方 偉，呂 華，徐 婷，許曉鋒 編譯

（中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安 710077）

API X70和X80管線鋼管屈服強(qiáng)度的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)分析和估算*

方 偉，呂 華，徐 婷，許曉鋒 編譯

（中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安 710077）

為了準(zhǔn)確估算API X70和X80管線鋼管的屈服強(qiáng)度，分別對(duì)API X70和X80管線鋼板和鋼管進(jìn)行了制管和壓平過程的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)，并將包申格應(yīng)力參數(shù)和Swift方程相結(jié)合來估算鋼管的屈服強(qiáng)度。試驗(yàn)和估算結(jié)果表明，包申格應(yīng)力參數(shù)和Swift方程相結(jié)合的估算方法中已經(jīng)包含了顯微組織和制管過程的影響因子，因而能較為準(zhǔn)確地估算鋼管的屈服強(qiáng)度。因拉壓強(qiáng)度差效應(yīng)較小且和反向流動(dòng)曲線可用一條曲線表示，因此利用展平鋼板的拉伸/壓縮性能可有效估算制管前后屈服強(qiáng)度的變化，該估算方法對(duì)控制顯微組織和制造工藝參數(shù)進(jìn)而控制管線鋼板的屈服強(qiáng)度有著重要的作用。

焊管；冷加工；力學(xué)性能；包申格效應(yīng)；雙循環(huán)模擬試驗(yàn)

Abstract:In order to accurately estimate the yield strengths of API X70 and X80 linepipe steel pipes,a double-cycle simulation test for the piping and flattening processes was respectively conducted to estimate the yield strength.The simulation test results indicated that the yield strengths of the outer or inner wall of the pipe could be estimated by combination of Swift’s equation and the Bauschinger stress parameter,and that these estimated yield strengths were well matched within a small error range with the measured yield strengths.Thus,the variations in yield strength before and after the piping could be effectively estimated using the tension/compression properties of the leveled sheets because the strength differential effect was small and the reverse flow curves were expressed by a single curve.These findings suggested that the present estimation method played an important role in controlling microstructural and manufacturing process parameters to minimize the reduction in yield strength of the linepipe steel sheets.

Key words:welded pipe;cold working;mechanical properties;Bauschinger effect;double-cycle simulation test

1 概 述

管線鋼管用于長距離輸送原油或天然氣，通常需要具有較高強(qiáng)度以承受輸送介質(zhì)的高壓。美國石油學(xué)會(huì)（API）推薦在制管和壓平工藝后可通過拉伸試驗(yàn)評(píng)價(jià)鋼管的強(qiáng)度。在制管和壓平過程中，鋼管外壁和內(nèi)壁經(jīng)受不同的應(yīng)變，即外壁為拉伸－壓縮應(yīng)變，內(nèi)壁為壓縮－拉伸應(yīng)變。根據(jù)以往的經(jīng)驗(yàn)，由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度通常比由熱軋板卷展平至鋼板的屈服強(qiáng)度低。如果采用熱軋板卷展平至鋼板的屈服強(qiáng)度來預(yù)評(píng)估鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度，往往會(huì)導(dǎo)致大多數(shù)制造商家提供的管線鋼管不能滿足API標(biāo)準(zhǔn)的要求。

在反復(fù)拉伸和壓縮加載情況下（如制管和壓平），屈服強(qiáng)度降低的原因一般可用包申格效應(yīng)來解釋。Park和Jeo研究了API X46～X70管線鋼的包申格效應(yīng)，定量分析了顯微組織對(duì)制管后屈服強(qiáng)度變化的影響。制管后的屈服強(qiáng)度還可能隨制管工藝和變形量的變化而變化。近期，Yun和Chang對(duì)X70管線鋼制管后的屈服強(qiáng)度進(jìn)行了估算。在X80或更高強(qiáng)度管線鋼中，其顯微組織相當(dāng)復(fù)雜，但主要由低溫轉(zhuǎn)變的顯微組織如針狀鐵素體等組成。螺旋焊或電阻焊的制管工藝復(fù)雜且影響因素較多，很難精確估算制管前后屈服強(qiáng)度的變化。因此，通過定量評(píng)價(jià)，并結(jié)合應(yīng)變硬化和包申格效應(yīng)分析制管前后屈服強(qiáng)度的變化，對(duì)于精確估算鋼管的屈服強(qiáng)度，保證管線鋼管質(zhì)量的穩(wěn)定是非常必要的。

采用控制軋制工藝，在一定的冷卻條件下，分別制造一卷API X70鋼板和兩卷具有不同顯微組織的X80鋼板，再用螺旋焊和電阻焊工藝分別將其制成鋼管后，取樣壓平，測試其屈服強(qiáng)度。制管和壓平過程采用的是拉伸－壓縮－拉伸或壓縮－拉伸－拉伸的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)，由此估算屈服強(qiáng)度，并與壓平鋼板實(shí)測的屈服強(qiáng)度進(jìn)行比較。通過試驗(yàn)及測試結(jié)果，估算鋼管外壁和內(nèi)壁的屈服強(qiáng)度，以驗(yàn)證制管后屈服強(qiáng)度估算方法的可行性。

2 試驗(yàn)方法

2.1 鋼板和制管工藝

本研究使用的鋼板是一卷API X70鋼板和兩卷最低屈服強(qiáng)度分別為483 MPa和552 MPa的X80鋼板。為方便標(biāo)識(shí)，制成螺旋焊管的X70和X80鋼板的試樣編號(hào)分別標(biāo)記為S7和S8，制成電阻焊管的X80鋼板的試樣編號(hào)標(biāo)記為E8。試驗(yàn)用API X70和X80鋼的化學(xué)成分見表1。

鋼板軋制時(shí)，采用高軋制壓下率（80%以上）以期達(dá)到整體晶粒細(xì)化的效果。軋制完成后，迅速冷卻并盤卷，然后再將熱軋板卷展平。將X70和X80鋼板采用與軋制方向呈30°的螺旋焊工藝分別制成Φ1 020 mm和Φ1 220 mm鋼管，將另一卷X80鋼板采用與軋制方向呈90°的電阻焊工藝制成Φ510 mm鋼管。API X70和X80鋼的軋制和制管條件見表2。

表1 API X70和X80鋼的化學(xué)成分 %

表2 API X70和X80鋼的軋制和制管條件

2.2 顯微組織分析

將展平鋼板拋光，并用2%硝酸溶液腐蝕，用光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡觀察縱橫向截面顯微組織。用圖像分析儀測量鋼板中顯微組織的體積分?jǐn)?shù)。

2.3 拉伸試驗(yàn)

在展平鋼板和由鋼管壓平至鋼板的壁厚中間位置截取拉伸試樣，取樣方向和位置如圖1所示。螺旋焊管和電阻焊管與軋制方向分別呈30°和90°。制備直徑為6 mm、標(biāo)距長度為30 mm的圓棒試樣，用100 kN萬能試驗(yàn)機(jī)按ASTM標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法以5×10-3s-1的應(yīng)變速率在室溫下試驗(yàn)。載荷下0.5%伸長率時(shí)的應(yīng)力為有連續(xù)屈服行為的鋼的屈服強(qiáng)度，而下屈服點(diǎn)為有不連續(xù)屈服行為的鋼的屈服強(qiáng)度。

圖1 拉伸試樣和雙循環(huán)模擬試驗(yàn)取樣方向和位置示意圖

2.4 估算鋼管屈服強(qiáng)度的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)

制管過程中變形量對(duì)鋼管的力學(xué)性能有很大的影響，本研究進(jìn)行了制管和壓平過程的拉伸－壓縮－拉伸（簡稱 T－C－T）或壓縮－拉伸－拉伸（簡稱C－T－T）的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)。在制管和壓平過程中，鋼管外壁和內(nèi)壁經(jīng)受不同的應(yīng)變，因此在拉伸試驗(yàn)前進(jìn)行拉伸－壓縮和壓縮－拉伸試驗(yàn)，分別模擬外壁和內(nèi)壁的應(yīng)變狀態(tài)。在展平鋼板的壁厚中間位置截取雙循環(huán)模擬試驗(yàn)試樣，取樣方向同展平鋼板或由鋼管壓平至鋼板的拉伸試樣（見圖1）。以往的試驗(yàn)結(jié)果表明，30°和90°方向拉伸性能具有各向異性，但包申格效應(yīng)差異很小。用萬能試驗(yàn)機(jī)按ASTM標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法對(duì)直徑為6.35 mm、標(biāo)距長度為12.5 mm的圓棒試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，用12.5 mm長的引伸計(jì)控制并測量模擬應(yīng)變。

制管和壓平過程中應(yīng)變梯度隨鋼板厚度的變化而變化，距鋼板厚度中心X處的應(yīng)變梯度可表示為

式中：ε（X）—距離X處的應(yīng)變；

D—鋼管外徑；

t—鋼板厚度；

X—距鋼板厚度中心的距離。

考慮到應(yīng)變隨鋼板厚度的位置而變化，制管和壓平過程的模擬試驗(yàn)采用1%、2%、3%和4%的預(yù)應(yīng)變。通過該試驗(yàn)對(duì)屈服強(qiáng)度進(jìn)行估算，并與壓平鋼板測得的實(shí)際屈服強(qiáng)度進(jìn)行比較。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 API X70和X80管線鋼板的顯微組織

3個(gè)試樣的掃描電鏡照片如圖2所示。由圖2可見，試樣由準(zhǔn)多邊形鐵素體（QPF）、針狀鐵素體（AF）、 粒狀貝氏體（GB）、 珠光體（P）和馬氏體-奧氏體（MA）組分組成。準(zhǔn)多邊形鐵素體強(qiáng)度相對(duì)較低，但韌性較高；針狀鐵素體是一種具有高強(qiáng)度兼有高韌性的顯微組織；粒狀貝氏體韌性低；珠光體強(qiáng)度高；MA組分是在較快的冷卻速率下形成的二次相，且具有高強(qiáng)度和低韌性。

對(duì)試樣中各種顯微組織進(jìn)行分類統(tǒng)計(jì)，結(jié)果見表3。由表3可以看出，S7和E8試樣由準(zhǔn)多邊形鐵素體、針狀鐵素體、粒狀貝氏體及少量珠光體和MA組成，E8試樣中的針狀鐵素體和粒狀貝氏體的體積分?jǐn)?shù)較高。

圖2 S7、S8和E8酸蝕試樣的SEM顯微照片

表3 API X70和X80鋼中各種顯微組織的體積分?jǐn)?shù)

SEM顯微照片中的MA組分和其他顯微組織之間很難區(qū)分，因此將試樣在LePera溶液中浸蝕。經(jīng)過浸蝕的S7、S8和E8試樣的光學(xué)顯微照片如圖3所示。圖3中MA組分和其他顯微組織（QPF、AF、GB 和 P）分別用亮白色和棕色進(jìn)行著色。

3.2 通過雙循環(huán)模擬試驗(yàn)估算鋼管外壁屈服強(qiáng)度

圖3 LePera溶液浸蝕后S7、S8和E8試樣的光學(xué)顯微鏡照片

展平鋼板和由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度檢測結(jié)果見表4。典型的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)曲線如圖4所示。圖4中包括拉伸、壓縮、拉伸曲線以及預(yù)應(yīng)變（εpre1、εpre2）、 預(yù)應(yīng)變對(duì)應(yīng)的流動(dòng)應(yīng)力、 拉伸屈服應(yīng)力（εy1、εy3）和壓縮屈服應(yīng)力（εy2）。 當(dāng)反轉(zhuǎn)由反向加載狀態(tài)獲得的下行壓縮曲線時(shí)，可以看見整個(gè)應(yīng)變過程。從這些曲線就可以確定包申格應(yīng)力的參數(shù)為

表4 API X70和X80展平鋼板和由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度

圖4 典型的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)曲線

本研究用BS對(duì)包申格效應(yīng)進(jìn)行量化。

在制管和壓平過程及隨后的展平鋼板的拉伸試驗(yàn)過程中，鋼管外壁受到拉伸－壓縮－拉伸應(yīng)變，且當(dāng)展平鋼板在拉伸－壓縮和壓縮－拉伸加載模式下受力時(shí)，出現(xiàn)兩次包辛格效應(yīng)（見圖 4）?？焖僮冃芜^程中包申格效應(yīng)隨預(yù)應(yīng)變（εpre）變化，因此用1%、2%、3%和4%的預(yù)應(yīng)變來模擬制管和壓平過程。E8試樣雙循環(huán)模擬試驗(yàn)獲得的應(yīng)力－應(yīng)變曲線如圖5所示，圖5中紅色壓縮曲線顯示出與快速變形曲線不同的行為。包申格效應(yīng)導(dǎo)致的屈服強(qiáng)度的降低，以及應(yīng)變硬化效應(yīng)，流動(dòng)壓力突然增加（瞬變部分），快速變形（穩(wěn)定部分）的流動(dòng)應(yīng)力顯示出類似的增加，這些結(jié)果均與先前的結(jié)果相吻合。預(yù)應(yīng)變分別為1%、2%、3%和4%時(shí)的壓縮曲線如圖6所示。由圖6可見，壓縮曲線的流動(dòng)行為幾乎是相同的，與拉伸預(yù)應(yīng)變無關(guān)。

圖5 E8試樣外壁雙循環(huán)模擬試驗(yàn)曲線

圖6 預(yù)應(yīng)變?yōu)?%、2%、3%和4%時(shí)的壓縮曲線

可用本構(gòu)方程將圖6中這些相似的流動(dòng)曲線方程化。表示塑性行為的主要本構(gòu)方程有Hollomon方程和Swift方程。由于Swift方程中有一個(gè)材料常數(shù)b作為補(bǔ)充項(xiàng)，因而Swift方程比Hollomon方程更能準(zhǔn)確地表示塑性行為。Swift方程為

式中：σ—流動(dòng)應(yīng)力；

εp—塑性應(yīng)變；

a—強(qiáng)度指數(shù)；

b—材料常數(shù)；

N—加工硬化指數(shù)。

將壓縮曲線與Swift方程擬合可獲得這些常數(shù)。當(dāng)拉伸預(yù)應(yīng)變?yōu)?%、壓縮預(yù)應(yīng)變?yōu)?%的壓縮曲線與Swift方程擬合時(shí)，可得到下列方程

與Swift方程擬合獲得的壓縮曲線如圖7所示，將擬合曲線與試驗(yàn)獲得的壓縮曲線進(jìn)行比較，可見這兩條曲線的吻合度較高。

圖7 與Swift方程擬合獲得的壓縮曲線和試驗(yàn)獲得的E8試樣外壁壓縮曲線對(duì)比

在拉伸－壓縮－拉伸試驗(yàn)中壓縮－拉伸加載的包申格效應(yīng)可用第二個(gè)包申格應(yīng)力參數(shù)（2ndBS）進(jìn)行量化（見圖4）。E8試樣外壁壓縮預(yù)應(yīng)變與2ndBS的關(guān)系如圖8所示。在圖8（a）中，變形初始階段2ndBS突然增大，但隨后增量逐漸減少，這是因?yàn)閴嚎s－拉伸加載的包申格效應(yīng)受拉伸－壓縮－拉伸試驗(yàn)中兩次包申格效應(yīng)的影響，在給定壓縮預(yù)應(yīng)變情況下，2ndBS隨著拉伸預(yù)應(yīng)變的增加而減小。圖8（b）是壓縮預(yù)應(yīng)變與2ndBS的對(duì)數(shù)關(guān)系，可見在對(duì)數(shù)坐標(biāo)內(nèi)2ndBS與壓縮預(yù)應(yīng)變成正比關(guān)系，故可用（5）式表示。

圖8 E8試樣外壁壓縮預(yù)應(yīng)變與2ndBS的關(guān)系

由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度就是拉伸－壓縮－拉伸試驗(yàn)的最后一條拉伸曲線的屈服強(qiáng)度（見圖5中綠色虛線圓圈所示）。Swift方程和2ndBS方程結(jié)合可估算出該屈服強(qiáng)度值。式 （2）中，包申格應(yīng)力參數(shù)由快速加載的流動(dòng)應(yīng)力和反向加載的屈服強(qiáng)度構(gòu)成，因而反向加載的屈服強(qiáng)度可以表示為

式（6）中σpre是圖5中壓縮曲線的最大應(yīng)力，可由 Swift方程的式（4）得到。將式（4）和式（5）代入式（6）， 可得到式（7）。

式（7）中，因鋼管壓平需要X%的應(yīng)變，εp可由式（1）獲得。 因此將式（1）代入式（7）可得到 E8試樣由鋼管壓平至鋼板的外壁屈服強(qiáng)度σy外。

用與E8試樣相同的方法計(jì)算S7和S8試樣的Swift方程和2ndBS方程，結(jié)果見表5。S7和S8試樣由鋼管壓平至鋼板的外壁屈服強(qiáng)度分別用式（9）和式（10）表示。

表5 API X70和X80鋼的Swift方程和包申格應(yīng)力參數(shù)方程

3.3 通過模擬試驗(yàn)估算鋼管內(nèi)壁屈服強(qiáng)度

在制管和壓平過程及隨后展平鋼板的拉伸試驗(yàn)過程中，鋼管內(nèi)壁受到壓縮－拉伸－拉伸應(yīng)變，包申格效應(yīng)發(fā)生在壓縮－拉伸加載過程中展平鋼板產(chǎn)生應(yīng)變時(shí)。用1%、2%、3%和4%的預(yù)應(yīng)變模擬制管和壓平過程，由E8試樣的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)獲得的應(yīng)力－應(yīng)變曲線如圖9所示。圖10為鋼管內(nèi)壁的拉伸和壓縮曲線、變形行為和1stBS。在壓縮－拉伸－拉伸曲線中，第一條拉伸曲線（紅線）顯示了瞬變部分和穩(wěn)定部分，其流動(dòng)行為幾乎相同，與壓縮預(yù)應(yīng)變無關(guān)（見如圖 10（a））。該流動(dòng)行為與圖6（a）的外壁拉伸－壓縮－拉伸曲線中的壓縮曲線（見圖10（b））流動(dòng)行為也類似。這是因?yàn)閄70和X80鋼的拉伸和壓縮行為主要與位錯(cuò)的結(jié)構(gòu)和移動(dòng)性有關(guān)。在快速變形過程中，這些鋼具有拉伸－壓縮對(duì)稱性，表現(xiàn)為相同的變形行為，無論拉伸或壓縮變形方向如何（見圖 10（c））。 因此， 1stBS在壓縮－拉伸－拉伸和拉伸－壓縮－拉伸曲線中是相同（見圖10（d）），因?yàn)榘旮裥?yīng)在兩條曲線中的作用是一樣的。出現(xiàn)相同的流動(dòng)曲線時(shí)很容易估算鋼管內(nèi)壁的屈服強(qiáng)度。

圖9 E8試樣內(nèi)壁的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)曲線

圖10 E8試樣內(nèi)壁的拉伸和壓縮曲線、變形行為和1stBS

因壓縮－拉伸－拉伸曲線中的第一條拉伸曲線與外壁的拉伸－壓縮－拉伸曲線中的壓縮曲線相同（見圖10（b）），因此用于外壁屈服強(qiáng)度估算的Swift方程也可用于內(nèi)壁屈服強(qiáng)度的估算。E8試樣的壓縮－拉伸－拉伸曲線中第一條拉伸曲線的Swift方程同樣可以用式（4）表示。

不同于外壁屈服強(qiáng)度的估算，內(nèi)壁屈服強(qiáng)度的估算可不考慮包申格應(yīng)力參數(shù)。這是由于拉伸－拉伸應(yīng)變過程中，包申格效應(yīng)對(duì)第二條拉伸曲線幾乎沒有影響，另外第二條拉伸曲線的流動(dòng)行為與第一條拉伸曲線相同。用載荷下產(chǎn)生0.5%伸長率時(shí)的應(yīng)力或0.2%殘余應(yīng)變方法直接測量屈服強(qiáng)度。在用載荷下產(chǎn)生0.5%伸長率確定應(yīng)力的方法中，從拉伸曲線可獲得應(yīng)變值，而0.2%殘余應(yīng)變方法在測量每種待測材料的彈性模量時(shí)有些困難。因此，給Swift方程（4）中增加0.5%應(yīng)變項(xiàng)來估算屈服強(qiáng)度，具體計(jì)算見式（11）。

將式（1）代入式（11）得到式（12）， 用于估算內(nèi)壁的屈服強(qiáng)度。

用與E8試樣相同的方法計(jì)算S7和S8試樣的Swift方程和2ndBS方程，結(jié)果見表5。S7和S8試樣由鋼管壓平至鋼板的內(nèi)壁屈服強(qiáng)度可用Swift方程、BS方程和預(yù)應(yīng)變方程分別表示為

3.4 估算和測試的屈服強(qiáng)度比較

計(jì)算的S7、S8和E8試樣由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度如圖11所示。3個(gè)試樣中，在拉伸－壓縮和壓縮－拉伸曲線中出現(xiàn)了兩次包申格效應(yīng)，因此外壁的屈服強(qiáng)度低于內(nèi)壁的屈服強(qiáng)度。隨著測量點(diǎn)從中心向外壁移動(dòng)，因制管和壓平過程中預(yù)應(yīng)變?cè)黾?，屈服?qiáng)度降低；隨著測量點(diǎn)從中心向內(nèi)壁移動(dòng)，因兩次拉伸加載產(chǎn)生的應(yīng)變硬化效應(yīng)覆蓋了一次包申格效應(yīng)，屈服強(qiáng)度增加。另外，由電焊管制成的E8試樣具有較大的制管應(yīng)變（t/D）（由于外徑較小），因此，E8試樣比S7和S8試樣的屈服強(qiáng)度變化量更大。

圖11 計(jì)算的S7、S8和E8試樣由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度

在圖11中距中心間隔±3 mm范圍內(nèi)取平均值時(shí)，估算的S7、S8和E8試樣的屈服強(qiáng)度分別為492 MPa、586 MPa和555 MPa。 這些數(shù)據(jù)與測量的由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度（表4中的504 MPa、586 MPa和530 MPa）吻合的較好，誤差不超過4.7%。

4 討 論

4.1 顯微組織對(duì)屈服強(qiáng)度的影響

當(dāng)展平鋼板經(jīng)過制管過程時(shí)，對(duì)鋼板沿不同厚度位置施加拉伸或壓縮應(yīng)力，鋼管的屈服強(qiáng)度由應(yīng)變硬化效應(yīng)和包申格效應(yīng)的競爭機(jī)制確定。鋼管的應(yīng)變硬化性能如圖12所示。S7和E8試樣的顯微組織主要由準(zhǔn)多邊形鐵素體組成，因此具有類似的應(yīng)變硬化性能；S8試樣的顯微組織是針狀鐵素體基體中含有MA組分，因此具有相當(dāng)高的應(yīng)變硬化性能（見圖12（a）），主要由準(zhǔn)多邊形鐵素體組成的S7和E8試樣具有類似的應(yīng)變硬化性能，而在針狀鐵素體基體中含有MA組分的S8試樣具有相當(dāng)高的應(yīng)變硬化性能（圖12（a））。S8試樣的高應(yīng)變硬化性能與主要組織為針狀鐵素體有關(guān)。S8試樣的1stBS高于S7和E8試樣，而S7和E8試樣的1stBS幾乎相同（見圖12（b））。由此可見，包申格效應(yīng)對(duì)S8試樣的作用比S7和E8試樣更顯著。

圖12 鋼管的應(yīng)變硬化性能

將S7和S8試樣進(jìn)行比較時(shí)，S7試樣由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度比展平鋼板的屈服強(qiáng)度低8 MPa，而 S8試樣則高 26 MPa（見表 4）。S7試樣中，包申格效應(yīng)突然增加時(shí)屈服強(qiáng)度降低，而應(yīng)變硬化效應(yīng)并不大。S8試樣中，應(yīng)變硬化效應(yīng)相當(dāng)大時(shí)屈服強(qiáng)度增加，而在制管應(yīng)變小于2%的情況下包申格效應(yīng)與S7試樣差別不大。這些結(jié)果表明，含有針狀鐵素體和MA組分的試樣（如S8試樣）在相同的制管工藝條件下可使屈服強(qiáng)度的降低達(dá)到最小，因其應(yīng)變硬化效應(yīng)大于含有準(zhǔn)多邊形鐵素體的試樣?？梢?，X80鋼屈服強(qiáng)度的降低小于含有針狀鐵素體或準(zhǔn)多邊形鐵素體的X70鋼。

4.2 制管工藝對(duì)屈服強(qiáng)度的影響

影響制管前后屈服強(qiáng)度的其他參數(shù)包括制管工藝和制管應(yīng)變（t/D）。當(dāng)用螺旋焊工藝將展平鋼板制成鋼管時(shí)，在通過數(shù)個(gè)軋制機(jī)組過程中，鋼板經(jīng)受相對(duì)均勻和簡單的變形，而用具有不同規(guī)格軋制機(jī)組的電阻焊工藝將展平鋼板制成鋼管時(shí)，鋼板經(jīng)受非均勻且復(fù)雜的變形。螺旋管的直徑大于電阻焊管，而因不同的制管方向（30°和90°），電阻焊管的t/D較大。S7和E8試樣由鋼管壓平至鋼板的屈服強(qiáng)度比展平鋼板分別低8 MPa和47 MPa（見表4）。這是因?yàn)镋8試樣在預(yù)應(yīng)變?yōu)?%～2%范圍內(nèi) 1stBS突然增加（見圖 12（b））。因此，具有相對(duì)較大包辛格效應(yīng)和小的應(yīng)變硬化效應(yīng)的鋼，制成螺旋管比電阻焊管的屈服強(qiáng)度的降低相對(duì)更少一些。但當(dāng)包申格效應(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)同時(shí)較大時(shí)，制成電阻焊管的屈服強(qiáng)度的變化也是可以接受的。

4.3 估算屈服強(qiáng)度的應(yīng)用

在制管過程中，展平鋼板通常要經(jīng)受各種變形過程，如拉伸、壓縮、彎曲等。一般情況下，單向拉伸－壓縮變形代表了包申格效應(yīng)。因此可以用簡單的彎曲來估算沿圓周方向的制管過程，測量和估算的鋼管屈服強(qiáng)度之間的差異很小（最大4.7%）。這就意味著這種情況下可以不考慮雙向拉伸－壓縮變形或剪切變形。

本研究中通過制管和壓平過程的拉伸－壓縮－拉伸或壓縮－拉伸－拉伸雙循環(huán)模擬試驗(yàn)來計(jì)算1stBS和2ndBS。制管前后屈服強(qiáng)度的變化可通過比較三個(gè)試樣的1stBS及分析顯微組織來定性的估算，也可結(jié)合2ndBS、Swift方程和預(yù)應(yīng)變方程來定量的估算。在這些估算屈服強(qiáng)度的方程中，2ndBS和Swift方程中包含了顯微組織因素，預(yù)應(yīng)變方程中包含了制管工藝因素。

測量和估算的屈服強(qiáng)度之間存在小差異的原因與本估算方法有關(guān)：①雖然認(rèn)為對(duì)數(shù)坐標(biāo)中包申格應(yīng)力參數(shù)與預(yù)應(yīng)變成線性比例關(guān)系，但不是完全的比例關(guān)系；②流動(dòng)曲線與Swift方程很好地吻合，但兩者之間還是有些差異；③由復(fù)雜的電阻焊制管工藝制成的E8試樣比由相對(duì)簡單的螺旋焊制管工藝制成的S7和S8試樣誤差范圍大些。這是因?yàn)殡娮韬腹苎厍芯€方向的流動(dòng)性能可能不均勻。

這些原因造成測量和估算的屈服強(qiáng)度不同，但本研究中提出的估算方法可應(yīng)用于不同的結(jié)構(gòu)材料以及管線鋼制管過程中，具有重復(fù)拉伸和壓縮應(yīng)變的變形過程。

4.4 估算屈服強(qiáng)度的優(yōu)缺點(diǎn)

4.4.1 估算方法的局限性

（1）在拉伸和壓縮試驗(yàn)過程中，測試材料的拉伸和壓縮變形行為必須相同。但實(shí)際材料，如鋼、鈦合金、金屬基復(fù)合等材料中存在拉壓強(qiáng)度差（SD）效應(yīng)。在目前的X70和X80鋼中，因在非奧氏體再結(jié)晶區(qū)域內(nèi)很難形成馬氏體，且經(jīng)高軋制壓下率（80%以上）軋制，晶粒被細(xì)化，殘余應(yīng)力和晶?？赡懿粫?huì)產(chǎn)生方向性。因此，目前的X70和X80鋼的拉伸和壓縮屈服強(qiáng)度是相同的，且流動(dòng)應(yīng)力在不超過10 MPa的誤差范圍內(nèi)幾乎是相同的（見圖 10（c））。

（2）在不同的預(yù)應(yīng)變下，反向流動(dòng)曲線一定近乎相同。在某些孿晶誘導(dǎo)塑性（TWIP）鋼和雙相鋼中，反向流動(dòng)曲線并不總是相同的。在某些相變誘導(dǎo)塑性（TRIP）輔助的雙相鋼中，由于消除應(yīng)力而使包申格效應(yīng)幾乎可以忽略不計(jì)，反向屈服強(qiáng)度隨著預(yù)應(yīng)變的增加而增加。在這些情況下，因?yàn)椴荒苡肧wift方程公式化，因此不能使用該估算方法。另一方面，因反向流動(dòng)曲線總是相同的，本研究中的管線鋼可用Swift方程公式化。因SD效應(yīng)很小且反向流動(dòng)曲線可用一條曲線表示，因此管線鋼的屈服強(qiáng)度可用提出的估算方法來有效地估算。

4.4.2 估算方法的優(yōu)勢

（1）X70和X80管線鋼板在制管和壓平后的屈服強(qiáng)度可用展平鋼板的拉伸/壓縮性能進(jìn)行估算，并可在展平鋼板的基礎(chǔ)上預(yù)測鋼管屈服強(qiáng)度的變化。

（2）應(yīng)變硬化效應(yīng)和包申格效應(yīng)可通過制管和壓平過程的雙循環(huán)模擬試驗(yàn)進(jìn)行評(píng)估，從而可開發(fā)出提高應(yīng)變硬化效應(yīng)、并使包申格效應(yīng)最小化的有效方法。

（3）因包申格應(yīng)力參數(shù)、Swift方程和預(yù)應(yīng)變方程中均包含顯微組織因素和制管因素，因此，不需要再額外考慮其影響。

4.4.3 估算方法的缺點(diǎn)

（1）因電阻焊管的工藝比螺旋管復(fù)雜，因此電阻焊管中可能會(huì)出現(xiàn)問題。

（2）對(duì)于經(jīng)常會(huì)產(chǎn)生SD效應(yīng)且反向流動(dòng)曲線不能形式化的TRIP和雙相鋼等材料，使用該估算方法有局限性。

5 結(jié) 論

（1）準(zhǔn)多邊形鐵素體、針狀鐵素體和馬氏體－奧氏體組分的體積分?jǐn)?shù)是影響制管前后屈服強(qiáng)度的主要顯微組織參數(shù)。含有針狀鐵素體和馬氏體－奧氏體組分的鋼使屈服強(qiáng)度的降低達(dá)到最小，因?yàn)槠鋺?yīng)變硬化效應(yīng)大于含有準(zhǔn)多邊形鐵素體的鋼，而包申格效應(yīng)變化不大。

（2）制管工藝和制管應(yīng)變（t/D）是影響屈服強(qiáng)度的重要制造參數(shù)。在具有大的包申格效應(yīng)和小的應(yīng)變硬化效應(yīng)的鋼中，螺旋管較電阻焊管具有使屈服強(qiáng)度的降低達(dá)到最小的優(yōu)點(diǎn)。當(dāng)包申格效應(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)兩者都很大時(shí)，甚至電阻焊管都可能大大阻止屈服強(qiáng)度的降低。

（3）雙循環(huán)模擬試驗(yàn)結(jié)果表明，Swift方程和包申格應(yīng)力參數(shù)相結(jié)合可估算管子外壁或內(nèi)壁的屈服強(qiáng)度。這些估算的屈服強(qiáng)度與測量的由管子壓平鋼板的屈服強(qiáng)度吻合很好，誤差不超過4.7%。

（4）利用展平鋼板的拉伸/壓縮性能可預(yù)先估算制管前后屈服強(qiáng)度的變化，因?yàn)槔瓑簭?qiáng)度差效應(yīng)很小，且反向流動(dòng)曲線可由一條曲線表示。因此，目前的估算方法對(duì)控制顯微組織和制造工藝參數(shù)以使管線鋼鋼板屈服強(qiáng)度的降低達(dá)到最小起到了重要作用。

譯自：SOHN S S，HAN S Y,SANG Y S,et al.Analysis and estimation of the yield strength of API X70 and X80 linepipe steels by double-cycle simulation tests[J].Metals and Materials International，2013，19（3）：377-388.

Analysis and Estimation of the Yield Strength of API X70 and X80 Linepipe Steels by Double-cycle Simulation Tests

Edited and Translated by FANG Wei， LYU Hua， XU Ting， XU Xiaofeng
（CNPC Tubular Goods Research Institute,Xi’an 710077,China）

TG142.1

A

10.19291/j.cnki.1001-3938.2017.01.012

2016-10-16

編輯：汪翰云

質(zhì)檢公益性行業(yè)科研專項(xiàng)經(jīng)費(fèi)資助項(xiàng)目“橋梁纜索用鋼等23項(xiàng)國際標(biāo)準(zhǔn)研制——石油天然氣工業(yè)油氣井套管或油管用鋼管等5項(xiàng)國際標(biāo)準(zhǔn)研制”（項(xiàng)目號(hào)201510205-03）。

方 偉（1968—），女，高級(jí)工程師，碩士，主要從事石油管材的標(biāo)準(zhǔn)化工作。