、Mo、Ni、和Cu等稀有金屬。貴金屬及稀有金屬的使用，從原材料上提高了膨脹管的生產成本，不利于該項技術的推廣；此外，由于該兩項專利中所涉及材料的合金成分復雜，合金元素的含量較高，在無形中提高了該材料的碳當量，對管材的焊接也會造成不良影響。

發明內容
本發明的目的在于提出一種具有較高擴徑能力及較低生產成本的N80鋼級膨脹管的制備方法，通過合理的合金設計獲得較低生產成本的N80鋼級膨脹管用鋼，并通過冶煉、軋制獲得相關合金板，對合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管，最后通過兩相區淬火以及亞溫回火-淬火-配分處理共兩套工序的熱處理工藝使得膨脹管管材達到預期的強度標準和塑性變形能力，保證管材膨脹前后的力學性能均能滿足API及其它有關標準的規定，從而使新的N80鋼級膨脹管在強行等減徑的方式下，發生較大的塑性變形，使管材獲得較大的內通徑，最終管體在壁厚被減小很多的情況下自身仍能保持較高的強度，從而解決現有膨脹管的薄壁厚和高強度之間的矛盾。一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管，包括以下成分
0.10wt% 0.3wt% 的 C ；
1.0 wt% 2. 5wt% 的 Mn ； 0. 3 wt% l. 5 wt% 的 Si ； 0 wt% l. 0 wt% 的 Al ；
0.02 wt% 0. 1 wt% 的 Nb ； 0wt% 0. 02 wt% 的 Ti ； 0wt% 0. 01wt% 的 S ； 0wt% 0. 015wt% 的 P ； 余量為狗。優選范圍為
0.15wt% 0. 25wt% 的 C ；1. 5wt% 2. 0% 的 Mn ； 1. 0wt% l. 5wt% 的 Si ； 0. 3 wt% 0. 8 wt% 的 Al ； 0.05 wt% 0. 1 wt% 的 Nb ； 0.01wt% 0. 02wt% 的 Ti ； 0 wt% 0. 005 wt% 的 S ； 0wt% 0. 015wt% 的 P ； 余量為狗。根據上述技術方案所述N80鋼級膨脹管的制備方法為
1)按上述技術方案所述N80鋼級膨脹管的成分鑄造并軋制合金板；
2)對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管；
3)將所述膨脹管置入電阻式加熱爐中以5°C/s的加熱速度加熱到介于T廣T2之間的兩相區(亞溫區)的某一特定溫度T5，T5為750°C 800°C，保溫30mirT60min的時間，使之部分奧氏體化，其中T1=Ae3-SOO，T2= AcrAcl+10°C,AC3為鋼在平衡加熱時從珠光體剛好完全轉化為奧氏體的相變溫度，Aci為鋼在平衡加熱時剛好發生珠光體向奧氏體轉變時的溫度，然后使之淬火處理得到馬氏體+鐵素體組織(兩相區淬火工藝)；
4)將經過步驟3)處理的膨脹管再次置于電阻式加熱爐中，以5°C/s的加熱速度加熱至T1I2之間的亞溫區(兩相區)的某一特定溫度T6，T6* 740°C 780°C，當管材達到設定溫度時，保溫足夠的時間使之在鐵素體與回火馬氏體之間生成符合要求的數量的富碳逆轉變奧氏體(亞溫回火工藝)；
5)將膨脹管初次淬入液體淬火介質中(可以考慮采用在線噴淋淬火，冷速大約為 200C /s^60oC /s)，使管材的溫度達到TfT4之間的溫度區間，即270°C 350°C，其中T3低于 Ms點、T4高于Mf點，Ms為鋼在淬火過程中過冷奧氏體開始轉變為馬氏體的溫度，Mf為馬氏體相變的結束溫度，根據淬火溫度的高低，將有不同比例的奧氏體向馬氏體轉變；
6)將膨脹管迅速再次置于爐溫為T7(T7介于T3和Ms之間)T7=35(T400°C，的電阻式加熱爐中，在此溫度下保溫15min，碳由馬氏體擴散至奧氏體中，使奧氏體富碳；
7)最后，將膨脹管從爐中取出空冷或水淬至室溫，獲得由鐵素體、馬氏體、富碳殘余奧氏體以及彌散析出的納米級碳化物多相、多尺度組織構成的低合金高強、高韌、高塑鋼膨脹管。步驟5)、6)、7)合稱為淬火-配分工藝。進一步的，步驟5)和6)之間的間隔時間不要超過5s，以免淬火過程中得以保留的那部分殘余奧氏體因管材溫度下降過多而無法穩定存在，最終轉化為馬氏體或貝氏體而導致后續的配分工藝失效。按照本發明，所述對對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管優選為 在焊接過程中對膨脹管的內、外焊縫毛刺處進行砂輪打磨，清除毛刺。按照本發明，對所述膨脹管進行淬火處理的淬火介質是水、油或者不同濃度 (29TlO%)的聚乙烯醇水溶液。所得的Ν80鋼級膨脹管管材經熱處理后的指標為
屈服強度達到560Mpa 682MPa ；管材的抗拉強度會870MPa ；管材總的伸長率會28% ；管材的均勻延伸率率嘗19%;0°C，橫向全尺寸沖擊功嘗90J，縱向全尺寸沖擊功嘗IlOJ0本發明實施例公開了一種全新的N80鋼級膨脹管，各主要化學成分的作用，具體為
鋼中的碳含量對最終奧氏體、馬氏體的碳含量與體積分數有著重要的影響。只有保證有足夠的碳，才會形成足夠的富碳殘余奧氏體并能夠穩定至室溫。在某一淬火溫度，隨著含碳量的增加，奧氏體的體積分數在增加。碳含量較高時可以降低相變溫度，呈現納米級厚度組織，使鋼的性能得到優化。但當碳含量大于0. 5wt%時，會明顯出現淬火脆性以及馬氏體脆性，焊接性能變差。應選擇合理的碳含量，在保證有足夠殘余奧氏體的同時避免I^e3C形成造成的脆性，并改善焊接性能。添加錳可降低馬氏體轉變溫度Ms，增加殘余奧氏體的含量，同時錳對鋼板的韌性影響不大，當鋼中含有1. 5% 2. 5%的錳時，還可以有效地提高殘余奧氏體分解的抗力。但太多含量的錳(>2.5%)會使殘余奧氏體的穩定性大大提高，以致存在較高的塑性變形時殘余奧氏體也不會發生相變，對提高工件的延展性不利；另外錳含量的增加會使鋼板中帶狀組織增多。并且在熱處理后保存下來，最終鋼板中會含有一定量地帶狀組織，而貝氏體、馬氏體等硬相在帶狀組織中聚集，使鋼板的脆性增加，塑性降低，力學性能下降。錳的含量取決于強度級別.一般強度從590MPa到780MPa時，錳的含量在1. 0%到1. 8%，通常錳含量一般在19Γ2. 5%之間。硅通常不作為合金元素加入，它在常規含量范圍內起輔助脫氧作用，含量小于1% 時對力學性能貢獻不大。當Si以固溶體的形式存在與奧氏體中時，可以提高鋼的強度和硬度，其作用強于Mn、Ni、Cr、V、M0等。Si作為非碳化物形成元素，在碳化物中的溶解度極低， 在Q&P鋼等溫過程中，能夠強烈抑制!^e3C的形成，使碳進一步積聚于未轉變的奧氏體中，促使馬氏體開始轉變溫度禮降至室溫以下，形成富碳的殘余奧氏體。合金奧氏體轉變成貝氏體時，在所形成的碳化物中合金元素的含量等于奧氏體中合金元素的含量，這表明在貝氏體形成過程中，不發生合金元素的重新分配。加入不形成碳化物的元素，如Si，由于它強烈阻止貝氏體轉變時碳化物的形成，促使未轉變部分奧氏體富碳，從而推遲貝氏體的形成。鋁和硅一樣，，也是非碳化物形成元素，能夠強烈抑制!^e3C的形成，使未轉變奧氏體富碳。雖然鋁的固溶強化效果弱于硅，但是在Q&P鋼中，可以添加鋁元素以降低硅的副作用。另外，采用鋁代硅不影響鋼的涂鍍和焊接工藝，所以在要求涂鍍和焊接的鋼中常用鋁代替硅。鈮能細化晶粒和降低鋼的過熱敏感性及回火脆性，提高強度，但塑性和韌性有所下降。在普通低合金鋼中加鈮，可提高抗大氣腐蝕及高溫下抗氫、氮、氨腐蝕能力。鈮可改善焊接性能。在奧氏體不銹鋼中加鈮，可防止晶間腐蝕現象。鈦是強碳化物形成元素，它和N、0、C都有極強的親和力。另外，Ti和S的親和力大于!^e和S的親和力，因此在含Ti鋼中優先生成硫化鈦，降低了生成硫化鐵的幾率，可以減少鋼的熱脆性。Ti與C形成的碳化物結合力極強、極穩定、不易分解，只有當加熱溫度達 1000°C以上時，才開始緩慢地溶入固溶體中，在未溶人前，TiC微粒有阻止鋼晶粒長大粗化的作用。Ti是極活潑的金屬元素，Ti還能與狗和C生成難溶的碳化物質點，富集于鋼的晶界處，阻止鋼的晶粒粗化，Ti也能溶人γ和α相中，形成固溶體，使鋼產生強化。一般鋼中Ti的加入量應大于0. 025%。在鋼液凝固過程中形成的大量彌散分布的TiC顆粒，可以成為鋼液凝固時的固體晶核，利于鋼的結晶，細化鋼的組織，減少粗大柱狀晶和樹枝狀組織的生成，可減少偏析降低帶狀組織級別。另外，Ti也能與N結合生成穩定的高彌散化合物，Ti 還能減慢珠光體向奧氏體的轉變過程。硫在一般狀況下也是鋼中的有害元素，含硫較高的鋼在高溫下進行壓力加工時， 容易脆裂，通常叫做熱脆性，會降低鋼的延展性和韌性，在鍛造和軋制時容易造成裂紋，同時，硫還回降低鋼的耐腐蝕能力，惡化鋼的焊接性能。通常狀況下，磷是鋼中的有害合金元素，鋼中的磷含量超過一定值時會在晶界處析出，破壞晶界強度，損壞其延展性，使鋼的可塑性及韌性明顯下降，該類情況在低溫下尤為嚴重，這種現象叫做冷脆性，過高的磷含量會使鋼的焊接性能變壞，同時降低鋼的塑性， 使其冷彎性能變壞。本發明的生產方法通過將鋼管加熱到兩相區(亞溫區)進行保溫處理。在兩相區內，由于加熱溫度要高于高溫回火的溫度，且在此溫度區間內的保溫時間比較長，在該溫度下鋼中的原始態珠光體將發生分解，逆轉變為奧氏體組織；此外，由于兩相區加熱溫度低于完全奧氏體化溫度Ara，奧氏體晶粒難以長大，這有利于晶粒細化。將經過上述處理的鋼管進行水淬，逆轉變奧氏體會變成馬氏體，最終獲得鐵素體+馬氏體的雙相組織。當將此雙相組織再次加熱到亞溫區(兩相區)進行短時間的回火處理時，雙相組織中的馬氏體會部分發生分解，逆轉變為奧氏體，剩余未分解的馬氏體則會在此溫度下向逆轉奧氏體中排碳，而使得逆轉變奧氏體更加富碳；另外，在這之后的淬火-配分過程也進一步的促使在亞溫過程中形成的逆轉變奧氏體富碳，這些富碳措施均有利于常溫下在鋼中得到較多的殘余奧氏體。經檢測，本發明方法生產的低合金鋼除了在鐵素體與馬氏體之間存在部分粒狀和針狀的殘余奧氏體之外，在原奧氏體晶界處以及鐵素體晶粒內部還存在著部分顆粒狀殘余奧氏體。由于軟相鐵素體的存在以及殘余奧氏體在相變過程中素產生的形變誘發相變塑性(Trip)效應，獲得的低合金多相鋼比現有的常規調制鋼具有更高的塑性，而且由于Nb、 Ti的碳化物的析出強化作用，本發明方法生產的多相高均勻延伸低合金鋼具有比形變誘發相變塑性(Trip)鋼更高的強度以及比雙相鋼更好的綜合力學性能。本發明根據管材本身的化學成分，來改變初次淬火溫度和等溫溫度及時間來獲得不同相對含量的鐵素體、馬氏體、富碳殘余奧氏體以及彌散析出的納米級碳化物組成的微觀組織。此外，根據管材用途的需要，可以選擇合適的兩相區(亞溫區)保溫溫度、淬火溫度以及配分溫度，以期獲得最優化的多相組織配比。本發明適用于含錳、硅、鋁、鈮、鈦等元素的合金鋼。本發明根據兩相區(亞溫)淬火和碳配分的原理，提出了含錳、硅、鋁、鈮、鈦等元素的微合金鋼的兩相區(亞溫)淬火和碳配分工藝，使焊管獲得由鐵素體、馬氏體、富碳殘余奧氏體以及彌散析出的納米級碳化物的多相、多尺度組織構成的低合金鋼的方法。與傳統的調質(900°C完全奧氏體化后淬火+550°C高溫回火30min)工藝相比較，相同成分的鋼經過兩相區(亞溫)淬火和碳配分工藝處理，沖擊韌性可以提高50%以上，均勻延伸率和斷后伸長率可以分別提高100%和50%以上；與Trip鋼相比較，相同成分的鋼經過兩相區(亞溫)淬火和碳配分工藝，處理屈服強度和抗拉可以分別提高30%和20%以上。在同時考慮到鋼材的強度和塑性兩者之間的平衡時，兩相區(亞溫)淬火和碳配分工藝是一個合適的選擇。
結合兩相區淬火以及亞溫回火-淬火-配分處理工藝，本發明提供了一種新型N80鋼級膨脹管的成分設計以及熱處理工藝，其特征在于，所述膨脹管的成分為 0. 10wt% 0. 3wt% 的 C ;1· 0 wt% 2. 5wt% 的 Mn ；0. 3 wt% l· 5 wt% 的 Si ；0 wt% l· 0 wt% 的 Al ；0.02 wt% 0. 1 wt% 的 Nb ；0wt% 0. 02wt% 的 Ti ；0 wt% 0. 01wt% 的 S；0 wt% 0. 015 wt% 的P ；其余為Fe。按照本發明的成分以及熱處理工藝所制備的膨脹管具有合金元素少、合金含量低、強度高、延伸率好、成本低等優點，從而解決了以往膨脹管制造中所存在的成本高、 焊接性能差、膨脹后強度難以保證等技術難題，對我國焊管以及石油工業的發展具有重要的意義。


圖1是本發明膨脹管生產方法中的熱處理工藝溫度與時間的關系示意圖， T1=Ac3-SO0C，T2= Aci Acl+10°C，T3=Ms_40°C，T4=Mf+50 °C，T5=750°C "800 °C，T6=740°C "780 °C， t6=15min ;Τ7為T3和Ms之間的某一特定溫度，t7=15min，根據實驗條件的不同，t5分別取 30min,60min ；
圖2是發明實施例1所生產的N80鋼級多相高均勻延伸膨脹管用鋼的金相組織圖片； 圖3是發明實施例1所生產的N80鋼級多相高均勻延伸膨脹管用鋼的SEM(掃描電鏡) 照片；
圖4是發明實施例1所生產的N80鋼級多相高均勻延伸膨脹管用鋼中的殘余奧氏體X 射線衍射結果示意圖5是發明實施例2所生產的N80鋼級多相高均勻延伸膨脹管用鋼的金相顯微組織圖片。
具體實施例方式下面將對本發明實施例中的的技術方案進行清楚、完整的描述，顯然，所描述的實施例僅僅是本發明中很小的一部分，而不是全部的實施例。基于本發明中的實施例，本領域普通技術人員在沒有做出創造性勞動前提下所獲得的所有其他實施例，都屬于本發明保護的范圍。下面結合附圖以及具體的實施例對本發明的N80鋼級新型多相高均勻延伸膨脹管的成分及其生產方法作出進一步的詳細說明。實施例1
選用原材料鋼的化學成分重量百分比如下
0. 15wt% 0. 25wt% 的 C ;1· 5wt% 2. 0% 的 Mn ；1. 0wt% l. 5wt% 的 Si ；0. 3 wt% 0. 8 wt% 的 Al ； 0. 05 wt% 0. 1 wt% 的 Nb ；0. 01wt% 0. 02 wt% 的 Ti ；0 wt% 0. 005wt% 的 S ；0wt% 0. 01
wt% 的 P。優選的成分為:C:0. 15 wt% 0. 25wt%、Mn :1. 5wt% 2. 0 wt%、Si :1. 0wt% l. 5wt%、 Al :0. 3 wt% 0. 8 wt%、Nb :0. 1 wt%、Ti :0. 02wt%、S :0. 005wt%、P :0. 01wt%，余量為 Fe 和不可避免的雜質。優選后的生產步驟如下
1)根據上述技術方案所述膨脹管的成分鑄造并軋制合金板；2)對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管；
3)將所述膨脹管置入電阻式加熱爐中以5°C/s的加熱速度加熱到750°C、00°C的兩相區保溫30min的時間，使之部分奧氏體化，然后采用在線噴淋淬火的方式使之淬火處理得到馬氏體+鐵素體組織(兩相區淬火工藝)；
4)將經過淬火處理的膨脹管再次置于電阻式加熱爐中，以5°C/s的加熱速度加熱至 7400C 780°C的兩相區(亞溫區)，保溫15min的時間使管材組織發生部分奧氏體化，在此過程中，雙相組織中的馬氏體會部分發生分解，逆轉變為奧氏體，剩余未分解的馬氏體則會在此溫度下向逆轉奧氏體中排碳，而使得逆轉變奧氏體更加富碳(亞溫回火工藝)；
5)采用在線噴淋淬火的方式，將膨脹管初次淬入冷速大約為60°C/s液體淬火介質中， 使管材的溫度達到270°C 330°C之間的溫度區間，然后立即迅速再次置于爐溫為380°C的電阻式加熱爐中，在此溫度下保溫15min，然后空冷至室溫(淬火-配分工藝)。經測試，膨脹管管材的抗拉強度會900MPa，屈服強度為620ΜΡεΓ682ΜΡει，均勻延伸率為19% 23%，總延伸率為觀% 32%。0°C時，橫向全尺寸沖擊功為90J廣97J，縱向全尺寸沖擊功為110 J 130J。實施例2
選用原材料鋼的化學成分同實施例1中之優選成分 優選后的生產步驟如下
1)根據上述技術方案所述膨脹管的成分鑄造并軋制合金板；
2)對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管；
3)將所述膨脹管置入電阻式加熱爐中以5°C/s的加熱速度加熱到750°C、00°C的兩相區保溫60min的時間，使之部分奧氏體化，然后采用在線噴淋淬火的方式使之淬火處理得到馬氏體+鐵素體組織(兩相區淬火工藝)；
4)將經過淬火處理的膨脹管再次置于電阻式加熱爐中，以5°C/s的加熱速度加熱至 7400C 780°C的兩相區(亞溫區)，保溫15min的時間使管材組織發生部分奧氏體化，在此過程中，雙相組織中的馬氏體會部分發生分解，逆轉變為奧氏體，剩余未分解的馬氏體則會在此溫度下向逆轉奧氏體中排碳，而使得逆轉變奧氏體更加富碳(亞溫回火工藝)；
5)采用在線噴淋淬火的方式，將膨脹管初次淬入冷速大約為60°C/s液體淬火介質中， 使管材的溫度達到32(T350°C之間的溫度區間，然后立即迅速再次置于爐溫為380°C的電阻式加熱爐中，在此溫度下保溫15min，然后空冷至室溫(淬火-配分工藝)。經測試，膨脹管管材的抗拉強度為蘭870MPa,屈服強度為560ΜΡεΓ640ΜΡει，均勻延伸率為21°/Γ25%，總延伸率為30°/Γ34%。0°C時，橫向全尺寸沖擊功為95J以上，縱向全尺寸沖擊功為120J以上。對上述各實施例的多相高強、高韌、高塑鋼的顯微組織分析可見，經過該工藝處理過的高強、高韌、高塑鋼膨脹管組織呈現出由鐵素體、馬氏體、富碳殘余奧氏體以及彌散析出的納米級碳化物組成的多相組織結構，同時通過X射線衍射對各實施例鋼中的殘余奧氏體進行測試，結果顯示，殘奧含量在8. 89Γ13. 3%左右。本發明方法生產的N80鋼級多相高均勻延伸低合金膨脹管的屈服強度不低于 560MPa，管材的抗拉強度不低于870MPa，管材總的伸長率不低于28% ；管材的均勻延伸率不低于19%，0°C，橫向全尺寸沖擊功不低于90J，縱向全尺寸沖擊功不低于110J。測試結果表明，該膨脹管用鋼實現了強度及塑性的優良結合，綜合力學性能優于常規的雙相鋼以及 Trip 鋼。
權利要求
1.一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，其特征是成分組成如下0. 10wt% 0. 30wt% 的 C ;1· 0 wt% 2. 5wt% 的 Mn ；0. 3 wt% l. 5 wt% 的 Si ；0 wt% l. 0 wt% 的 Al ；0. 02wt% 0. 1 wt% 的 Nb ；0wt% 0. 02wt% 的 Ti ；0 wt% 0. 01wt% 的 S ；0 wt% 0. 015 wt% 的P ；其余為Fe ；具體制備步驟為1)按所述N80鋼級膨脹管的成分鑄造并軋制合金板；2)對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管；3)將所述膨脹管置入電阻式加熱爐中以5°C/s的加熱速度加熱到介于T1I2之間的兩相區保溫溫度T5，T5為750°C 800°C，保溫時間30mirT60min，使之部分奧氏體化，其中 T1=Ac3-SO0C, T2= AcrAcl+10°C, Ae3為鋼在平衡加熱時從珠光體剛好完全轉化為奧氏體的相變溫度，Aci為鋼在平衡加熱時剛好發生珠光體向奧氏體轉變時的溫度，然后使之淬火處理得到馬氏體+鐵素體組織；4)將經過步驟3)處理的膨脹管再次置于電阻式加熱爐中，以5°C/s的加熱速度加熱至介于T1I2之間的亞溫區溫度T6，T6為740V 780°C，當管材達到設定溫度時，保溫足夠的時間使之在鐵素體與回火馬氏體之間生成符合要求的數量的富碳逆轉變奧氏體；5)將膨脹管初次淬入液體淬火介質中，冷速為20°CAT60°C /s，使管材的溫度達到 TfT4之間的溫度區間，即270°C 350°C，其中T3低于Ms點、T4高于Mf點，Ms為鋼在淬火過程中過冷奧氏體開始轉變為馬氏體的溫度，Mf為馬氏體相變的結束溫度，根據淬火溫度的高低，將有不同比例的奧氏體向馬氏體轉變；6)將膨脹管迅速再次置于爐溫為T7的電阻式加熱爐中，T7介于T3和Ms之間， T7=350°C、00°C，在此溫度下保溫15min，碳由馬氏體擴散至奧氏體中，使奧氏體富碳；7)最后，將膨脹管從爐中取出空冷或水淬至室溫，獲得由鐵素體、馬氏體、富碳殘余奧氏體以及彌散析出的納米級碳化物多相、多尺度組織構成的低合金高強、高韌、高塑鋼膨脹管。
2.如權利要求1所述一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，其特征是成分組成范圍為0. 15wt% 0. 25wt% 的 C ;1· 5wt% 2. 0% 的 Mn ；1. 0wt% l. 5wt% 的 Si ；0. 3 wt% 0. 8 wt% 的 Al ；0. 05 wt% 0. 1 wt% 的 Nb ；0. 01wt% 0. 02wt% 的 Ti ；0 wt% 0. 005 wt% 的 S ；0wt% 0. 015wt% 的 P ；余量為 Fe。
3.如權利要求1所述一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，其特征是步驟5)和6)之間的間隔時間不要超過5s，以免淬火過程中得以保留的那部分殘余奧氏體因管材溫度下降過多而無法穩定存在，最終轉化為馬氏體或貝氏體而導致后續的配分工藝失效。
4.如權利要求1所述一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，其特征是步驟2)所述對對所述合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管工藝為在焊接過程中對膨脹管的內、外焊縫毛刺處進行砂輪打磨，清除毛刺。
5.如權利要求1所述一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，其特征是步驟5)所述膨脹管進行淬火處理的淬火介質是水、油或者29TlO%的聚乙烯醇水溶液。
全文摘要
一種石油天然氣開采用N80鋼級膨脹管的制備方法，屬于金屬材料領域。其化學成分質量百分比為，C0.1~0.3、Mn1.0~2.5、Si0.3~1.5、Al0~1.0、Nb0.02~0.1、Ti0~0.02、其余為Fe和不可避免的雜質。在通過冶煉、軋制獲得相關合金板后，對合金板進行卷板加工，然后焊接制成膨脹管，最后通過兩相區淬火以及亞溫回火-淬火-配分處理共兩套工序的熱處理工藝，使膨脹管管材達到預期的強度標準和塑性變形能力，保證管材膨脹前后的力學性能均能滿足API及其它有關標準的規定。測試結果表明，本發明方法生產的N80鋼級多相高均勻延伸膨脹管表現出很高的強度、塑性、韌性以及延伸率。其綜合力學性能優于常規的雙相鋼以及Trip鋼。
文檔編號C21D1/18GK102534369SQ20121000985
公開日2012年7月4日 申請日期2012年1月13日 優先權日2012年1月13日
發明者任勇強, 尚成嘉, 湯忖江, 王學敏, 謝振家, 賀飛 申請人:北京科技大學