李青青繆存堅曉風清張 瀟鄭津洋

（1. 浙江大學 化工機械研究所 杭州 310027）

（2. 浙江省特種設備檢驗研究院 杭州 310020）

奧氏體不銹鋼壓力容器應變強化若干問題探討

李青青1繆存堅2曉風清1張 瀟1鄭津洋1

（1. 浙江大學 化工機械研究所 杭州 310027）

（2. 浙江省特種設備檢驗研究院 杭州 310020）

應變強化技術可大幅提高奧氏體不銹鋼的許用應力，減薄容器壁厚，實現(xiàn)輕量化。經(jīng)過十多年的努力，我國已成功實現(xiàn)了該技術的產(chǎn)業(yè)化。本文結合國內(nèi)外近些年的研究成果與實踐，分別對試樣預拉伸方式、筒體周向應變測量位置、標準橢圓形封頭選材和制造工藝等若干問題進行探討，并提出了相關建議。

應變強化 奧氏體不銹鋼 預拉伸 周向應變 橢圓形封頭

深冷容器廣泛應用于石油、化工、能源、醫(yī)療、航空航天等領域。輕量化秉承安全與經(jīng)濟并重、安全與資源節(jié)約并重、綠色制造為設計理念，在確保安全的前提下，減少材料成本、減輕容器重量，是深冷壓力容器的主導發(fā)展方向[1]。

將奧氏體不銹鋼拉伸到產(chǎn)生塑性變形，當再次加載時應力應變曲線將沿著卸載曲線上升，從而提高材料的屈服強度。應變強化技術正是基于這一原理，在室溫下對成型后奧氏體不銹鋼深冷壓力容器內(nèi)容器進行超壓處理，使其產(chǎn)生一定量的塑性變形，從而提高其屈服強度，達到提高許用應力、減薄容器壁厚、降低重量的目的。歐盟、美國、澳大利亞等國家和地區(qū)已頒布了相關應變強化技術的標準[2-4]。

經(jīng)過十多年的努力，我國已攻克了深冷壓力容器內(nèi)容器非線性設計、應變強化工藝、強化參數(shù)控制等應變強化關鍵技術，實現(xiàn)了深冷壓力容器的輕量化和產(chǎn)業(yè)化[5]。但是該技術在實踐過程中，仍存在若干問題有待探討，如試樣預拉伸方式、筒體周向應變測量位置、標準橢圓形封頭選材和制造工藝等，故本文結合國內(nèi)外近些年的研究成果與實踐，對以上問題進行探討并提出了相關建議。

1 試樣預拉伸方式

與傳統(tǒng)的壓力容器不同，應變強化時容器將發(fā)生塑性變形。為模擬塑性變形，研究材料及焊接工藝對應變強化的適應性，在材料選取及焊接工藝評定中需在拉伸、彎曲、沖擊試驗前對試樣進行預拉伸。

目前試樣預拉伸方式主要有以下三種：1）9%應變控制，即將試樣加載至9%總應變后卸載，如圖1中O-A-D曲線所示；2）410MPa強化應力控制，即將試樣加載至410MPa強化應力后，保持應力恒定直至試樣應變達到穩(wěn)定，如圖1中的O-A-C曲線所示；3）430MP終止應力控制，即將試樣拉伸至430MPa終止應力后直接卸載，如圖1中的O-A-B曲線所示。

圖1 三種試樣預拉伸方式

1.1 預拉伸方式比較

研究表明[6]：9%應變控制后的材料若能滿足力學性能要求，則強化應力控制后的材料亦能；反之，則不一定。根據(jù)圖1所示曲線，三種預拉伸方式下拉伸結果見表1，即材料在加載過程中達到的最大應變分別為：9%、5.87%、4.83%。

表1 S30408奧氏體不銹鋼材料不同預拉伸方式比較

考慮到材料的應力應變關系曲線受到板厚、化學成分等因素的影響，與終止應力430MPa對應的最大應變并非定值。圖2給出了四種不同爐批S30408奧氏體不銹鋼板材的應力應變關系曲線（拉伸速率3×10-4/s）。由圖可知，采用430MPa終止應力控制，加載過程中達到的最大應變分別為3.93%、4.80%、6.91%、8.19%，均小于9%。

圖2 S30408工程應力-應變曲線

因此從塑性消耗角度考慮，9%應變控制方式試樣預變形程度最大。從操作角度來看，9%應變控制與終止應力控制方式易于操作，完成預拉伸所需時間短，而強化應力控制方式則操作困難且耗時。

1.2 應變強化容器的應力和應變

應變強化后容器會發(fā)生整體塑性變形。例如，一臺工業(yè)規(guī)模S30408奧氏體不銹鋼低溫壓力容器，直徑1500mm，名義厚度6mm，強化壓力3.72MPa，強化后容器實測最大周向應變?yōu)?.64%，轉換成等效塑性應變?yōu)?.48%，該強化壓力下的最大等效應力為481MPa。若采用410MPa強化應力控制與430MPa終止應力控制方式均將無法覆蓋上述情況。

1.3 標準對應變的控制

AS1210-2010[4]附錄L《應變強化奧氏體不銹鋼容器》中規(guī)定：容器應變強化后應變集中部位的殘余應變不得超過10%。我國應變強化深冷容器內(nèi)容器均為薄壁圓筒容器，在實踐中也要求通過計算或者試驗證明應變強化后容器最大應變不超過9%[5]。對于承受內(nèi)壓的薄壁圓柱形容器，圓筒處于兩向應力狀態(tài)，周向應變和等效應變的比值為0.87[3]，9%的單向拉伸應變相當于10.34%的等效應變。因此，9%應變法可覆蓋標準中的10%。

綜上所述，9%應變控制方式最為嚴格，且節(jié)省時間，易于操作。因此，試樣預拉伸時建議采用9%應變控制。

2 筒體周向應變測量位置

S30408奧氏體不銹鋼材料具有明顯的室溫蠕變行為，在強化應力作用下引起的蠕變量通?？蛇_1%～2%，從而影響內(nèi)外容器的套裝與絕熱效果，因此在應變強化工藝中必須嚴格監(jiān)測筒體周向應變。目前工程上通常在每一筒節(jié)中部進行周向應變監(jiān)測，通過鋼尺測量各處周長的變化量來判斷容器是否達到結構穩(wěn)定。該方法需要多點測量，較為繁瑣，故基于材料蠕變特性，提出一種簡便而準確的筒體周向應變監(jiān)測方法，從而簡化應變強化工藝。

2.1 奧氏體不銹鋼室溫蠕變特性

研究表明：進入屈服狀態(tài)后，奧氏體不銹鋼材料的室溫蠕變速率與所受應力成正相關[7]。以“最后15min內(nèi)應變率不超過0.1%/h（0.2778με·s-1）” 作為材料達到變形穩(wěn)定的條件[2-4]，即圖3所示材料保壓時間-蠕變速率曲線與虛線的交點為材料形狀達到穩(wěn)定時的數(shù)據(jù)點。由圖可知，在240～580MPa應力范圍內(nèi)，進入塑性區(qū)的材料在達到穩(wěn)定前，同一時刻的蠕變速率隨應力的增加而增加，且蠕變速率下降的速度隨著應力的增加而減緩，即應力越大，保壓階段內(nèi)蠕變速率達到穩(wěn)定所需的時間越長。因此可知，強化加載后容器周長變化量最大處即為加載時所受應力最大的位置，也是筒體達到變形穩(wěn)定所需最長時間的位置。

圖3 S30408奧氏體不銹鋼材料保壓階段內(nèi)時間-蠕變速率關系

2.2 容器周長變化量和時間的關系

奧氏體不銹鋼制深冷壓力容器在應變強化過程中也呈現(xiàn)出上述室溫蠕變特性。例如，某工業(yè)規(guī)模S30408奧氏體不銹鋼應變強化壓力容器直徑1500mm，名義厚度6mm，鋼尺分布位置如圖4所示，考慮到右側筒節(jié)墊板尺寸較大，故布置兩條鋼尺測量。

圖4 試驗容器周長變化測量位置（S1-S4）

測量過程中每隔5min進行一次周長變化量測量，容器最終達到穩(wěn)定時周向應力、周長變化量(保壓階段內(nèi)發(fā)生的變化)及所需時間見表2。根據(jù)表中數(shù)據(jù)可知，保壓階段內(nèi)最大周長變化量位置出現(xiàn)在S1處，即筒體周向應力最大處，其周長變化量最大，達到變形穩(wěn)定所需的時間也最長。

表2 筒體各測量位置達到變形穩(wěn)定時的參數(shù)

據(jù)此，浙江大學發(fā)明了一種新的應變強化保壓時間預測和監(jiān)測方法[8]。在應變強化工藝中對筒體進行周向應變監(jiān)測時，僅需關注其周向應力最大處的周長變化率，若該處達到變形穩(wěn)定，則容器整體也達到變形穩(wěn)定，無需在每個筒節(jié)處進行測量，從而實現(xiàn)了周長監(jiān)測由多點向單點的轉變，簡化了應變強化工藝。

3 標準橢圓形封頭選材和制造工藝

深冷壓力容器多采用標準橢圓形封頭，其性能的好壞直接影響容器的安全性。研究發(fā)現(xiàn)[9]，對于亞穩(wěn)態(tài)奧氏體不銹鋼封頭，其失效與直邊段馬氏體含量較高有關，主要在封頭沖壓過程中由材料形變誘發(fā)生成，使得材料塑性、韌性降低[9-13]。工程上多測量材料的FN（Ferrite Number）值來表征封頭馬氏體含量[14]。由于材料形變誘發(fā)馬氏體主要受材料化學成分、應變量、變形溫度等因素影響[15]，因而可以考慮從以上三個方面來降低封頭沖壓過程中馬氏體相變。

3.1 材料選用

鎳作為奧氏體穩(wěn)定化元素，能有效遏制奧氏體的馬氏體相變。研究表明[16]：對于奧氏體不銹鋼，隨著鎳含量的提高，冷變形過程中生成的形變誘發(fā)馬氏體相變量減少，馬氏體轉變溫度Ms降低，低溫下奧氏體組織穩(wěn)定性提高。

GB 24511—2009《承壓設備用不銹鋼板及鋼 帶》[17]中 規(guī) 定，S31608和 S31603鎳 含 量 為10.00%～14.00%，S30408和 S30403鎳含量分別為8.00%～10.00%、8.00%～12.00%。且隨著應變量的增加，316材料形變誘發(fā)馬氏體相含量遠小于304材料[18]。

由此可見，奧氏體不銹鋼316系列比304系列鎳含量更高，冷變形過程組織更穩(wěn)定，不易發(fā)生形變誘發(fā)馬氏體相變。選用S31608或者S31603奧氏體不銹鋼，可提高封頭的安全性。

3.2 沖壓引起的塑性應變

浙江大學基于標準橢圓形封頭冷沖壓過程數(shù)值模擬與大量試驗研究，提出了塑性應變預測公式[19]，并選取GB/T 25198—2010《壓力容器封頭》中不同規(guī)格標準橢圓形封頭（公稱直徑從350mm至3000mm，名義厚度從5mm至32mm，共計50個），與國內(nèi)外標準中計算公式進行塑性應變預測比較[2,20-22]，見圖5、表3。

圖5 不同預測方法的計算結果

表3 不同預測方法得到的塑性應變比較

由以上圖5和表3可知，采用GB 150—2011和ASME BPVC VIII-1-2013的計算結果均小于數(shù)值模擬值，平均相對誤差為-77%；采用美國EN13445-2014和ASME BPVC VIII-2-2013的計算結果較前者精確，但數(shù)據(jù)波動較大，最大誤差為60.6%；浙江大學提出的預測方法平均相對誤差為1.0%，最大相對誤差為20.8%，數(shù)據(jù)波動范圍最小，預測結果更為準確，且根據(jù)該方法可知，封頭冷沖壓過程中最大塑性應變至少為22.7%。

3.3 溫成形溫度

由上文可知，亞穩(wěn)態(tài)奧氏體不銹鋼封頭在冷沖壓過程中最大塑性應變至少為22.7%，根據(jù)S30408材料冷沖壓成形封頭最大塑性應變與FN值之間的關系可知[9]，該塑性變形下對應FN值至少為27.6，產(chǎn)生了大量馬氏體，而馬氏體相變量又可隨著沖壓溫度的升高而降低[23]，故可適當提高沖壓過程中板料的溫度來降低成形后封頭的馬氏體含量。對于S30408材料其熱沖壓工藝加熱溫度介于950～1050℃之間，生產(chǎn)成本過高，因此相對于冷沖壓和熱沖壓，溫沖壓是一種有效減少形變誘發(fā)馬氏體相變的加工工藝。

圖6 溫、冷沖壓成形封頭不同位置處沖擊試樣的沖擊功與側向膨脹量

研究表明[24]：當變形溫度高于90℃時，ΔFN（表征材料形變誘發(fā)馬氏體相變的程度）低于4，與初始材料的FN值相當。同時通過測量型號為EHA350×6mm的溫、冷沖壓封頭不同位置處沖擊試樣的沖擊功和側向膨脹量（圖6）表明：溫、冷沖壓封頭僅直邊段（沿橢圓經(jīng)線長度為225～245mm）附近的材料性能有較大差異，且相比于冷沖壓封頭，當溫沖壓溫度高于90℃時，能夠顯著抑制材料的形變誘發(fā)馬氏體相變，提高直邊段韌性。

4 結論

1）從塑性消耗角度及實踐出發(fā)，9%應變控制方式較應力控制方式更為嚴格，且節(jié)省時間，易于操作，因此試樣預拉伸時建議采用9%應變控制。

2）應變強化工藝中對筒體進行周向應變監(jiān)測時，僅需關注其周向應力最大處的周長變化率，而無需在每個筒節(jié)處進行測量，這樣可實現(xiàn)周長監(jiān)測由多點向單點的轉變，從而簡化應變強化工藝。

3）S31608或者S31603奧氏體不銹鋼橢圓形封頭，不易發(fā)生形變誘發(fā)馬氏體相變。S30408奧氏體不銹鋼封頭冷沖壓成形后最大塑性應變至少為22.7%，有大量馬氏體相生成。當沖壓溫度高于90℃時，能夠顯著抑制材料的形變誘發(fā)馬氏體相變，提高直邊段韌性。

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國家高技術研究發(fā)展計劃：863計劃，2012AA051504

Discussion on Some Questions of Strain Strengthening in Austenitic Stainless Steel Pressure Vessels

Li Qingqing1Miao Cunjian2Xiao Fengqing1Zhang Xiao1Zheng Jinyang1
(1. Institute of Process Equipment Zhejiang University Hangzhou 310027)
(2. Zhejiang Provincial Special Equipment Inspection And Research Institute Hangzhou 310020)

Strain strengthening technology could significantly improve the allowable stress of austenitic stainless steel to achieve the lightweight. China has successfully realized the industrialization of this technology during past several years. The following aspects of the preloading method of specimen, the measurement of circumference variation, the material selection and manufacturing process of standard elliptical head are discussed in this paper based on the achievements and practices in recent years. Some related suggestions are proposed.

Strain strengthening Austenitic stainless steel Preloading Circumference variation Elliptical head

X933.2

B

1673－257X(2015)11-0015-05

10.3969/j.issn.1673-257X.2015.11.004

李青青(1990～), 女，碩士，從事極端承壓設備研究工作。

2015-09-06）