CN101020986A - 非调质钢生产n80钢级石油管及其工艺 - Google Patents

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司永涛
李春龙
景溢农
成永久
梁志刚
郭兆成
李晓
何建中
杨富强
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Abstract

通过V、N微合金元素在钢中的含量与对性能影响的技术研究，以及生产中控轧控冷工艺对钢管性能影响的研究，发明了用非调质钢34Mn2VN生产完全符合API标准要求的N80钢级石油管，取消了在线常化工艺，具有节约能源、减少生产工序、简化生产工艺、缩短生产周期、降低成本、提高成品钢管尺寸精度的稳定性、改善劳动条件、实现清洁生产的特点；本发明结束了N80钢级石油管的生产必须经过正火工艺或在线常化的历史，为N80钢级石油管的生产提供了一种新的工艺方案，为微合金化非调质钢的发展提供了大工业生产的成功实例。

Description

非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺
一、技术领域
属于冶金技术领域，特别涉及一种采用微合金化非调质钢和控温轧制工艺生产N80钢级石油管的工艺技术。
二、背景技术
目前，国内外N80钢级石油管生产工艺大都为热变形后采用调质热处理，这种工艺能耗高、工序多，导致生产成本高。
通过对“非调质N80钢级石油管及其生产工艺”进行国内、国际联机检索和网络数据库检索，检索出相关文献12篇，对其进行全面的比较、分析，可以认为：“非调质N80钢级石油管及其生产工艺”在采用无在线正火控轧工艺和V、N微合金化生产符合API 5CT标准N80钢级34Mn2VN钢石油管上，未见国内外有相同的专利文献和公开报导。
三、发明内容
本发明的目的是提供一种采用微合金化非调质钢及控温轧制工艺生产N80钢级石油管，由于该钢种在轧制状态就具备良好的综合力学性能，从而实现取消该钢级的石油管在线常化或调质处理工序，简化其生产工艺，提高生产效率，降低生产成本。
由于N80钢级石油管产品除要求具有高强度外，还需满足产品在使用过程中对塑性、韧性等的技术要求，因此，钢中碳及合金元素的含量配比要科学合理，并力求将钢中有害元素、非金属夹杂及气体含量降到最低限度。
为此，只有适当降低钢中的碳含量，才能满足钢管在使用中对塑性和韧性的要求，本发明采用合金强化与工艺强化的双重工艺来达到高强度并使其具有一定的塑性和韧性。
基于上述设计思路及工艺设想，本发明最初选择采用低碳高锰的基本化学成分并适当添加微量Cr、Mo、Nb、V元素的合金化路线，拟定了N80钢级石油管钢两套化学成分的试验方案。通过试验、检验、分析、对比，先优选出基本可以满足API标准要求的N80钢级石油管非调质钢的化学成分。然后将试验结果与实际生产情况进行全面分析对比，以此作为对化学成分进行筛选、调整的依据，然后，再进行新的试验，在试验中，进一步对试验钢种进行化学成分和力学性能的检验、分析，直到找到符合API标准的N80钢级石油管非调质钢的最佳化学成分和工艺制度。为了达到上述目的，不仅要测定试验钢种的临界点，还要分析各合金元素的含量与力学性能的关联度以及各合金元素的交互作用关系，合理分配各合金元素的含量。经过几轮试验，根据对小炉试验钢种化学成分与性能关系的分析结果，参考有关资料介绍，决定不再添加Cr、Mo合金元素，而通过添加V来提高钢管综合性能，并决定采用34Mn2V钢来试生产N80钢级石油管管坯。其试验钢水的化学成分(wt％)为
    C     Si     Mn     P     S     Al     V
 0.32-0.36   0.32-0.25    1.66-1.61   0.019-0.017   0.005   0.028-0.020   0.09-0.10
试验结果表明，采用34Mn2V生产N80钢级石油管，经过在线常化处理，钢管的抗拉强度、延伸率、冲击韧性都达到了API标准值，特别是冲击韧性值超出API标准2倍以上，比未经过常化工艺处理的提高幅度较大；屈服强度虽然也达到了API标准值，但处于标准值下限。为改变这种情况，作了进一步试验。
据资料介绍，含V钢增加N含量可有效提高强度，每增加0.001％氮，可增加6Mpa的强度，为验证，仍采用34Mn2V钢作为试验钢种，并以加入V-N合金代替V-Fe合金，同时添加少量Ti，用此工艺生产了4炉N80钢级石油管用钢。
对用上述4炉钢所轧制的而用不同常化工艺处理的成品钢管进行性能检验的结果看，其强度及冲击韧性均达到API标准中对N80钢级石油管规定的要求，屈服强度也均达到该标准要求，比上次试验钢的屈服强度平均高近50Mpa。分析认为，这主要是因为钢中的N与V在制钢过程中的各个不同工艺段内交互作用形成VN或V(C、N)组织，从而发挥了不同的物理冶金效应所致。
本次试验在添加V-N合金的同时，还进行了加Al及不加Al对钢管性能的影响试验，经检验，无Al的一炉钢比含Al炉次的屈服强度都偏低，延伸率及冲击韧性值则相差不大。
实验还研究了不同终轧温度对微观组织结构的影响。实验选用了4种终轧温度，每一种温度选用了3种冷速。模拟精轧后变形，通过检验微观组织可以确定：终轧温度为850℃～820℃、冷速控制在0.8℃/s，可以得到较理想的微观组织。
实验结论认为，在保证强度的前提下，为提高其塑性韧性指标，可通过以下措施来实现产品的强韧化：
(1)获得细小的铁素体+珠光体组织，是提高韧性的有力措施，而适宜的冷却速度对带状组织的消除、晶粒的细化有很大的促进作用。
(2)及时正确地测定该钢种的相变临界点，才能为正确制定工艺制度提供可靠的依据。
(3)为测定各相变温度区间和找到最佳的冷却速度，需要作动态相变试验和控冷模拟试验。
为生产符合API标准的N80钢级石油管，根据试验钢的性能检验结果，制定了生产现场的各个工艺制度。
确定最佳轧制工艺路线为：加热→穿孔→MPM连轧→定径→冷床风机冷却。
温度制度根据34Mn2VN钢种的特性及管坯直径的大小不同而有所区别：(1)、对小直径管坯，由于其热容量小，可充分利用烟气余热，既节能，又不影响加热质量；(2)、在750℃以下采取慢速加热，750℃以上采取快速加热，以避免晶粒长大过快而使塑性降低，也可避免出现热裂等加热质量缺陷；(3)、根据轧制节奏，适当调整各段温度，轧制较快时，采用温度的上限，轧制速度较慢时，采用温度的下限；(4)、终轧温度控制在830-860℃，以850℃为佳；穿孔后毛管温度控制在1210±10℃；(5)、加热速度选用7-8cm/min，对于大管坯，加热时间应大于3.5小时，保证管坯加热的均匀性，减小断面温差；(6)、当停机或待轧时间较短时，执行待轧降温制度，当发生事故停机处理时间过长时，温度应降至Ar3线(725℃)以下，避免在高温下停留时间长，产生晶粒长大、过热、偏析、严重脱碳等加热质量缺陷。
通过测定动态连续冷却CCT曲线，研究了34Mn2VN钢在变形以后连续冷却过程中的相变规律，即当2℃/s≥U冷速＞0.8℃/s时可以得到较理想的组织。
通过控冷热模拟实验，研究不同冷速对冲击韧性的影响，分析数据表明，0.8℃/s的冷速效果较好，可以得到较细小铁素体块又可避免出现贝氏体组织。
利用本发明的工艺方法已生产非调质N80钢级石油管52365.509吨，经检验，完全符合API标准的各项性能要求。
采用非调质钢比用调质钢生产油井管有如下优点：(1)节约能源；(2)减少生产工序，提高成品钢管尺寸精度的稳定性；(3)简化生产工艺，缩短生产周期，降低成本；(4)改善劳动条件，实现清洁生产。
本发明结束了N80 1类石油管必须经过正火工艺或在线常化的历史，为N80 1类石油管的生产提供了一种新的工艺方案，为微合金化非调质钢的发展提供了大工业生产的成功实例。
四、具体实施方式
首先，根据拟定的试验钢种二套化学成分方案，在150Kg中频炉中熔炼，共试炼24炉钢，分别铸成小钢锭，再锻成20×100mm的试样(其压缩比为5.7)，将锻样进行860±10℃正火空冷处理，然后进行化学成分及各项性能检验，第一套成分方案的结果如表1所示：
表1试验钢实际化学成分(wt％)及性能
  C   Si   Mn   P   S    Cr    Al    Nb     V   碳当量    Rt0.5(Mpa)    Rm(Mpa)    A2″(％)   横向AKL(J)   纵向AKL(J)
0.24-0.32   0.19-0.33  1.38-1.91 0.022-0.026 0.010-0.017   0.26-0.23   0.004-0.002   0.035-0.038    0.081-0.084   0.54-0.69    577-385    638-876    29.5-17.0   147-12   107-11
其中，2炉32Mn6、1炉20#钢的中频炉试验钢与大生产钢的化学成分及力学性能对比结果见表2
表232Mn6、20#钢小炉试验与大生产成分(wt％)及性能对比
  钢种   C    Si   Mn     P     S    Al  Rt0.5(Mpa)    Rm(Mpa)   A2″(％)  横向AKL(J)     纵向AKL(J) 备注
32Mn6  0.31   0.24  1.44   0.026   0.010   0.013   442   672   27     40     56 小炉
32Mn6  0.30   0.21  1.38   0.023   0.010   426   650   26     62     46 小炉
20#  0.19   0.24  1.38   0.025   0.010   0.003   280   437   32     28     45 小炉
32Mn6  0.32   0.25  1.27   0.022   0.009   0.017   463   687   27.6     42     37 大生产
20#  0.21   0.27  1.45   0.016   0.008   -   341   471   27     93     82 大生产
通过进行对比，可判断按所设计的第一套化学成分方案试炼的钢种的锻造样基本能代表生产中的实际轧制状态，并参照API标准对成分进行筛选，适时调整设计方案后进行第二轮试验。
根据新拟定的化学成分试验方案及试验方法，在中频炉试验冶炼11炉，同时冶炼现有成熟的32Mn6(2炉)及20#(1炉)钢，锻样后，检验各项性能指标。
试验结果表明，小炉试验钢正火后的机械性能与实际生产的性能数据基本相当，可以作为工业试生产的参考值。其中有1炉的各项指标均达到API标准要求，只是屈服强度和冲击韧性偏下限，因此，在该成分基础上，进一步分析影响屈服强度及韧性的主要因素，在下一轮小炉试验中再进行调整。
对检测结果进行了屈服强度影响因素的灰色关联分析，主要分析了C、Mn、Cr、Al对屈服强度(Rt0.5)的影响程度，即关联度为：rCr＝rMn＞rC＞rAl。
由此可知，C、Mn、Cr、Al对Rt0.5影响程度依次是Cr＝Mn＞C＞Al。
分析认为，Mn的最佳含量为1.5-1.8％，而Cr含量过高对冲击不利，可考虑加些Mo元素，综合考虑各影响因素后，拟定了第二轮试验成分范围。
第二轮试验钢同样在150kg中频炉冶炼，共冶炼9炉，对不同正火温度(即860℃、820℃、780℃)后各项性能进行了的检验，检验结果见表3、4。
表3第二轮试验钢实际化学成分(％)
 方案   C   Si  Mn   P   S   Al   Cr   Mo   Nb  V  碳当量
1-9 0.29-0.43 0.27-0.15 1.39-1.86 0.023-0.030 0.013-0.005 0.012-0.030   0.50-0.30 0.52-0.30 0.033-0.046 0.15-0.086 0.73-0.89
表4第二轮试验钢力学性能
编号                       锻态                   860℃正火
 Rt0.5(Mpa)   Rm(Mpa)   A2(％)   AKL(J)   Rt0.5(Mpa   Rm(Mpa)   A2″(％)     AKL(J)
1-9  722.5-615.0   1155.0-900.0   13.5-17.5   20.0-7.4   630.0-492.5   1260-987.5   17.0-14.5     9.7-43.8
编号                   820℃正火                   780℃正火
 Rt0.5(Mpa)   Rm(Mpa)   A2(％)   AKL(J)   Rt0.5(Mpa   Rm(Mpa)   A2″(％)     AKL(J)
1-9 642.5-760.0 935.0-1260.0 13.5-19.0   6.9-20 512.5-885.0   920.0-1335.0   13.0-19.0 8.8-17.3
对比二轮试验结果可见：第一轮试验钢碳当量在0.54-0.69范围内，在860℃正火后相应的屈服强度在433-577Mpa，延伸在21.5-29.5％，纵向冲击42-147J，横向冲击34-107J。第二轮试验碳当量0.73-0.89范围内，同样860℃正火后，屈服强度在515-630Mpa，延伸在15-16％，冲击韧性10-20J。通过分析可知，若要保证屈服强度较高，碳当量也相应提高，应在0.7左右，这样却不能保证冲击韧性，而当冲击韧性较高时碳当量要较低，而要获得一个高强度、高韧性相配合的N80钢级石油管的非调质成分，其可选择的范围很窄。
在保证屈服强度足够高的碳当量情况下，还要找出各合金元素的交互作用关系，并合理分配各元素含量。
根据小炉试验钢种化学成分与性能关系的分析结果，决定不再添加Cr、Mo，而通过添加V来提高钢管综合性能，决定采用34Mn2V钢生产3炉管坯，规格为Φ180mm。试验钢水化学成分(成品)见表5。
表5钢水化学成分(wt％)
  熔炼号     C     Si     Mn     P     S     Al     V
  01202514     0.32     0.32     1.66     0.019     0.005     0.028     0.10
  01500495     0.36     0.28     1.63     0.018     0.005     0.021     0.09
  01500496     0.36     0.25     1.61     0.017     0.005     0.020     0.09
管坯气体含量(wt％)见表6。
表6管坯气体含量(wt％)
    熔炼号     O     N
    01200514     0.00095     0.00610
    01500495     0.00149     0.00651
将Φ180mm管坯轧制成Φ139.7×9.17mm N80钢级石油管，制定了不同的常化工艺，即820℃、860℃、900℃和经高压水及未经高压水的对比试验，试验结果见表7。
表7钢管检验结果
编号     力学性能    冲击     金相检验(级) 工艺
  Rt0.5(Mpa)  Rm(Mpa)   A2″(％)    纵向(J)     A    B    晶粒度
  1A     649     852     28    90     88     90     0.5    0.5    8.5-9   未常化
  2A     566     755     30.5    106     94     100     0.5    0.5    9-9.5   820℃出炉
  3A     608     761     32.5    96     96     90     0.5    1    9-9.5   860℃出炉
  4A     564     775     30.5    99     98     98     0.5    0.5    9-9.5   900℃出炉
  5A     535     792     30.5    43     42     36     0.5    0.5    9-9.5   860℃出炉
  2B     507     722     32.5    100     106     100     0.5    0.5    9-9.5   820℃出炉
  3B     525     735     31    74     84     70     0.5    1    9-9.5   860℃出炉
  4B     574     789     30.5    110     111     106     0.5    0.5    9-9.5   900℃出炉
注：编号A代表钢管通过高压水；编号B代表钢管未通过高压水；
试验结果表明，采用34Mn2V生产N80钢级石油管，经过在线常化处理，钢管抗拉强度、延伸率、冲击韧性都达到了API标准值，特别是冲击韧性值超出API标准2倍以上，比未常化工艺提高幅度较大；屈服强度虽达到API标准值，但处于标准值下限。
据资料介绍，含V钢增加N含量可有效提高强度，每增加0.001％氮，可增加6Mpa的强度，为验证，本发明采用34Mn2V钢种并以V-N合金代替V-Fe合金，同时添加少量Ti，用以生产4炉N80钢级石油管用钢，管坯规格为Φ230mm。
V-N合金在精炼后加入，加入量每炉(80吨转炉)为100-105kg，相当于0.00125-0.00131％，钢中氮含量检验结果见表8。
表8钢中N含量(％)
   熔炼号    精炼加V-N合金前N含量    精炼加V-N合金后N含量   管坯气体含量     钢管气体含量
    V     N     O     N
1     0.00413     0.01188   0.00352  0.01320     0.00283-0.00243     0.01343-0.01361
    2     0.00366     0.01190   0.00210  0.01197     0.00256     0.01264
    3     样坏     0.01422   0.00226  0.01412     0.00154-0.00184     0.01525-0.01440
    4     0.00471     样坏   0.00266  0.01434     0.00245     0.01448
通过试验钢的N含量检验结果看到，试验采用V-N合金代替V-Fe生产的N80钢级钢水中，N含量由精炼加V-N合金前的平均0.0040％增加至加入V-N合金后的平均0.0130％，增加了近0.0090％。对成品钢管检验，N含量达0.0130％-0.0145％。
对管坯进行金相检验，结果显示氮含量对管坯的硫印及高倍夹杂物无影响。在对所轧制的成品钢管进行了化学成分检验，检验结果见表9。
表9成品管成分(％)
 熔炼号     批号     C     Si     Mn     P    S     Al   V   Ti
 1*     1-11-21-3     0.3610.3550.361     0.2820.2820.281     1.7001.7801.820     0.01760.01780.0182    0.00580.00590.0054   ＜0.005＜0.005＜0.005   0.0940.0940.094   0.0130.0150.014
 2     0.3210.3520.359     0.2400.2120.211     1.7161.6031.603     0.01720.01750.0172    0.00710.00790.0079   0.0150.0170.016   0.0960.0980.098   0.0200.0210.020
 3     3-13-23-3     0.3470.3490.352     0.2780.2740.276     1.7301.7301.720     0.01760.01790.0176    0.00510.00540.0058   0.0130.0130.014   0.0920.0930.094   0.0170.0180.018
 4     0.392     0.386     1.954     0.0156    0.0081   0.016   0.100   0.016
注：标*号的一炉为无铝钢，其余均为有铝钢。
通过对两炉不同铝含量的轧制成规格为Φ244.5×8.94mm的N80钢级石油管进行力学性能对比试验，并进行了860℃、900℃、950℃不同温度在线常化处理试验，其检验结果见表10。
表10钢管性能检验结果
熔炼号 批号    性能    纵向冲击AKV(J) 工艺
   Rt0.5(Mpa)   Rm(Mpa)   A2″(％)
1*   1-1    565-605   792-860   27-29     49-72   860℃出炉
  1-2    570-595   795-820   27-29     56-72   900℃山炉
  1-3    575-600   785-815   28-31     58-60   950℃出炉
3   3-1    575-643   780-851   25-29     54-66   860℃出炉
  3-2    575-630   780-865   27-29     54-68   900℃出炉
  3-3    575-630   810-790   27.5-26     48-56   950℃山炉
 API    552-758   ≥689   ≥18.5     ≥32.8
注：冲击韧性试样为7.5×10×55；标*号的一炉为无铝钢，其余为有铝钢。
经过对不同常化工艺所轧制的成品钢管性能检验结果看，强度及冲击韧性均达到API标准中对N80钢级石油管规定的要求，屈服强度也均达到标准要求，比前次试验的屈服强度平均高近50Mpa。
本次试验在添加V-N合金的同时，还进行了有Al及无Al的性能对比，其中无Al的一炉比含Al炉次的屈服强度都偏低，延伸率及冲击韧性值相差不大。
通过对比试验，对化学成分及生产工艺重新进行确定。化学成分见表11。
表11化学成分范围(％)
    C     Si     Mn     P     S     Al     V     Ti
  0.34-0.38   0.25-0.35   1.65-1.85   ≤0.025   ≤0.020   0.02-0.05   0.08-0.12  0.015-0.020
经过多次试验，确定最佳工艺路线为：加热→穿孔→MPM连轧→定径→冷床风机冷却。
结果显示，获得细小的铁素体+珠光体组织，是提高韧性的有利措施，而冷却速度对带状组织的消除、晶粒的细化有很大的影响。
按照《钢的临界点测定方法(膨胀法)》(YB/T5127-93)对钢的临界点进行测定，临界点分别为：Ac3＝797℃，Ac1＝715℃；Ar3＝725℃，Ar1＝602℃。
通过测定动态连续冷却CCT曲线，研究了34Mn2VN钢在变形以后连续冷却过程中的相变规律，即当2℃/s≥U冷速＞0.8℃/s时可以得到较理想的组织。
通过控冷热模拟实验，研究不同冷速对冲击韧性的影响。实验选用的冷速分别为：0.8、1、2℃/s，在Gleeble-1500热模拟机上进行实验。冲击试样规格为5×10×55mm，试验温度0℃，得到纵向1/2Akv(0℃)值如表12、13所示。由表中数据我们可以看出，0.8℃/s的冷速效果较好。
表12不同冷速得到的冲击功
    冷却速度℃/s     0.8     1.5     2     成品管材
    纵向1/2Akv(0℃)J     31.5     27.4     25.6     15.0
    冷却速度℃/s     0.8     1.5     2
    纵向1/2Akv(0℃)J     19     27     25
    洛氏硬度HRC     22.5     25     25.6
表13不同冷速得到的性能
实验还研究了不同终轧温度对微观组织结构的影响。
实验选用了4种终轧温度，每一种温度选用了3种冷速，进行模拟精轧后变形，通过观察微观组织的不同可以确定：终轧温度为850℃～820℃、冷速在0.8℃/s左右，微观组织较理想。
为了得到合格的符合API标准的N80钢级石油管，根据试验钢性能检验结果，制定生产现场的工艺制度。
加热制度：根据34Mn2VN钢种的特性及管坯直径大小不同，采取不同的加热制度。1、对小直径管坯，可充分利用烟气余热加热；2、在750℃以下采取慢速加热，750℃以上采取快速加热；3、根据轧制节奏，适当调整各段温度，轧制较快时，采用温度的上限，轧制速度较慢时，采用温度的下限；4、终轧温度控制在830-860℃，以850℃为佳；穿孔后毛管温度控制在1210±10℃；5、加热速度选用7-8cm/min，对于大管坯，加热时间大于3.5小时；6、当停机或待轧时间较短时，执行待轧降温制度，当发生事故停机处理时间过长时，温度应降至Ar3线(725℃)以下，避免在高温下停留时间长，产生晶粒长大、过热、偏析、脱碳严重等加热质量缺陷。
轧制速度(略)。
管体各项指标及性能检验情况如表14、15所示
表14管体各项指标完成情况
规格   性能一次检验合格率％   性能检验合格率％ 成材率％ 合格率％ 一级品率％
标准值     mm   95    85    92
检验值    φ114.3×6.35(22炉)   100(22炉)   100(22炉)    85.87    93.24   78.92
   φ139.7×7.72(316炉)   91.8(290炉)   96.83(306炉)    88.89    96.67   90.26
   φ177.8×8.05(145炉)   95.2(138炉)   100(145炉)    86.58    96.05   79.36
   合计483炉   93.17   96.48    88.23    96.56   87
表15力学性能及冲击检验结果统计表
屈服强度(Rr0.5)MPa 抗拉强度(Rm)MPa 延伸率(A)％   冲击功(Akv)J(纵，1/2尺寸，0℃)
    标准值     552-758     ≥689     ≥16     ≥15
检验值     均数     620     838     25     44
    最小值     440     695     13.5     13.33
    最大值     729     949     33.5     98.79
成品成分检验值统计见表16
表16磷、硫含量成品成分检验值统计单位：％
    P     S
    标准值     ≤0.030     ≤0.030
检验值     均数     0.0166     0.0075
    最小值     0.009     0.005
    最大值     0.024     0.019
采用研究结果后，管体各项指标完成情况及力学性能检验情况见表17、18。
表17管体各项指标完成情况统计
规格   性能一次检验合格率％   性能检验合格率％ 成材率％ 合格率％    一级品率％
标准值     mm   95   85   92
检验值    φ114.3×6.35(22炉)   100(22炉)   100(22炉)   85.87   93.24     78.92
   φ139.7×7.72(30炉   96.7(29炉)   100(30炉)   88.65   95.40     89.28
   φ177.8×8.05(26炉)   100(26炉)   100(26炉)   96.73   96.61     85.94
   合计(78炉)   98.41   100   90.65   94.83     86.89
表18力学性能及冲击检验结果统计表
屈服强度(Rt0.5)MPa 抗拉强度(Rm)MPa 延伸率(A)％ 冲击功(Akv)J(纵1/2尺寸0℃)
  标准值     552-758     ≥689     ≥16     ≥15
检验值   均数     627     834     25.5     51
  最小值     560     757     21     29
  最大值     729     965     29.5     92

Claims (7)

1、一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于化学成分范围(％)为C0.34-0.38、Si 0.25-0.35、Mn 1.65-1.85、P≤0.025、S≤0.020、Al 0.02-0.05、V 0.08-0.12、Ti 0.015-0.020、N 0.0130-0.0145；轧制工艺路线为：加热→穿孔→MPM连轧→定径→冷床风机冷却；终轧温度为860℃～820℃、冷速在2℃/s≥U冷速＞0.8℃/s。
2、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于加热的工艺制度为(1)、对小直径管坯，由于其热容量小，可充分利用烟气余热，既节能，又不影响加热质量；(2)、在750℃以下采取慢速加热，750℃以上采取快速加热，以避免晶粒长大过快而使塑性降低，也可避免出现热裂等加热质量缺陷；(3)、根据轧制节奏，适当调整各段温度，轧制较快时，采用温度的上限，轧制速度较慢时，采用温度的下限。
3、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于终轧温度控制在820-860℃，以850℃为佳。
4、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于穿孔后毛管温度控制在1210±10℃；
5、加热速度选用7-8cm/min，对于大管坯，加热时间应大于3.5小时，保证管坯加热的均匀性，减小断面温差；
6、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于当停机或待轧时间较短时，执行待轧降温制度，当发生事故停机处理时间过长时，温度应降至Ar3线(725℃)以下，避免在高温下停留时间长，产生晶粒长大、过热、偏析、严重脱碳等加热质量缺陷。
7、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于其临界点分别为：Ac3＝797℃，Ac1＝715℃；Ar3＝725℃，Ar1＝602℃。
8、如权利要求1所述的一种非调质钢生产N80钢级石油管及其工艺，其特征在于V-N合金在精炼后加入，加入量为0.00125-0.00131％。
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