單向預(yù)應(yīng)變對(duì)X70大變形管線鋼拉伸性能的影響

晏利君，祝 鵬，劉 宇，李玉卓，鄒 峰，葉 剛

(1.中油管道機(jī)械制造有限責(zé)任公司，河北 廊坊 065000；2.中國石油天然氣管道科學(xué)研究院有限公司，河北 廊坊 065000;3.中國石油管道局工程有限公司國際事業(yè)部，河北 廊坊 065000)

近年來，在強(qiáng)震區(qū)、凍土區(qū)、活動(dòng)斷裂帶等大位移地區(qū)建設(shè)的油氣管道逐漸采用基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)方法[1-3]。管道設(shè)計(jì)時(shí)需考慮鋼管的環(huán)向承壓能力以及大位移條件下的縱向塑性應(yīng)變性能，管線鋼縱向性能決定了鋼管抗拉伸、抗壓縮或抗彎曲的塑性變形能力[4-6]?；趹?yīng)變?cè)O(shè)計(jì)管道的研究任務(wù)之一就是評(píng)價(jià)管線鋼變形時(shí)的屈服強(qiáng)度及特征，以保證大位移條件下的管道結(jié)構(gòu)安全[7-8]。研究發(fā)現(xiàn)，金屬材料預(yù)應(yīng)變后，其拉伸初始屈服特征發(fā)生變化，Rt0.5與Rp0.2之間存在一定差異，且材料強(qiáng)度越高，兩者差異越大[9-11]。目前，關(guān)于預(yù)應(yīng)變對(duì)X70大變形管線鋼屈服特征及強(qiáng)度影響的研究報(bào)道很少，相關(guān)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)也未對(duì)預(yù)應(yīng)變后管線鋼屈服強(qiáng)度的測定方法做出規(guī)定。

本文對(duì)X70大變形管線鋼進(jìn)行室溫單向預(yù)拉伸和預(yù)壓縮應(yīng)變處理，然后卸載，并再次拉伸至斷裂，以工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線為基礎(chǔ)，研究不同預(yù)應(yīng)變方式和預(yù)應(yīng)變量對(duì)X70大變形管線鋼屈服特征、強(qiáng)度及伸長率的影響，探討預(yù)應(yīng)變后管線鋼的屈服強(qiáng)度限值判定，為管道設(shè)計(jì)和管線鋼安全性評(píng)價(jià)提供參考。

1 試 驗(yàn)

試驗(yàn)材料取自國內(nèi)某鋼廠生產(chǎn)的X70大變形直縫埋弧焊管線鋼管，鋼管外徑1 016 mm、壁厚17.5 mm，母材為鐵素體+粒狀貝氏體組織，化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為0.06C、0.20Si、1.65Mn、0.008P、0.004S，添加Cr、Mo、Ni、Cu、Ti、Nb、V等。在距鋼管焊縫90°位置切取縱向試塊，未冷壓平。為避免試樣預(yù)壓縮試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，采用全長橫截面積相等的圓棒試樣，其直徑6.4 mm、標(biāo)距25 mm。在MTS 810型材料試驗(yàn)機(jī)上完成試樣單向預(yù)應(yīng)變處理及拉伸試驗(yàn)，采用標(biāo)距為25 mm的引伸計(jì)測量變形，試驗(yàn)過程采用試驗(yàn)機(jī)橫梁位移控制，速率為0.0015 mm/s，記錄應(yīng)力、應(yīng)變及加載曲線等。

首先對(duì)試樣進(jìn)行一次室溫單向預(yù)拉伸和預(yù)壓縮應(yīng)變處理，然后卸載，重新標(biāo)記預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥臉?biāo)距，測量標(biāo)距內(nèi)直徑，將該直徑作為再次拉伸試驗(yàn)的原始直徑，重新裝夾預(yù)應(yīng)變?cè)嚇硬蜗蚶熘翑嗔选?/p>

考慮到管線鋼在生產(chǎn)制造、服役、深加工等過程中的實(shí)際塑性變形或應(yīng)變較小[12-14]，因此控制預(yù)拉伸和預(yù)壓縮的實(shí)際應(yīng)變量小于2.5%，實(shí)際應(yīng)變的控制目標(biāo)值為±0.25%、±0.5%、±0.75%、±1.0%、±1.25%、±1.5%、±1.75%、±2.0%，其中“+”表示預(yù)拉伸，“-”表示預(yù)壓縮。由于采用試驗(yàn)機(jī)橫梁位移控制總應(yīng)變?chǔ)?，管線鋼的ε1大小難以精確控制，加之彈性應(yīng)變?chǔ)?的影響，所以實(shí)際應(yīng)變?chǔ)?與目標(biāo)值之間存在一定的偏差。

2 結(jié)果與分析

2.1 預(yù)應(yīng)變對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響

圖1和圖2分別為X70大變形管線鋼單向預(yù)拉伸和預(yù)壓縮的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖1可知，當(dāng)應(yīng)變?chǔ)判∮?.5%時(shí)，不同預(yù)拉伸實(shí)際應(yīng)變?chǔ)?下，管線鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎完全重合，彈性變形和屈服變形特征基本相同。從應(yīng)力隨應(yīng)變的變化特征來看，當(dāng)應(yīng)變?chǔ)糯笥?.5%后，同一應(yīng)變?chǔ)畔?，?越大，管線鋼的強(qiáng)度越低，但彼此差值較小，形變強(qiáng)化特征基本相同。由圖2可知，不同預(yù)壓縮實(shí)際應(yīng)變?chǔ)?下，管線鋼的所有應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎完全重合，彈性變形和屈服變形特征基本相同，預(yù)壓縮應(yīng)變量的變化沒有明顯影響管線鋼的彈性和塑性性能，但形變強(qiáng)化能力隨著應(yīng)變的增加而增大。比較圖1和圖2可知，在相同預(yù)應(yīng)變量下，管線鋼預(yù)壓縮時(shí)的強(qiáng)度高于預(yù)拉伸時(shí)的強(qiáng)度。

圖1 X70大變形管線鋼單向預(yù)拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖2 X70大變形管線鋼單向預(yù)壓縮工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

X70大變形管線鋼預(yù)拉伸應(yīng)變處理后再次進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，其拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。未預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥睦鞈?yīng)力-應(yīng)變曲線為平滑的“Round house”型，沒有屈服平臺(tái)，呈連續(xù)屈服特征[15-16]。預(yù)拉伸應(yīng)變?cè)嚇拥膽?yīng)力-應(yīng)變曲線特征與未預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥南嗨?，隨著ε3增大，彈性變形向屈服變形的過渡段曲線的曲率逐漸減小，屈服階段的形變強(qiáng)化能力降低。預(yù)拉伸應(yīng)變處理后再次拉伸，管線鋼的彈性變形能力增加，屈服特征發(fā)生明顯變化，在應(yīng)變?chǔ)判∮?.5%就發(fā)生屈服變形，屈服點(diǎn)位置前移，初始屈服強(qiáng)度提高，且高于未經(jīng)預(yù)應(yīng)變處理試樣的強(qiáng)度。ε3越小，管線鋼的初始屈服點(diǎn)越靠前，初始屈服強(qiáng)度及應(yīng)變?cè)叫?，?guī)定總延伸強(qiáng)度Rt0.5已不能準(zhǔn)確表征預(yù)拉伸應(yīng)變管線鋼的真實(shí)屈服強(qiáng)度，也不適用于表示其屈服強(qiáng)度的限值。隨著ε3增大，管線鋼的屈服點(diǎn)逐漸后移，除ε3為+1.60%外，在應(yīng)變?chǔ)?0.4%時(shí)，管線鋼均進(jìn)入真實(shí)屈服狀態(tài)，以ε=0.4%繪制的垂線與應(yīng)力-應(yīng)變曲線的交點(diǎn)基本為管線鋼的實(shí)際屈服點(diǎn)，且Rt0.4大于485 MPa，Rt0.4較準(zhǔn)確地表征了預(yù)拉伸應(yīng)變管線鋼的真實(shí)屈服強(qiáng)度，因此，可以選擇0.4%應(yīng)變條件下的應(yīng)力Rt0.4作為預(yù)拉伸應(yīng)變X70大變形管線鋼的屈服強(qiáng)度的限值。由圖3可知，規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度Rp0.2偏離于管線鋼的真實(shí)屈服點(diǎn)，不同預(yù)應(yīng)變量下，Rp0.2比Rt0.4大15 MPa左右，可見Rp0.2也不能準(zhǔn)確表征預(yù)拉伸應(yīng)變管線鋼的真實(shí)屈服強(qiáng)度。隨著應(yīng)變?chǔ)诺脑黾?，管線鋼的形變強(qiáng)化能力及應(yīng)力水平逐漸增加，管線鋼的形變強(qiáng)化特征趨于相同。

圖3 X70大變形管線鋼預(yù)拉伸后的拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

X70大變形管線鋼預(yù)壓縮應(yīng)變處理后再次進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，其拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4所示。由圖4可以看到，管線鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線同樣為平滑的“Round house”型，沒有屈服平臺(tái)，呈連續(xù)屈服特征。隨著ε3增大，彈性變形向屈服變形的過渡段曲線的曲率逐漸增大，屈服階段覆蓋的應(yīng)變范圍增大。預(yù)壓縮應(yīng)變處理后再次拉伸，管線鋼的彈性變形能力下降，沒有明顯的線彈性變形階段，在應(yīng)變?chǔ)判∮?.1%就發(fā)生屈服變形，初始屈服強(qiáng)度降低，相同應(yīng)變下，其強(qiáng)度明顯低于未經(jīng)預(yù)應(yīng)變處理試樣的強(qiáng)度，表現(xiàn)出明顯的屈服軟化現(xiàn)象[17-18]。在管線鋼屈服變形階段，其屈服應(yīng)力隨著ε3的增加而逐漸降低，但ε3小于-0.62%后，屈服應(yīng)力的降幅很小，應(yīng)力-應(yīng)變曲線趨于相同的變化特征，且強(qiáng)度并沒有隨著預(yù)應(yīng)變量的增加而發(fā)生明顯變化。應(yīng)變?chǔ)?0.88%時(shí)，所有預(yù)壓縮應(yīng)變管線鋼的強(qiáng)度均達(dá)到485 MPa，滿足X70大變形管線鋼的屈服強(qiáng)度的限值要求，所以可以選擇0.88%應(yīng)變條件下的應(yīng)力Rt0.88作為預(yù)壓縮應(yīng)變X70大變形管線鋼的屈服強(qiáng)度的限值，此時(shí)，對(duì)應(yīng)的規(guī)定塑形延伸率為0.63%。隨著應(yīng)變?chǔ)诺脑黾?，管線鋼的形變強(qiáng)化能力及應(yīng)力水平逐漸增加，當(dāng)ε大于2.0%以后，幾乎所有的應(yīng)力-應(yīng)變曲線趨于重合，管線鋼的形變強(qiáng)化特征趨于相同。

圖4 X70大變形管線鋼預(yù)壓縮后的拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 預(yù)應(yīng)變對(duì)彈性應(yīng)變的影響

回彈是金屬材料塑性變形過程中的固有現(xiàn)象，X70大變形管線鋼單向預(yù)拉伸和預(yù)壓縮應(yīng)變處理并卸載后，材料發(fā)生回彈變形，材料回彈應(yīng)變量的大小影響其實(shí)際應(yīng)變。試驗(yàn)中通過測定不同預(yù)應(yīng)變下管線鋼的彈性應(yīng)變?chǔ)?，為間接控制其實(shí)際應(yīng)變?chǔ)?提供參考。不同預(yù)應(yīng)變下X70大變形管線鋼的彈性應(yīng)變?chǔ)?與總應(yīng)變?chǔ)?的變化關(guān)系曲線如圖5所示。預(yù)拉伸應(yīng)變時(shí)，隨著ε1的增大，ε2呈非線性增大的特征，但ε2值的增幅逐漸減小。預(yù)壓縮總應(yīng)變?chǔ)?小于-1.62%時(shí)，隨著ε1的增大，ε2呈線性增大；ε1為-1.62%～-2.12%時(shí)，ε2均保持為0.34%，可見X70大變形管線鋼在一定的預(yù)壓縮應(yīng)變量范圍內(nèi)，彈性應(yīng)變具有穩(wěn)定不變的特性；ε1大于-2.12%時(shí)，ε2隨ε1的增大而繼續(xù)增大，結(jié)合曲線各點(diǎn)變化趨勢來看，ε2值的增幅逐漸減小?？傮w來看，X70大變形管線鋼的彈性應(yīng)變隨預(yù)應(yīng)變量的增大而增大。

圖5 X70大變形管線鋼的彈性應(yīng)變-總應(yīng)變曲線

2.3 預(yù)應(yīng)變對(duì)強(qiáng)度的影響

X70大變形管線鋼預(yù)應(yīng)變處理后再次進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，其強(qiáng)度與實(shí)際應(yīng)變的變化關(guān)系曲線如圖6所示，選取了不同應(yīng)變?chǔ)畔碌膹?qiáng)度進(jìn)行比較。圖6中Rf為管線鋼單向預(yù)應(yīng)變后的卸載強(qiáng)度，Rf隨著ε3的增大呈非線性增大的特征，其變化特征與彈性應(yīng)變?chǔ)?相似。預(yù)拉伸應(yīng)變處理并再次拉伸，即同向變形，隨著ε3的增大，管線鋼的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度Rp0.2和規(guī)定總延伸強(qiáng)度Rt(Rt0.5、Rt0.6、Rt0.7、Rt0.8)逐漸增大，但Rp0.2值和Rt值的增幅逐漸減小，同時(shí)不同應(yīng)變下Rt之間的差值逐漸減小，并趨于相同。預(yù)壓縮應(yīng)變處理并再次拉伸，即反向變形，隨著ε3的增大，Rt逐漸降低，不同應(yīng)變下Rt之間的差值變化較為穩(wěn)定；當(dāng)ε3=-1.0%時(shí)，Rp0.2出現(xiàn)最大值為473 MPa，ε3=-2.26%時(shí)，Rp0.2出現(xiàn)最小值為455 MPa，相比較于未預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥腞p0.2=467 MPa，Rp0.2的最大升幅為6 MPa，最大降幅為12 MPa，Rp0.2并沒有隨著ε3的增大而發(fā)生明顯增大或降低，可見預(yù)壓縮應(yīng)變量對(duì)Rp0.2的影響較小。從預(yù)應(yīng)變對(duì)管線鋼強(qiáng)度的影響來看，相同應(yīng)變下管線鋼預(yù)壓縮時(shí)的強(qiáng)度顯著低于預(yù)拉伸時(shí)的強(qiáng)度，管線鋼預(yù)拉伸應(yīng)變后具有明顯的加工硬化特點(diǎn)，而預(yù)壓縮應(yīng)變后具有明顯的屈服軟化現(xiàn)象。未預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥目估瓘?qiáng)度Rm為700 MPa，而ε3=+1.99%時(shí)，Rm出現(xiàn)最小值為694 MPa，ε3=-2.26%時(shí)，Rm出現(xiàn)最大值為719 MPa，可見預(yù)應(yīng)變方式和預(yù)應(yīng)變量對(duì)管線鋼的抗拉強(qiáng)度影響較小且沒有規(guī)律，預(yù)應(yīng)變處理不會(huì)導(dǎo)致管線鋼的抗拉強(qiáng)度明顯升高或降低。顯然，預(yù)拉伸應(yīng)變使得管線鋼的屈強(qiáng)比增大，預(yù)壓縮應(yīng)變使得管線鋼的屈強(qiáng)比降低。

圖6 X70大變形管線鋼的強(qiáng)度-實(shí)際應(yīng)變曲線

2.4 預(yù)應(yīng)變對(duì)伸長率的影響

X70大變形管線鋼預(yù)應(yīng)變處理后再次進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，不同實(shí)際應(yīng)變?chǔ)?下測定的斷后伸長率A和均勻變形伸長率AUEL如表1所示。

表1 X70大變形管線鋼的伸長率

由表1結(jié)果可以看到，隨著ε3的增大，A和AUEL沒有產(chǎn)生明顯的規(guī)律性變化特點(diǎn)。當(dāng)ε3=-1.28%時(shí)，A最小為23.8%，其降幅為17.6%，而其他A均大于25.0%。管線鋼預(yù)應(yīng)變處理后，AUEL總體上有一定的降低，其最小值為10.6%，相比較于未預(yù)應(yīng)變?cè)嚇拥?1.6%，降幅僅為8.6%。由此可見，預(yù)應(yīng)變對(duì)X70大變形管線鋼的伸長率影響較小，預(yù)應(yīng)變后管線鋼仍然具有較高的塑性水平和良好的均勻塑性變形能力，間接表明管線鋼屈服變形后仍具有足夠的塑性和強(qiáng)度裕量。

3 結(jié) 論

1)同種單向預(yù)應(yīng)變時(shí)，不同預(yù)應(yīng)變量下管線鋼的彈性變形、屈服變形和形變強(qiáng)化特征基本相同；相同預(yù)應(yīng)變量下管線鋼預(yù)壓縮時(shí)的強(qiáng)度高于預(yù)拉伸時(shí)的強(qiáng)度；彈性應(yīng)變總體上隨預(yù)應(yīng)變量的增大而增大。

2)預(yù)拉伸應(yīng)變后再次拉伸時(shí)，管線鋼的彈性變形能力和初始屈服強(qiáng)度提高，在應(yīng)變?chǔ)判∮?.5%就發(fā)生屈服變形，屈服點(diǎn)位置前移，加工硬化特點(diǎn)顯著，Rt0.5和Rp0.2不能準(zhǔn)確表征真實(shí)屈服強(qiáng)度，而Rt0.4較準(zhǔn)確的表征了真實(shí)屈服強(qiáng)度，可將Rt0.4作為預(yù)拉伸管線鋼屈服強(qiáng)度的限值；隨著預(yù)拉應(yīng)變量的增大，Rp0.2、Rt(Rt0.5、Rt0.6、Rt0.7、Rt0.8)和屈強(qiáng)比逐漸增大。

3)預(yù)壓縮應(yīng)變后再次拉伸時(shí)，管線鋼的彈性變形能力和初始屈服強(qiáng)度下降，在應(yīng)變?chǔ)判∮?.1%就發(fā)生屈服變形，屈服軟化現(xiàn)象明顯，應(yīng)變?chǔ)?0.88%時(shí)，強(qiáng)度均達(dá)到485 MPa，可將Rt0.88作為預(yù)壓縮管線鋼屈服強(qiáng)度的限值；隨著預(yù)壓應(yīng)變量的增大，Rt和屈強(qiáng)比逐漸減小，而Rp0.2沒有明顯增大或減小。

4)不同預(yù)應(yīng)變方式和預(yù)應(yīng)變量對(duì)管線鋼的Rm、A、AUEL以及形變強(qiáng)化能力的影響較小，Rm、A、AUEL最小值分別為694 MPa、23.8%、10.6%。