王 鑫，饒?zhí)順s，朱 濤，何宜柱

（1.安徽工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，馬鞍山243002；2.馬鞍山鋼鐵股份有限公司技術(shù)中心，馬鞍山243000）

0 引 言

連續(xù)油管（簡稱CT）是相對于用螺紋連接的常規(guī)油管而言的，又稱撓性油管、盤管或柔管，是卷繞在卷筒上拉直后直接下井的長油管［1－3］。在卷繞彎曲、拉伸和內(nèi)壓共同作用下產(chǎn)生的疲勞破壞是造成連續(xù)油管失效的主要原因之一，這種疲勞破壞的典型形式是低循環(huán)高應(yīng)變疲勞失效，往往是突然發(fā)生，沒有明顯的征兆。因此，研究連續(xù)油管用鋼的疲勞性能對其安全使用具有著十分重要的意義。

通常情況下連續(xù)油管是采用直縫電阻焊對高強度低合金熱軋板進(jìn)行焊接而制成的，而且焊后必須經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理方可投入使用［4］。目前國內(nèi)外對管線鋼疲勞性能的研究大多集中在熱軋態(tài)的顯微組織、疲勞裂紋擴(kuò)展速率與疲勞壽命的關(guān)系［5－9］方面，而對管線鋼調(diào)質(zhì)處理后疲勞性能的研究還不充分。為此，作者對熱軋態(tài)CT80連續(xù)油管用鋼進(jìn)行了不同的調(diào)質(zhì)熱處理，通過軸向應(yīng)變疲勞試驗對其疲勞性能以及疲勞斷口形貌進(jìn)行了分析研究，為建立以疲勞分析為基礎(chǔ)的連續(xù)油管可靠性評估做了探索性工作。

1 試樣制備與試驗方法

試驗鋼為馬鋼產(chǎn)CT80連續(xù)油管用鋼熱軋板，厚度為5.3mm，其主要化學(xué)成分為（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）0.10C，0.35Si，0.95Mn，0.011P，0.002S，0.004N，≤1.00（Cr＋Cu＋Ni），≤0.30（Mo＋Nb＋Ti），余Fe。

將熱軋態(tài)試驗鋼分別進(jìn)行950℃×25min（水冷）＋550℃×40min以及950℃×25min（水冷）＋650℃×40min的調(diào)制處理，處理后的試樣分別記為CT80－550和CT80－650；原始熱軋態(tài)鋼試樣記為CT80。

疲勞試樣參照美國ASTM E606－2004標(biāo)準(zhǔn)以及GB 15248－2008《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗方法》進(jìn)行制備，長度方向為軋制方向，采用矩形截面板狀，試樣的幾何尺寸如圖1所示。

圖1 板狀疲勞試樣的尺寸Fig.1 Size of flat－sheet fatigue sample

疲勞試驗在MTS810型電液伺服材料試驗機(jī)上進(jìn)行，采用軸向應(yīng)變控制方式，應(yīng)變比Rε＝－1，應(yīng)變速率為8×10－3s－1，加載波形為三角波。三種試樣在四級應(yīng)變幅0.4%，0.6%，0.85%和1.0%下進(jìn)行疲勞試驗，試驗環(huán)境為大氣，溫度為室溫（24℃）。將最大拉伸載荷下降50%時對應(yīng)的循環(huán)數(shù)定義為試樣的疲勞壽命。

采用Quanta 450型掃描電鏡（SEM）分析疲勞斷口形貌，并用其附帶的能譜儀（EDS）分析夾雜物的成分。采用ZEISS Axiovert 40MAT型光學(xué)顯微鏡觀察熱軋態(tài)、調(diào)質(zhì)態(tài)試驗鋼的顯微組織。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 顯微組織與力學(xué)性能

由圖2和圖3可見，CT80試樣的顯微組織主要由粒狀貝氏體、針狀鐵素體、少量珠光體組成；CT80－550試樣幾乎全是保持馬氏體位向的回火索氏體，同時仍有部分貝氏體；CT80－650試樣中的馬氏體已完全轉(zhuǎn)變?yōu)榈容S晶，形成由細(xì)粒狀滲碳體和等軸狀鐵素體構(gòu)成的復(fù)相組織——典型的回火索氏體及少量貝氏體。

由表1可見，不同試樣的力學(xué)性能均滿足美國石油學(xué)會標(biāo)準(zhǔn)API RP－5C7（油氣井用撓性油管操作推薦作法）中對CT80連續(xù)油管用鋼拉伸性能的要求。

表1 不同試樣在室溫下的拉伸性能Tab.1 Tensile properties of samples at room temperature

2.2 循環(huán)應(yīng)力響應(yīng)曲線

應(yīng)變控制下的應(yīng)力幅值隨著循環(huán)周次的變化反映了材料的循環(huán)硬化或軟化程度［10］。由圖4可以看出，所有試樣均表現(xiàn)為應(yīng)變幅越大，半壽命應(yīng)力幅越大，應(yīng)變疲勞壽命越低。在應(yīng)變幅為0.4%時，CT80在0～30周次內(nèi)為循環(huán)飽和階段，之后開始緩慢的循環(huán)軟化過程，約在11 000周次時快速軟化；在應(yīng)變幅為0.6%，0.85%，1.0%時，CT80試樣從一開始就表現(xiàn)出循環(huán)軟化的特性，在0～100周次的循環(huán)過程中上述三個應(yīng)變幅下的軟化速率基本相當(dāng)，且應(yīng)變幅越大，材料越早發(fā)生快速軟化、破壞。對于CT80－550試樣，當(dāng)應(yīng)變幅為0.4%時，在快速軟化之前一直表現(xiàn)為循環(huán)穩(wěn)定；當(dāng)應(yīng)變幅為0.6%時，經(jīng)過最初幾周次的硬化后轉(zhuǎn)為循環(huán)穩(wěn)定，之后開始緩慢的軟化過程，直至快速軟化失效；當(dāng)應(yīng)變幅為0.85%和1.0%時，軟化速率明顯高于低應(yīng)變幅，經(jīng)過幾十周次的循環(huán)后應(yīng)力幅開始加速下降。在應(yīng)變幅為0.4%時，CT80－650試樣在快速軟化前表現(xiàn)為循環(huán)穩(wěn)定；在應(yīng)變幅為0.6%時的循環(huán)變形初期為循環(huán)穩(wěn)定階段，且有輕微的循環(huán)硬化，在循環(huán)100周次之后發(fā)生循環(huán)軟化；在0.85%和1.0%的應(yīng)變幅下，前10周次循環(huán)時為循環(huán)穩(wěn)定，之后開始軟化，軟化速度隨循環(huán)周次的增加而增加，直至發(fā)生快速軟化、斷裂。

圖4 各試樣在不同應(yīng)變幅下的應(yīng)力幅－循環(huán)周次曲線Fig.4 Curves of stress amplitude vs cyclic number of samples at different strain amplitudes

通過以上分析可知，熱軋態(tài)CT80試樣在各應(yīng)變幅下基本都表現(xiàn)為持續(xù)軟化。而對于CT80－550試樣和CT80－650試樣來說，當(dāng)應(yīng)變幅為0.85%～1.0%時，在循環(huán)初期表現(xiàn)為循環(huán)穩(wěn)定；當(dāng)應(yīng)變幅為0.4%～0.6%時，循環(huán)飽和階段延長，循環(huán)過程中甚至出現(xiàn)硬化現(xiàn)象；循環(huán)軟化階段的斜率反映了循環(huán)軟化的速率，當(dāng)應(yīng)變幅為0.85%～1.0%時，CT80－650試樣的軟化速率最慢，CT80試樣次之，CT80－550試樣的最快。

2.3 循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線

材料的循環(huán)硬化或者軟化也可以通過循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線與對應(yīng)的單調(diào)拉伸曲線來判斷。由圖5可見，所有試樣均表現(xiàn)為循環(huán)軟化；在各應(yīng)變幅下，循環(huán)應(yīng)力幅值始終低于拉伸試驗測定的靜態(tài)應(yīng)力；且循環(huán)應(yīng)力幅值幾乎總是隨著應(yīng)變幅的增加而增加。

圖5 各試樣的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線及單調(diào)拉伸曲線Fig.5 Cyclic stress－strain curves and monotonic tensile curves of samples

CT80－550、CT80－650試樣的組織和力學(xué)性能與CT80試樣的有很大不同，但就其循環(huán)特性而言，仍然表現(xiàn)為循環(huán)軟化。文獻(xiàn)［11］指出，循環(huán)應(yīng)變對材料性能的影響與其Rm／ReL有關(guān)。當(dāng)Rm／ReL＜1.2，材料表現(xiàn)為循環(huán)軟化；當(dāng)Rm／ReL在1.2～1.4之間時，材料一般比較穩(wěn)定，沒有明顯的循環(huán)硬化和軟化現(xiàn)象；當(dāng)Rm／ReL＞1.4時，材料表現(xiàn)為循環(huán)硬化。CT80、CT80－550和 CT80－650試樣的 Rm／ReL分別為1.10，1.13和1.16，按照上述理論應(yīng)該為循環(huán)軟化，這與試驗結(jié)果一致。

材料的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變特性可用冪指數(shù)規(guī)律表示，即循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變曲線的Holomon關(guān)系式：

式中：K′為循環(huán)強度系數(shù)；n′為循環(huán)應(yīng)變硬化指數(shù)；Δσ為應(yīng)力范圍；Δεp為塑性應(yīng)變范圍。

根據(jù)疲勞試驗結(jié)果，對式（1）進(jìn)行擬合，得到上述循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變特征參數(shù)，見表2。由表2可見，調(diào)質(zhì)處理使試驗鋼的塑性下降，循環(huán)強度系數(shù)上升。

2.4 應(yīng)變疲勞壽命

表2 不同試樣的循環(huán)應(yīng)力－應(yīng)變特征和應(yīng)變疲勞壽命參數(shù)Tab.2 Cycling stress－strain characteristics and strain－fatigue life parameters of different samples

式中：Δεt為總應(yīng)變范圍；Nf為疲勞壽命；σ′f為疲勞強度系數(shù)；b為疲勞強度指數(shù)；ε′f為疲勞延性系數(shù)；c為疲勞延性指數(shù)；E為彈性模量。

一般情況下，疲勞延性指數(shù)的絕對值越大，在相同的塑性應(yīng)變下，材料的疲勞壽命越低。在雙對數(shù)坐標(biāo)下對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，所得的應(yīng)變疲勞壽命參數(shù)列于表2，三種試樣的 Δεe／2－2 Nf、Δεp／2－2 Nf和Δεt／2－2 Nf曲線見圖6。

圖6 不同試樣的Δε／2－2Nf曲線Fig.6 Curves ofΔε／2－2Nffor tested steels

CT80、CT80－550和 CT80－650試樣的應(yīng)變－疲勞壽命關(guān)系式分別為式（3），（4）和（5）：

彈性應(yīng)變幅與塑性應(yīng)變幅的交點被稱為疲勞過渡壽命（2 Nf）T，它是衡量材料應(yīng)變疲勞性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一。CT80、CT80－550和CT80－650試樣的疲勞過渡壽命分別為3 671，3 888和2 481周次。在疲勞過渡壽命右側(cè)的低應(yīng)變長壽命區(qū)，彈性應(yīng)變幅的作用大于塑性應(yīng)變幅的，此時的疲勞壽命主要取決于疲勞裂紋的萌生。而在疲勞過渡壽命左側(cè)的高應(yīng)變短壽命區(qū)，以塑性應(yīng)變幅的作用為主，此時疲勞壽命主要取決于疲勞裂紋的擴(kuò)展行為。因此對試驗鋼來說，塑性越好，高應(yīng)變疲勞壽命越高；強度越高，低應(yīng)變疲勞壽命越高。

由圖7可見，CT80－550試樣的應(yīng)變疲勞壽命整體高于CT80試樣的，在應(yīng)變幅為0.4%時提高了40%，在應(yīng)變幅為0.6%時提高了22%，在應(yīng)變幅為0.85%時降低了14%，在應(yīng)變幅為1.0%時提高了39%。CT80－650試樣的疲勞性能相對最優(yōu)，與CT80試樣相比，當(dāng)應(yīng)變幅為0.4%，0.6%和0.85%時應(yīng)變疲勞壽命分別提高了110%，64%和25%，但在應(yīng)變幅為1%時則降低了11%。

圖7 不同試樣在不同應(yīng)變幅下的疲勞壽命Fig.7 Fatigue life of samples at different strain amplitudes

2.5 疲勞裂紋的萌生與擴(kuò)展

由圖8可見，所有試樣的疲勞裂紋都萌生于試樣表面，裂紋源沿斷口周邊分布，呈多源性特征；在表面附近沒有發(fā)現(xiàn)夾雜物，因此疲勞裂紋可能源于表面的加工劃痕或者駐留滑移帶所引起的裂紋形核。CT80試樣斷口表面由下往上的疲勞輝紋十分清晰，同時還發(fā)現(xiàn)了由左側(cè)疲勞源擴(kuò)展而來的疲勞輝紋；CT80－550與CT80－650試樣上也能看到少量輝紋，但由于反復(fù)的拉壓作用導(dǎo)致大量輝紋消失。

三種試樣中夾雜物基本相同，故以任一試樣為例進(jìn)行分析。由圖9可見，在試驗鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)均觀察到了夾雜物，但它們都不是裂紋源；能譜分析表明，其成分主要含有鈣、鋁、硅和氧等元素，是一種復(fù)合氧化物夾雜。

2.6 討 論

調(diào)質(zhì)處理通過改變材料的顯微組織來影響其疲勞裂紋的擴(kuò)展行為。高溫回火后，組織中析出碳氮化物，由于析出物尺寸較小，不易對裂紋擴(kuò)展產(chǎn)生直接影響，但其仍能阻礙和釘扎位錯運動，從而延緩裂紋的擴(kuò)展速率。另外，由于調(diào)質(zhì)處理后，試驗鋼的屈強比降低，導(dǎo)致缺口敏感性減弱，從而提高疲勞性能。

圖8 不同試樣疲勞裂紋源區(qū)和擴(kuò)展區(qū)的SEM形貌（應(yīng)變幅0.6%）Fig.8 SEM morphology of fatigue crack initiation zone（a－c）and propagation zone（d－f）for CT80，CT80－550and CT80－650when strain amplitude was 0.6%

隨著回火溫度的升高，貝氏體組織顯著減少，這時貝氏體的第二相強化作用減弱甚至消失，致使位錯運動的阻力減小、強度顯著降低，而材料的塑性、韌性得以提高；回火溫度升高促進(jìn)了回火索氏體的均勻化，降低了裂紋早期萌生的幾率，改善了裂紋擴(kuò)展阻力的不均勻性，進(jìn)而避免因局部抗力減小而加速裂紋擴(kuò)展失穩(wěn)，這有利于提高疲勞性能。綜上可知，回火溫度為650℃的調(diào)質(zhì)處理工藝能夠有效提高連續(xù)油管用鋼的疲勞性能。

圖9 試樣疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)中的典型夾雜物形貌及EDS譜Fig.9 Typical inclusion morphology at propagation zone（a）of sample steel and EDS spectrum of the inclusion（b）

3 結(jié) 論

（1）熱軋態(tài)和調(diào)質(zhì)態(tài)CT80連續(xù)油管用鋼在循環(huán)載荷作用下均表現(xiàn)為循環(huán)軟化。

（2）淬火溫度950℃、回火溫度650℃的調(diào)質(zhì)處理能夠有效提高連續(xù)油管用鋼的疲勞性能。

（3）疲勞裂紋均起源于試樣表面，且表現(xiàn)為多源性特征。

［1］CONNELL M，HEADRICK D.Coiled tubing：applications for today′s challenges［J］.Petroleum Engineer International，1999，72（7）：18－22.

［2］SAS－JAWORSKY A.Coiled tubing 1995update：production applications［J］.World Oil，1995，216（6）：97－105.

［3］Baker Hughe Incorporated.Coiled Tubing Handbook［M］.Houston：Gulf Publishing Company，2003：1.

［4］American Petroleum Institute.API Specification 5CT［S］.2005：13－14.

［5］VOSIKOVSKY O.Fatigue crack closure in an X70steel［J］.International Journal of Fracture，1981，17（3）：301－309.

［6］ZHONG Y，XIAO F R，SHAN Y Y.Effect of toughness on low cycle fatigue behavior pipeline steels［J］.Material Letters，2005，59（14）：1780－1784.

［7］武威，李洋，吉玲康，等.管線鋼疲勞行為研究進(jìn)展［J］.焊管，2009，32（8）：31－34.

［8］KIM Y P，KIM C M，KIM W S，et al.Near－threshold fatigue crack growth behavior and crack closure of natural gas pipeline steels［J］.Procedia Engineering，2011，10：813－820.

［9］TSAY L W，CHEN Y C，CHAN S L I.Sulfide stress corrosion cracking and fatigue crack growth of welded TMCP API 5LX65pipe－line steel［J］.International Journal of Fatigue，2001，23：103－113.

［10］NIP K H，GARDNER L，DAVIES C M，et al.Extremely low cycle fatigue tests on structural carbon steel and stainless steel［J］.Journal of Constructional Steel Research，2010，66（1）：96－110.

［11］戈康達(dá).金屬的疲勞與斷裂［M］.顏鳴皋，劉才穆，譯.上海：科學(xué)技術(shù)出版社，1983：45.

［12］GILLIS P P.Manson－Coffin fatigue［J］.Acta Metallurgica，1966，14（12）：1673－1676.

［13］NIESLONY A，DSOKI C，KAUFMANN H，et al.New method for evaluation of the Manson－Coffin－Basquin and Ramberg－Osgood equations with respect to compatibility［J］.International Journal of Fatigue，2008，13（10／11）：1967－1977.