CN117286406A - 一种奥氏体不锈钢、无缝钢管及其制备方法与应用 - Google Patents

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Abstract

本发明涉及不锈钢及其制造技术领域，尤其涉及一种奥氏体不锈钢、无缝钢管及其制备方法与应用，按照重量百分比计，所述奥氏体不锈钢包含：C≤0.08％，Si≤0.75％，Mn≤2.00％，P≤0.030％，S≤0.015％，16.0％≤Cr≤18.0％，10.5％≤Ni≤14.0％，2.0％≤Mo≤3.0％，余量为Fe和其它不可避免的杂质，所述成分满足条件：奥氏体稳定化系数≥0，马氏体转变温度≤‑253℃，铁素体的含量≤1.0％。本发明通过合理设计元素组成，调整化学元素含量，并匹配合适的制备工艺，从而得到组织性能稳定，室温性能和‑269℃的低温性能优良的奥氏体不锈钢管材。

Description

一种奥氏体不锈钢、无缝钢管及其制备方法与应用
技术领域
本发明涉及不锈钢及其制造技术领域，尤其涉及一种奥氏体不锈钢、无缝钢管及其制备方法与应用。
背景技术
氢能是目前已知能源中最为清洁的能源，氢气使用过程产物是水，可以真正做到零排放、无污染，被看作是最具有应用前景的能源之一。近年来，我国正在加快发展氢能产业，相继推出了相关政策，以期掌握气态氢气管道运输、液态氢气储运、固态氢气储运技术，研发高密度低成本的储氢材料。低温液态储氢是全球研发的重点。液氢具有很高的密度，体积比容量大，体积占比小，能够使得储运简单，欧美、日本、德国等已经将液态储氢的运输成本降低到高压储氢的1/8。
从材料类型上讲，金属材料的氢脆多集中于高强度低合金钢，不锈钢的抗氢脆能力要高很多。从材料组织上讲，奥氏体组织由于其对H2的固溶度高、H2扩散速率低，其抗氢脆性能大大优于马氏体。综合上述所述，液氢储运材料主要选择奥氏体不锈钢。对奥氏体不锈钢来说，虽然其对氢的溶解度较高，氢在其中扩散速度较慢，被认为是制造储氢罐、临氢设备的优选材料。但越来越多的研究表明奥氏体不锈钢也具有一定的氢脆敏感性，氢依然会降低合金的塑性，降低断裂强度及降低疲劳性能，进而影响并限制不锈钢在储氢容器中的使用。现阶段普遍认为应变诱导马氏体相变是奥氏体不锈钢发生严重氢脆的一个重要原因。
液氢在一个标准大气压下的沸点为-252.8℃，凝固点为-259.2℃，临界压力为1.3MPa，根据液氢的材料特性，液氢压力容器用的管材等材料，必须要具备足够的低温性能。
发明内容
本发明基于上述现有技术中所存在的问题和不足，提供了一种奥氏体不锈钢、无缝钢管及其制备方法，并将其应用于液氢压力容器无缝钢管中，以克服现有技术中用于液氢压力容器的奥氏体不锈钢因在液氢环境下的低温性能不足，导致在使用过程中容易因为材料相变、组织不稳定造成管道开裂的问题。
为实现上述目的，本发明通过以下技术方案实现：
第一方面，本发明提供了一种奥氏体不锈钢，按照重量百分比计，所述奥氏体不锈钢的成分包含：C≤0.08％，Si≤0.75％，Mn≤2.00％，P≤0.030％，S≤0.015％，16.0％≤Cr≤18.0％，10.5％≤Ni≤14.0％，2.0％≤Mo≤3.0％，余量为Fe和其它不可避免的杂质，所述成分满足条件：奥氏体稳定化系数≥0，马氏体转变温度≤-253℃，铁素体的含量≤1.0％。
为实现元素之间协同作用，满足液氢环境下奥氏体不锈钢的稳定性要求以及加工性能要求，本发明中的奥氏体不锈钢采用上述成分选择及其含量配比。具体如下：C：是一种间隙元素，是控制韧性的重要参量，起到固溶强化的作用，在奥氏体钢中是强烈形成并稳定奥氏体且扩大奥氏体区的元素，提高C含量可以代替贵金属Ni来稳定奥氏体且扩大奥氏体区。但奥氏体不锈钢中C易与Cr形成碳化物Cr23C6，导致发生晶界腐蚀。考虑到液氢极低温使用环境下该材料晶间腐蚀不明显，故不采用超低C材料，但奥氏体稳定性和低温性能为材料关键控制指标，C含量是提高奥氏体稳定性进而决定低温性能的关键元素，提高0.03％的碳含量可以起到贵金属Ni约1％的效果，当C含量高于0.08％时，会明显增加碳化物的析出，在制造过程中会产生缺陷，增加生产难度。
Si：铁素体形成元素，在奥氏体不锈钢中，随着硅含量的增加δ铁素体的含量增加，为保证奥氏体的单一组织尽量减少Si的加入。
Mn：是比较弱的奥氏体形成元素，但具有强烈稳定奥氏体的作用，可以提高钢的强度并且改善钢的热塑性。但在铬镍奥氏体不锈钢中，在Ni含量较少Mn含量过多时，在低温状态下容易发生韧脆转变。
P、S：均为不可避免的元素，是不锈钢中的有害元素。因此，本发明将P含量和S含量控制得尽可能低。
Cr：是奥氏体不锈钢中主要的合金元素，是强烈形成并稳定铁素体的元素，其促进了钢的钝化并保持稳定钝化态，是重要的抗腐蚀元素。Cr含量的提高可以使马氏体转变温度下降，使奥氏体不锈钢在低温下或冷加工过程中也较难获得马氏体组织，故在奥氏体不锈钢中适当提高Cr可降低马氏体转变温度来应对低温下马氏体的析出。另外Cr在奥氏体不锈钢中是Cr23C6和Cr6C等碳化物形成元素，本发明中当Cr含量超过18％时碳化物增加明显，对材料低温下的性能会产生影响，考虑到该发明中C含量相对较高，故Cr含量不能偏高。
Ni：主要作用是形成并稳定奥氏体，使钢获得完全奥氏体的组织，从而使材料具有良好的强度和塑性、韧性的配合，并具有良好的低温性能、加工性和成型性。但随着Ni含量的提高，不锈钢材料产生晶间腐蚀的临界碳含量降低，钢的晶间腐蚀敏感性增加。在本发明中为了满足奥氏体不锈钢的低温使用性能，采用了能够扩大奥氏体相区中Ni元素含量的要求，能够提高奥氏体的稳定性。当奥氏体不锈钢的组织呈现亚稳态时，在变形的过程中容易诱导产生马氏体相变，从而降低奥氏体不锈钢的韧性，致使奥氏体不锈钢出现脆化。
Mo：是形成和稳定铁素体并扩大铁素体相区的元素，其可提高钢在还原性介质的耐蚀性，并提高不锈钢抗局部点蚀能力。Mo可促进奥氏体不锈钢中金属间相，对材料的耐蚀性能、低温性能都会产生不利影响，特别是导致低温下材料塑形、韧性下降。随着Mo含量的增加，钢的高温变形抗力增加并且容易产生δ铁素体，使材料的热加工性能变差，当超过3％时材料的生产难度明显增加并且出现较多的δ铁素体。
本发明在考虑液氢材料时，提出了奥氏体稳定化系数△≥0，当△＜0时，奥氏体向马氏体转变转变的趋势增高，奥氏体稳定化系数△具体的计算如式Ⅰ所示：
式Ⅰ：Δ＝Ni+0.5Mn+35C-0.0833(Cr+1.5Mo-20)2-12。
由于不锈钢中的奥氏体转变成马氏体在低温应用中引起危害，马氏体为BCC体心立方结构，其单位体积比奥氏体大1.7％，因此会造成体积增大，体积膨胀及剪切力的传递引起ɑˊ晶格区破裂，造成工件的表面出现鼓起，并且BCC结构的马氏体是铁磁性的，每增加1％的马氏体，其磁化率就要增加0.01。因此在本发明中，考虑到亚稳态的奥氏体不锈钢在低温下马氏体自发转变温度低，因此在成分设计时，参照如式Ⅱ的计算结果，理论计算的马氏体转变(Ms)温度不得高于内容器设计温度(-253℃)，
式Ⅱ：Ms(℃)＝{75(14.6-Cr)+110(8.9-Ni)+60(1.33-Mn)+50(0.47-Si)+3000[0.068-(C+N)]-32}/1.8。由于铁素体在低温状态下，不锈钢的变形能量小，延伸率和断面收缩率下降的现象称为低温脆化，特别是铁素体为BCC结构，降低了奥氏体不锈钢的低温性能，并且在低温下容易促使裂纹扩展。因此在本发明成分设计时，参照如式Ⅲ的计算结果，保证铁素体的含量DFW≤1.0％，式Ⅲ：DFW＝138-99.7×[(Nieq+36.5)/(Creq+17.6)](其中Creq＝1.5Si+0.5Nb+Mo+Cr，Nieq＝30(C+N)+0.5Mn+Ni)。
综合上述内容，考虑材料的制造成本、低温性能和加工性能，因此确定本发明提供的奥氏体不锈钢，按照重量百分比计，包含：C≤0.08％，Si≤0.75％，Mn≤2.00％，P≤0.030％，S≤0.015％，16.0％≤Cr≤18.0％，10.5％≤Ni≤14.0％，2.0％≤Mo≤3.0％，余量为Fe和其它不可避免的杂质，所述成分满足条件：奥氏体稳定化系数≥0，马氏体转变温度≤-253℃，铁素体的含量≤1.0％。
第二方面，本发明提供了一种奥氏体不锈钢无缝钢管的制备方法，包括以下步骤：
(1)按照以上所述的奥氏体不锈钢的配方，采用电炉+亚氧脱碳炉的方式熔炼成钢水；
(2)采用模铸的方法将步骤(1)中熔炼得到的钢水冶炼成铸锭；
(3)对步骤(2)中的铸锭进行保护气氛电渣重熔，得到电渣重熔锭；
(4)将步骤(3)中的电渣重熔锭进行锻造开坯，制成圆管坯；
(5)对步骤(4)中的圆管坯进行热挤压开坯，制造荒管；
(6)在步骤(5)中的荒管的基础上采用冷加工工艺制备中间管和成品管。
本发明在现有的奥氏体不锈钢制造工艺的基础上增加了电渣工序，在电渣工艺的高温和高能量作用下，可以促进不锈钢的晶粒细化。细小的晶粒结构具有更好的韧性和抗氢脆性能，能够有效地抵抗氢原子的侵入和扩散。此外，采用电渣工艺进行成分均匀化处理，可以有效地去除杂质和氧化物，进一步提高了材料的纯净度，减少夹杂物和氧化物的含量，从而降低了氢脆的发生概率。此外，采用热挤压工艺制造液氢压力容器用大口径薄壁无缝钢管，通过热挤压工艺保证了管材组织的致密性。
作为优选，所述步骤(5)中的热挤压开坯过程包括：预热900～1000℃，时间≥2h；一次感应加热1100～1250℃，时间5-15min；二次感应加热1150～1250℃，时间5-15min。
预热过程将不锈钢管材材料加热到900～1000℃的温度范围内，时间≥2h，有助于提高材料的塑性和可变形性。这样做可以减少加工过程中的应力集中和裂纹的产生，使得后续的加工更加顺利和可控；一次感应加热将预热后的不锈钢材料加热到1100～1200℃的温度范围内，时间5-10min，以促使材料达到所需的变形温度。在这个温度下，不锈钢材料的晶粒得以细化，晶界迁移和塑性变形增加，从而提高了材料的变形能力和可塑性；二次感应加热将一次感应加热后的不锈钢材料再次加热到1150～1250℃的温度范围内。这个温度范围下，材料的塑性进一步增强，晶粒的再细化和晶界的清晰化有助于提高材料的均匀性和整体性能。最终通过上述热挤压工艺过程提高材料的塑性和可塑性，改善晶界和晶粒的性质，得到具有更好机械性能和均匀性的不锈钢管材。
作为优选，在所述步骤(6)中的冷加工工艺中，中间管的冷轧单道次的变形量为10～80％，成品管的单道次的冷变形量为10～70％。
冷轧过程中的变形量可以改善材料的内部结构，例如晶粒细化和晶界清晰化。这些内部结构的改善有助于提高材料的韧性、抗蠕变性和抗疲劳性能。中间管的较大变形量可以使材料获得更高的硬度和强度，而成品管的较小变形量则可以在保持一定强度的同时提供更好的可塑性。
作为优选，在所述步骤(6)中的冷加工工艺中，中间管的退火温度控制在1040～1120℃，成品管的退火温度控制在1040～1100℃。
冷加工过程中，奥氏体不锈钢管材的晶粒会发生细化和变形，导致材料的硬化和脆化。将中间管的退火温度控制在1040～1120℃，成品管的退火温度控制在1040～1100℃旨在恢复材料的塑性和可塑性、消除残余应力、改善力学性能，并控制晶粒尺寸和晶界特征，以提高材料的综合性能和质量。
更进一步的，所述步骤(1)包括如下步骤：S1：冶炼原材料的准备，以及相关的辅料烘烤等；S2：按照液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分要求，对原材料的类别、重量进行配比，根据理论计算得到目标成分；S3：采用电弧炉对原料进行熔炼；S4：钢包中的钢水倒入到氩氧脱碳炉中，进行钢水的初步精炼，包括吹氧脱碳、吹N2/Ar气、添加石灰、合金原料等，进一步调整化学成分在设计的成分；S5：钢包转运到LF精炼炉，对成分进行微调，夹杂物去除等，保证钢水的纯净度。
所述步骤(2)包括如下步骤：S1：将钢包调转到模铸浇注平台，将钢包中的钢水浇注到模子中凝固成钢锭；S2：对钢锭进行切头尾。
所述步骤(3)包括如下步骤：S1：对修磨好的铸锭进行焊接；S2：选用合适的模型，对铸锭进行电渣重熔；S3：对重熔后的电渣重熔锭进行切头尾、表面修磨。
所述步骤(4)包括如下步骤：S1：将电渣重熔锭放入到箱式炉进行预热、预热温度设定在950-1050℃，保温时间控制在≥2.5h，预热完成后的电渣锭转移到高温箱式炉加热，热温度设定在1050-1250℃，保温时间控制在≥1.5h；S2：对电渣重熔锭进行粗锻，再进行精锻，终锻温度控制在850℃以上，锻造圆管坯规格与挤压圆钢规格相匹配，整个过程的锻造比≥3.0；S3：对锻造完成的圆管坯进行矫直、剥皮、无损检验、理化检验和尺寸检验。
所述步骤(5)包括如下步骤：S1：对锻造后的圆管坯来料进行复验，包括低倍组织、化学成分、铁素体含量、非金属夹杂、晶粒度等，圆管坯合格后方可投入使用；S2：圆管坯进行下料、钻孔、倒角、清洗，保证下料的圆管坯质量达到要求；S3：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度900-1000℃，保温时间≥2h；S4：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1100-1250℃，加热时间控制在5-15min；S5：一次感应加热后的圆管坯进行扩孔，扩孔后用玻璃粉对内表进行玻璃润滑；S6：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1150-1250℃，加热时间控制在5-15min；S7：二次感应加热后的圆管坯进行外表玻璃润滑，并转运至挤压机进行热挤压，热挤压后的管坯快速入水；S8：对挤压后的管坯(荒管)进行矫直、酸洗、抛光、切管、检验等精整工序，最终保证挤压荒管质量符合要求。
所述步骤(6)包括如下步骤：S1：对荒管进行冷轧；S2：冷轧后的中间管及成品管需进行去油、脱脂清洗；S3：对中间管及成品管的进行退火，中间品的退火温度控制在1040-1120℃，成品管的退火温度控制在1040-1100℃，成品退火后的奥氏体的平均晶粒度不得细于4.0级，晶粒度级差不超过2级；S4：退火后的管材进行压直，并采用带式抛光剂进行抛光处理，抛光目数不得低于1000目，表面粗糙度Ra≤0.8μm。
第三方面，本发明提供了一种奥氏体不锈钢无缝钢管，由以上所述的制备方法所制备得到。
作为优选，所述奥氏体不锈钢无缝钢管的平均晶粒度≥4.0级，晶粒度级差≤2级。
本发明将奥氏体不锈钢无缝钢管的平均晶粒度控制不得细于4.0级，晶粒度级差不超过2级，从而有助于保证材料的力学性能、抗氢脆性和加工性能的平衡和优化。晶粒度的合适控制可以在保持足够的强度的同时提供良好的韧性。过细的晶粒可能导致材料的脆性增加，而过大的晶粒则可能降低材料的强度。通过限制晶粒度的细化程度和级差，可以在强度和韧性之间取得平衡，使材料具有更好的综合性能。此外，奥氏体不锈钢的抗氢脆性通常与晶粒度有关。过大的晶粒易于产生晶界缺陷，使得氢原子更容易进入晶界并引起氢脆。通过控制晶粒度，特别是限制晶粒度的细化程度和级差，可以减少晶界缺陷的数量，提高材料的抗氢脆性。
作为优选，所述奥氏体不锈钢无缝钢管在500X倍显微镜下观测不存在碳化物和碳氮化物；所述奥氏体不锈钢无缝钢管在100X倍显微镜下观测夹杂物A类≤0.5级、B类≤1.0级、C类≤0.5级、D类≤1.0级、DS类≤1.0级，A+B+C+D类≤3.5级。
本发明中的奥氏体不锈钢无缝钢管在500X倍显微镜下观测不存在碳化物(特别形成连续的网状)和碳氮化物，以确保奥氏体不锈钢材料具有优良的耐腐蚀性能和机械性能，从而有助于提高不锈钢的使用寿命和可靠性。碳化物和碳氮化物是奥氏体不锈钢中常见的非金属夹杂物，它们可能在晶界或晶内形成，且具有较高的电化学活性，容易成为腐蚀的起始点。通过观测不存在碳化物和碳氮化物，可以确保材料的晶界和晶内没有这些夹杂物，从而提高材料的耐腐蚀性能，减少腐蚀的风险。此外，碳化物和碳氮化物的存在可能对材料的机械性能产生负面影响。这些夹杂物在晶界或晶内的分布会导致局部应力集中和微观裂纹的形成，从而降低材料的强度和韧性。通过确保不存在碳化物和碳氮化物，可以减少这些夹杂物对材料性能的不利影响，提高材料的机械性能。
本发明中的奥氏体不锈钢无缝钢管在100X倍显微镜下观测夹杂物A类(粗/细)≤0.5级、B类(粗/细)≤1.0级、C类(粗/细)≤0.5级、D类(粗/细)≤1.0级、DS类≤1.0级，A+B+C+D类(粗/细)≤3.5级。夹杂物(粗/细)是指将夹杂物进一步细分为粗夹杂物和细夹杂物两种类型。夹杂物的粗细程度通常是根据夹杂物的尺寸来确定的。粗夹杂物指较大尺寸的夹杂物，而细夹杂物则指较小尺寸的夹杂物。≤X级表示对夹杂物的数量和尺寸有一个限制。在这种情况下，不超过X级的夹杂物(粗/细)可以存在于金属材料中。这个级别的限制是为了确保材料的质量和性能，并且避免夹杂物对材料的性能产生过大的影响。
夹杂物是奥氏体不锈钢中的非金属夹杂物，其存在可能对材料的性能产生不利影响。通过进一步限制夹杂物的级别和细化夹杂物的粒度，特别是夹杂物A类、B类、C类和D类的级别，可以进一步提高材料的纯净度和质量，从而提高材料的性能和耐腐蚀性。粗大的夹杂物会导致应力集中和微观裂纹的形成，从而降低材料的强度和韧性。通过限制夹杂物的级别和细化夹杂物的粒度，尤其是对于A类、B类、C类和D类夹杂物的控制，可以减少夹杂物对材料性能的不利影响，提高材料的机械性能。夹杂物A类(粗/细)≤0.5级、B类(粗/细)≤1.0级、C类(粗/细)≤0.5级、D类(粗/细)≤1.0级、DS类≤1.0级、A+B+C+D类(粗/细)≤3.5级的要求进一步细化了对奥氏体不锈钢中夹杂物级别的控制，从而控制奥氏体不锈钢材料中的夹杂物含量，确保材料的质量和性能。
进一步优选，所述奥氏体不锈钢无缝钢管的-269℃低温拉伸性能Rm≥1400MPa，Rp0.2≥950MPa，断后延伸率≥25％。
液氢是一种极具挑战性的低温介质，其储存和输送涉及低温条件，因此，奥氏体不锈钢无缝钢管的性能要求能够确保液氢压力容器在低温环境下具有足够的强度、可靠性和安全性。低温拉伸强度(Rm)≥1400MPa，可使得钢管在低温环境下仍能保持较高的强度，能够承受较高的拉伸力，确保了其在极端工况下的稳定性和可靠性。低温屈服强度(Rp0.2)≥950MPa，表明该钢管在低温下具有较高的屈服强度，即钢管在受力时能够保持较小的塑性变形，减少了由于变形引起的形状失真和破坏，在低温环境下具有更好的抗变形性能。断后延伸率≥25％，即该钢管在低温下仍具有一定的延展性能。尽管低温会导致材料的脆性增加，但该钢管仍能在低温环境下发生一定的塑性变形，而不易断裂。这种延伸性能使得钢管在低温条件下仍能承受冲击负荷和应变集中，具有更好的韧性和抗震能力。
进一步优选，所述奥氏体不锈钢无缝钢管的-269℃低温冲击性能：冲击试样尺寸在10×10×55mm，冲击吸收能量KV2≥100J，侧膨胀值LE≥1.0mm。
进一步优选，所述奥氏体不锈钢无缝钢管的室温拉伸性能Rm≥550MPa，Rp0.2≥300MPa，断后延伸率≥40％。
第四方面，本发明提供了所述的奥氏体不锈钢无缝钢管在液氢压力容器中的应用。
本发明具有以下有益效果：
(1)本发明通过合理设计元素组成，调整化学元素含量，并匹配合适的制备工艺，从而得到组织性能稳定，室温性能和-269℃的低温性能优良的奥氏体不锈钢管材；
(2)本发明通过采用不同变形量与热处理相结合的方式，使奥氏体不锈钢无缝管内部的晶粒组织得到细化和均匀分布，最终实现平均晶粒度不细于4.0级，晶粒度级差不超过2级的均匀组织；
(3)本发明在现有的奥氏体不锈钢制造工艺的基础上增加了电渣工序，采用电渣工艺进行成分均匀化处理，可以有效地去除杂质和氧化物，进一步提高了材料的纯净度，减少夹杂物和氧化物的含量，从而降低了本发明所制备得到的奥氏体不锈钢管材氢脆的发生概率；
(4)本发明中所制备得到的奥氏体不锈钢无缝钢管，由于组织性能稳定，室温性能和-269℃的低温性能优良，因此在液氢压力容器用无缝钢管制造方面具有极大的市场应用价值。
附图说明
图1为本发明的实施例1中液氢压力容器用成品管晶粒度7.0级的显微组织图。
图2为本发明的实施例1中液氢压力容器用成品管非金属夹杂物的显微组织图。
图3为本发明的实施例1中液氢压力容器用成品管铁素体检验的显微组织图。
图4为本发明的实施例1中液氢压力容器用管材-269℃的低温下冲击断口显微组织图。
图5为本发明的实施例2中液氢压力容器用成品管晶粒度5.0级的显微组织图。
图6为本发明的实施例2中液氢压力容器用成品管非金属夹杂物的显微组织图。
图7为本发明的实施例2中液氢压力容器用成品管铁素体检验的显微组织图。
图8为本发明的实施例2中液氢压力容器用管材-269℃的低温下冲击断口显微组织图。
具体实施方式
下面结合说明书附图以及具体实施例对本发明做进一步描述。本领域普通技术人员在基于这些说明的情况下将能够实现本发明。此外，下述说明中涉及到的本发明的实施例通常仅是本发明一部分的实施例，而不是全部的实施例。因此，基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都应当属于本发明保护的范围。
实施例1
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表1所示。
表1化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1.00 0.020 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.70＞0，Ms(℃)＝-489℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤如下：
步骤S1：采用电炉+亚氧脱碳炉的方式熔炼成钢水；
S11：冶炼原材料的准备，以及相关的辅料进行烘烤等；
S12：按照液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分要求，目标化学成分C：0.02％；Si：0.35％；Mn：1.00％；P：0.020％；S：0.005％；Cr：16.5％；Ni：12.5％；Mo：2.5％；Fe余量；
S13：采用电弧炉对原料进行熔炼，成分基本符合液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分要求，钢水冶炼完成后倒入到钢包中，钢水出炉温度为1521℃；
S14：钢包中的钢水倒入到氩氧脱碳炉中，进行钢水的初步精炼，包括吹氧脱碳、吹N2/Ar气、添加石灰去夹杂物、合金原料调整成分等，进一步调整化学成分在设计的成分内，钢水冶炼完成后倒入到钢包中，钢水出炉温度不得低于1537℃；
S15：钢包通过转运车转运到LF精炼炉，通过电极棒、硅钙线、合金料等对成分进行微调，夹杂物去除等，LF精炼时为48min；
步骤S2：采用模铸的方法将钢水冶炼成铸锭；
S21：将钢包调转到模铸浇注平台，将钢包中的精炼完成的钢水浇注到模子中凝固成钢锭，钢锭空冷，冷却时间达到74h进行脱模；
S22：对钢锭进行切头尾，切除头尾的缩孔、夹渣等缺陷，并对钢锭表面进行修磨；
步骤S3：将铸锭进行保护气氛的电渣重融；
S31：对修磨好的铸锭进行与电极焊接；
S32：准备电渣重熔时用的渣系，调整好电渣重熔时的电流、电压参数；
S33：选用合适的模型，对铸锭进行电渣重熔，并采用氩气保护进行重熔；
S34：对重熔后的电渣锭进行切头尾、表面修磨；
步骤S4：将电渣锭锻造开坯，制成圆管坯；
S41：对电渣重熔锭放入到箱式炉进行预热、预热温度设定在990℃，保温时间3.5h，预热完成后的电渣锭转移到高温箱式炉加热，热温度设定在1196℃，保温时间2.1h；
S42：对电渣重熔锭进行粗锻，再进行精锻，终锻温度≥910℃以上，锻造圆管坯规格为φ355mm，挤压规格相匹配，整个过程的锻造比5.3；
S43：对锻造完成的圆管坯进行矫直、剥皮、无损检验、理化检验和尺寸检验；
步骤S5：管坯进行热挤压开坯，制造荒管；
S51：对锻造后的圆管坯来料进行复验，包括低倍组织、化学成分、铁素体含量、非金属夹杂、晶粒度等，各项理化性能均合格；
S52：圆管坯进行下料、钻孔、倒角、清洗；
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度950℃，保温时间为3.3h；
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1165℃，加热时间控制在8min；
S55：一次感应加热后的圆管坯进行扩孔，扩孔后用玻璃粉对内表进行玻璃润滑；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1201℃，加热时间控制在7min；
S57：二次感应加热后的圆管坯进行外表玻璃润滑，并转运至挤压机进行热挤压，热挤压后的管坯快速入水；
S58：对挤压后的管坯(荒管)进行矫直、酸洗、抛光、切管、检验等精整工序；
步骤S6：荒管及中间品、成品管采用冷加工成型；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量分别为54％，成品冷加工单道次的冷变形量在21％，最终的成品管材规格为219×10.0mm，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm；
S62：冷轧成品管需进行去油、脱脂清洗；
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1080℃，成品管的退火温度控制在1040℃；
S64：退火后的管材进行压直，并采用带式抛光剂进行抛光处理，抛光目数不得低于1000目。
实施例2
一种液氢压力容器用φ70×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表2所示。
表2化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.018 0.32 1.15 0.018 0.003 16.75 12.55 2.3 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.43％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.75＞0，Ms(℃)＝-500℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤如下：
步骤S1：按照实施例1的方法执行；
步骤S2：按照实施例1的方法执行；
步骤S3：按照实施例1的方法执行；
步骤S4：按照实施例1的方法执行，锻造的圆管坯规格为φ210mm，锻造比为10.2；
步骤S5：管坯进行热挤压开坯，制造荒管；
S51：对锻造后的圆管坯来料进行复验，各项理化性能均合格；
S52：圆管坯进行下料、钻孔、倒角、清洗；
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度900℃，保温时间为2.7h；
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1153℃，加热时间控制在7min；
S55：一次感应加热后的圆管坯进行扩孔，扩孔后用玻璃粉对内表进行玻璃润滑；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1192℃，加热时间控制在7min；
S57：二次感应加热后的圆管坯进行外表玻璃润滑，并转运至挤压机进行热挤压，挤压规格为φ108×8mm，热挤压后的管坯快速入水；
S58：对挤压后的管坯(荒管)进行矫直、酸洗、抛光、切管、检验等精整工序；
步骤S6：荒管及中间品、成品采用冷加工成型；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在51％，成品冷加工加工单道次的冷变形量在18％，最终的成品管材规格为70×10.0mm，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm；
S62：冷轧成品管需进行去油、脱脂清洗；
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1060℃，成品管的退火温度控制在1040℃；
S64：退火后的管材进行压直，并采用带式抛光剂进行抛光处理，抛光目数不得低于1000目。
实施例3
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表3所示。
表3化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.03 0.41 1.33 0.024 0.003 16.0 12.6 3.0 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-11.07＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝2.29＞0，Ms(℃)＝-513.89＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例4
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表4所示。
表4化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.08 0.35 0.82 0.022 0.005 16.3 10.5 2.3 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-13.51＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.71＞0，Ms(℃)＝-519.39＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例5
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表5所示。
表5化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.04 0.75 0.86 0.019 0.004 16.2 13.1 2.7 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-1.73＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝2.925＞0，Ms(℃)＝--269.89＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例6
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表6所示。
表6化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.03 0.52 2.00 0.012 0.002 17.2 11.6 2.0 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-1.81＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.647＞0，Ms(℃)＝-401.50＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例7
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表7所示。
表7化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.12 0.8 0.030 0.008 18.0 13.5 2.3 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-5.74＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝2.425＞0，Ms(℃)＝-549.83＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例8
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表8所示。
表8化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.07 0.28 1.1 0.008 0.015 17.1 14.0 2.1 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-18.03＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝4.995＞0，Ms(℃)＝-707.33＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
实施例9
一种液氢压力容器用φ114.3×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表9所示。
表9化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1.00 0.020 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.70＞0，Ms(℃)＝-489℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度950℃，保温时间为2.8h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1100℃，加热时间控制在10min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1180℃，加热时间控制在7min；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在35％，成品冷加工单道次的冷变形量在25％，最终的成品管材规格为114.3×2.77m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm。
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1100℃，成品管的退火温度控制在1040℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
实施例10
一种液氢压力容器用φ89×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表10所示。
表10化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1.00 0.020 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.70＞0，Ms(℃)＝-489℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度1000℃，保温时间为2h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1200℃，加热时间控制在5min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1180℃，加热时间控制在7min；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在50％，成品冷加工单道次的冷变形量在18％，最终的成品管材规格为89×10.0m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm。
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1080℃，成品管的退火温度控制在1040℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
实施例11
一种液氢压力容器用φ70×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表11所示。
表11化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1.00 0.020 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.70＞0，Ms(℃)＝-489℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度950℃，保温时间为3.4h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1160℃，加热时间控制在8min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1150℃，加热时间控制在10min；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在75％，成品冷加工单道次的冷变形量在10％，最终的成品管材规格为φ70×10.0m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm。
S63：对成品管脱脂清洗后进行退火，中间管的退火温度控制在1060℃，成品管的退火温度控制在1080℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
实施例12
一种液氢压力容器用φ50.8×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表12所示。
表12化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1.00 0.020 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.70＞0，Ms(℃)＝-489℃＜-253℃，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度930℃，保温时间为3.5h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1178℃，加热时间控制在7min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1250℃，加热时间控制在5min；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在52％，成品冷加工单道次的冷变形量在13％，最终的成品管材规格为φ50.8×10.0m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm。
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1100℃，成品管的退火温度控制在1100℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
对比例1
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表13所示。
表13化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1 0.02 0.03 16.5 12.5 3 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝1.27＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.617＞0，Ms(℃)＝-305.94＜-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例2
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表14所示。
表14化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.75 0.5 0.02 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝1.5＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.445＞0，Ms(℃)＝-317.06＜-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例3
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表15所示。
表15化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 1 0.5 0.04 0.005 16.9 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝1.14＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.415＞0，Ms(℃)＝-407.33＜-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例4
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表16所示。
表16化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1 0.02 0.005 17 10.1 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-1.12＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝-0.747＜0，Ms(℃)＝-363.44＜-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例5
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表17所示。
表17化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1 0.02 0.005 16.5 10 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝7.75＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝-0.805＜0，Ms(℃)＝-119.83＞-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例6
一种液氢压力容器用φ219×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表18所示。
表18化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 2 0.02 0.005 16.5 11 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝2.11＞1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝0.695＞0，Ms(℃)＝-247.61＞-253℃，表明实际冶炼成分不满足设计要求。
制备步骤按照实施例1的方法执行。
对比例7
一种液氢压力容器用φ70×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表19所示。
表19化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1 0.02 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.695＞0，Ms(℃)＝-489.28＜-253℃，表明实际冶炼成分满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度800℃，保温时间为3.3h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1000℃，加热时间控制在8min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热，加热温度控制在1100℃，加热时间控制在7min；
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在20％，成品冷加工单道次的冷变形量在30％，最终的成品管材规格为φ70×0.71m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±0.3mm。
S63：对成品管的两端进行退火，中间管的退火温度控制在900℃，成品管的退火温度控制在1100℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
对比例8
一种液氢压力容器用φ50.8×10.0mm规格管材的制造方法，按照质量百分比计，该液氢压力容器用奥氏体不锈钢的成分如表20所示。
表20化学成分(质量分数，％)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Fe
0.02 0.35 1 0.02 0.005 16.5 12.5 2.5 余量
综合考虑液氢压力容器用奥氏体不锈钢无缝管材的使用性能，合金元素匹配带来的原材料成本、合金元素匹配导致的有害相析出等方面考虑，对上述成分进行计算，其中，铁素体的含量DFW＝-9.44％＜1.0％，奥氏体稳定系数Δ＝1.695＞0，Ms(℃)＝-489.28＜-253℃，，表明实际冶炼成分均满足设计要求。
本实施例中的制备步骤除了以下步骤发生改变，分别为：
S53：下料后的圆管坯进行环形炉进行预热，设定保温温度1010℃，保温时间为3.3h。
S54：出环形炉后的圆管坯进行一次感应加热，加热温度控制在1300℃，加热时间控制在10min；
S56：扩孔后的圆管坯送入二次炉进行感应加热
S61：对荒管进行冷轧，中间品单道次的变形量控制在60％，成品冷加工单道次的冷变形量在7％，最终的成品管材规格为φ50.8×10.0m，外径偏差在±1.0mm，壁厚偏差在±1.0mm。
S63：对成品管进行退火，中间管的退火温度控制在1200℃，成品管的退火温度控制在950℃；
其余步骤按照实施例1的方法执行。
【性能测试】
对上述实施例1-12和对比例1-8中所制备得到的奥氏体不锈钢无缝管材的的粗糙度、晶粒度、非金属夹杂物、金相组织、室温拉伸、-269℃下的低温拉伸、-269℃下的低温冲击性能进行检测，检测结果如表21和表22所示。
表21性能测试结果
表22性能测试结果
根据表中关于实施例1-12和对比例1-8的粗糙度、晶粒度、非金属夹杂物、金相组织、室温拉伸、-269℃下的低温拉伸、-269℃下的低温冲击的性能测试结果，可以看出：
(1)实施例1-8通过调整材料中的C、Si、Mn、Cr、Ni、Mo含量，其材料的铁素体含量、奥氏体稳定系数、低温下马氏体自发转变温度都在技术要求范围内，晶粒度、非金属夹杂物、粗糙度等处于一个稳定的状态，晶界上无碳化物或碳氮化物析出，但是其力学性能有明显的差异。C、Ni元素的含量越高，该类元素为奥氏体稳定化形成元素，计算得到的奥氏体稳定系数越大，低温下马氏体的自发转变温度越低。材料的室温性能、-269℃下的低温拉伸性能和低温冲击性能更优异；
(2)实施例9-12在保持成分不变的情况下，通过改变冷轧成品的变形量和热处理温度，最终加工制造的管材在管材粗糙度、非金属夹杂物基本保持一致、晶界无碳化物或碳氮化物。最终不同规格的管材的晶粒度有明显的差异，最终的晶粒度都在5.0-8.0级，晶粒度无级差，且晶粒尺寸越细小，钢管的室温拉伸抗拉强度和屈服强度越高，-269℃下的低温拉伸性能和低温冲击性能更优；
(3)对比例1-6在采用相同制造工艺加工的管材在管材粗糙度、晶粒度、非金属夹杂物基本保持一致、晶界无碳化物或碳氮化物。但是发现除去对比例3和对比例6的部分化学成分超出标准的情况下，剩余4个对比例的化学成分在都在标准要求范围内，造成对比例中的铁素体含量超出标准要求的≥1.0％或奥氏体稳定系数≤0。低温下铁素体相为脆性相，铁素体含量越高，-269℃的低温下材料塑性越差，材料的低温性能越差；奥氏体稳定系数越小，低温下奥氏体因为外部驱动力的情况，奥氏体向马氏体转变，材料的低温性能越差。根据对比例1-6的结果，材料的室温拉伸性能和实施例1-8性能基本保持一致，但是-269℃温度下管材的低温拉伸性能不合格，其抗拉强度下降了200-240MPa，屈服强度下降了80-100MPa；而低温冲击性能虽然合格，但是其冲击功下降了80-100J。说明材料的性能与化学成分及铁素体含量、奥氏体稳定系数和低温下的马氏体自发转变温度密切相关；
(4)对比例7-8与实施例1的成分相同，主要是通过调整中间管的冷变形量和热处理制度，成品管的的冷变形量和热处理制度。其中对比例7采取的中间品低温退火和成品大变形量生产，成品管因为前道次退火留下来的晶界碳化物，最终热处理无法进行消除；管材晶界上有碳化物析出，相应的室温拉伸性能、-269℃的低温拉伸性能和-269℃的低温冲击性能都不合格。对比例8采用的中间品高温退火和成品小变形量生产，成品管最终道次的变形量不够引起晶粒粗大，晶粒度只有2.0级，-269℃下的低温拉伸和低温冲击性能都不合格。说明材料的性能与中间管材的冷变形工艺、热处理工艺和成品管的冷变形工艺与热处理工艺密切相关。
综上所示，在制造液氢压力容器用奥氏体不锈钢管不仅需要严格控制奥氏体不锈钢管的化学成分在标准范围内，其铁素体含量，奥氏体稳定系数和低温下的马氏体转变温度都在标准范围内，其制造工艺也需要严格的控制，最终制造合格的无缝管。

Claims (10)

1.一种奥氏体不锈钢，其特征在于，按照重量百分比计，所述奥氏体不锈钢的成分包含：C≤0.08％，Si≤0.75％，Mn≤2.00％，P≤0.030％，S≤0.015％，16.0％≤Cr≤18.0％，10.5％≤Ni≤14.0％，2.0％≤Mo≤3.0％，余量为Fe和其它不可避免的杂质，所述成分满足条件：奥氏体稳定化系数≥0，马氏体转变温度≤-253℃，铁素体的含量≤1.0％。
2.一种奥氏体不锈钢无缝钢管的制备方法，其特征在于，包括以下步骤：
(1)按照权利要求1所述的奥氏体不锈钢的配方，采用电炉+亚氧脱碳炉的方式熔炼成钢水；
(2)采用模铸的方法将步骤(1)中熔炼得到的钢水冶炼成铸锭；
(3)对步骤(2)中的铸锭进行保护气氛电渣重熔，得到电渣重熔锭；
(4)将步骤(3)中的电渣重熔锭进行锻造开坯，制成圆管坯；
(5)对步骤(4)中的圆管坯进行热挤压开坯，制造荒管；
(6)在步骤(5)中的荒管的基础上采用冷加工工艺制备中间管和成品管。
3.如权利要求2所述的制备方法，其特征在于，所述步骤(5)中的热挤压开坯过程包括：预热900～1000℃，时间≥2h；一次感应加热1100～1250℃，时间5-15min；二次感应加热1150～1250℃，时间5-15min。
4.如权利要求2所述的制备方法，其特征在于，在所述步骤(6)中的冷加工工艺中，中间管的冷轧单道次的变形量为10～80％，成品管的单道次的冷变形量为10～70％。
5.如权利要求2或4所述的制备方法，其特征在于，在所述步骤(6)中的冷加工工艺中，中间管的退火温度控制在1040～1120℃，成品管的退火温度控制在1040～1100℃。
6.一种奥氏体不锈钢无缝钢管，其特征在于，由权利要求2～5中任意一项所述的制备方法所制备得到。
7.如权利要求6所述的一种奥氏体不锈钢无缝钢管，其特征在于，所述奥氏体不锈钢无缝钢管的平均晶粒度≥4.0级，晶粒度级差≤2级。
8.如权利要求6或7所述的一种奥氏体不锈钢无缝钢管，其特征在于，所述奥氏体不锈钢无缝钢管在500X倍显微镜下观测不存在碳化物和碳氮化物；
所述奥氏体不锈钢无缝钢管在100X倍显微镜下观测夹杂物A类≤0.5级、B类≤1.0级、C类≤0.5级、D类≤1.0级、DS类≤1.0级，A+B+C+D类≤3.5级。
9.如权利要求8所述的一种奥氏体不锈钢无缝钢管，其特征在于所述奥氏体不锈钢无缝钢管的-269℃低温拉伸性能Rm≥1400MPa，Rp0.2≥950MPa，断后延伸率≥25％。
10.权利要求6～9中任意一项所述的奥氏体不锈钢无缝钢管在液氢压力容器中的应用。
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