晏利君，祝 鵬，劉 宇，李玉卓，鄒 峰，葉 剛

(1.中油管道機械制造有限責任公司，河北 廊坊 065000；2.中國石油天然氣管道科學研究院有限公司，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，在強震區(qū)、凍土區(qū)、活動斷裂帶等大位移地區(qū)建設的油氣管道逐漸采用基于應變設計方法[1-3]。管道設計時需考慮鋼管的環(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]。基于應變設計管道的研究任務之一就是評價管線鋼變形時的屈服強度及特征，以保證大位移條件下的管道結構安全[7-8]。研究發(fā)現，金屬材料預應變后，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，且材料強度越高，兩者差異越大[9-11]。目前，關于預應變對X70大變形管線鋼屈服特征及強度影響的研究報道很少，相關試驗標準也未對預應變后管線鋼屈服強度的測定方法做出規(guī)定。

本文對X70大變形管線鋼進行室溫單向預拉伸和預壓縮應變處理，然后卸載，并再次拉伸至斷裂，以工程應力-應變曲線為基礎，研究不同預應變方式和預應變量對X70大變形管線鋼屈服特征、強度及伸長率的影響，探討預應變后管線鋼的屈服強度限值判定，為管道設計和管線鋼安全性評價提供參考。

1 試 驗

試驗材料取自國內某鋼廠生產的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，化學成分(質量分數/%)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。為避免試樣預壓縮試驗時出現失穩(wěn)現象，采用全長橫截面積相等的圓棒試樣，其直徑6.4 mm、標距25 mm。在MTS 810型材料試驗機上完成試樣單向預應變處理及拉伸試驗，采用標距為25 mm的引伸計測量變形，試驗過程采用試驗機橫梁位移控制，速率為0.0015 mm/s，記錄應力、應變及加載曲線等。

首先對試樣進行一次室溫單向預拉伸和預壓縮應變處理，然后卸載，重新標記預應變試樣的標距，測量標距內直徑，將該直徑作為再次拉伸試驗的原始直徑，重新裝夾預應變試樣并單向拉伸至斷裂。

考慮到管線鋼在生產制造、服役、深加工等過程中的實際塑性變形或應變較小[12-14]，因此控制預拉伸和預壓縮的實際應變量小于2.5%，實際應變的控制目標值為±0.25%、±0.5%、±0.75%、±1.0%、±1.25%、±1.5%、±1.75%、±2.0%，其中“+”表示預拉伸，“-”表示預壓縮。由于采用試驗機橫梁位移控制總應變ε1，管線鋼的ε1大小難以精確控制，加之彈性應變ε2的影響，所以實際應變ε3與目標值之間存在一定的偏差。

2 結果與分析

2.1 預應變對應力-應變曲線的影響

圖1和圖2分別為X70大變形管線鋼單向預拉伸和預壓縮的工程應力-應變曲線。由圖1可知，當應變ε小于0.5%時，不同預拉伸實際應變ε3下，管線鋼的應力-應變曲線幾乎完全重合，彈性變形和屈服變形特征基本相同。從應力隨應變的變化特征來看，當應變ε大于0.5%后，同一應變ε下，ε3越大，管線鋼的強度越低，但彼此差值較小，形變強化特征基本相同。由圖2可知，不同預壓縮實際應變ε3下，管線鋼的所有應力-應變曲線幾乎完全重合，彈性變形和屈服變形特征基本相同，預壓縮應變量的變化沒有明顯影響管線鋼的彈性和塑性性能，但形變強化能力隨著應變的增加而增大。比較圖1和圖2可知，在相同預應變量下，管線鋼預壓縮時的強度高于預拉伸時的強度。

圖1 X70大變形管線鋼單向預拉伸工程應力-應變曲線

圖2 X70大變形管線鋼單向預壓縮工程應力-應變曲線

X70大變形管線鋼預拉伸應變處理后再次進行拉伸試驗，其拉伸工程應力-應變曲線如圖3所示。未預應變試樣的拉伸應力-應變曲線為平滑的“Round house”型，沒有屈服平臺，呈連續(xù)屈服特征[15-16]。預拉伸應變試樣的應力-應變曲線特征與未預應變試樣的相似，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，屈服階段的形變強化能力降低。預拉伸應變處理后再次拉伸，管線鋼的彈性變形能力增加，屈服特征發(fā)生明顯變化，在應變ε小于0.5%就發(fā)生屈服變形，屈服點位置前移，初始屈服強度提高，且高于未經預應變處理試樣的強度。ε3越小，管線鋼的初始屈服點越靠前，初始屈服強度及應變越小，規(guī)定總延伸強度Rt0.5已不能準確表征預拉伸應變管線鋼的真實屈服強度，也不適用于表示其屈服強度的限值。隨著ε3增大，管線鋼的屈服點逐漸后移，除ε3為+1.60%外，在應變ε=0.4%時，管線鋼均進入真實屈服狀態(tài)，以ε=0.4%繪制的垂線與應力-應變曲線的交點基本為管線鋼的實際屈服點，且Rt0.4大于485 MPa，Rt0.4較準確地表征了預拉伸應變管線鋼的真實屈服強度，因此，可以選擇0.4%應變條件下的應力Rt0.4作為預拉伸應變X70大變形管線鋼的屈服強度的限值。由圖3可知，規(guī)定塑性延伸強度Rp0.2偏離于管線鋼的真實屈服點，不同預應變量下，Rp0.2比Rt0.4大15 MPa左右，可見Rp0.2也不能準確表征預拉伸應變管線鋼的真實屈服強度。隨著應變ε的增加，管線鋼的形變強化能力及應力水平逐漸增加，管線鋼的形變強化特征趨于相同。

圖3 X70大變形管線鋼預拉伸后的拉伸工程應力-應變曲線

X70大變形管線鋼預壓縮應變處理后再次進行拉伸試驗，其拉伸工程應力-應變曲線如圖4所示。由圖4可以看到，管線鋼的應力-應變曲線同樣為平滑的“Round house”型，沒有屈服平臺，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，屈服階段覆蓋的應變范圍增大。預壓縮應變處理后再次拉伸，管線鋼的彈性變形能力下降，沒有明顯的線彈性變形階段，在應變ε小于0.1%就發(fā)生屈服變形，初始屈服強度降低，相同應變下，其強度明顯低于未經預應變處理試樣的強度，表現出明顯的屈服軟化現象[17-18]。在管線鋼屈服變形階段，其屈服應力隨著ε3的增加而逐漸降低，但ε3小于-0.62%后，屈服應力的降幅很小，應力-應變曲線趨于相同的變化特征，且強度并沒有隨著預應變量的增加而發(fā)生明顯變化。應變ε=0.88%時，所有預壓縮應變管線鋼的強度均達到485 MPa，滿足X70大變形管線鋼的屈服強度的限值要求，所以可以選擇0.88%應變條件下的應力Rt0.88作為預壓縮應變X70大變形管線鋼的屈服強度的限值，此時，對應的規(guī)定塑形延伸率為0.63%。隨著應變ε的增加，管線鋼的形變強化能力及應力水平逐漸增加，當ε大于2.0%以后，幾乎所有的應力-應變曲線趨于重合，管線鋼的形變強化特征趨于相同。

圖4 X70大變形管線鋼預壓縮后的拉伸工程應力-應變曲線

2.2 預應變對彈性應變的影響

回彈是金屬材料塑性變形過程中的固有現象，X70大變形管線鋼單向預拉伸和預壓縮應變處理并卸載后，材料發(fā)生回彈變形，材料回彈應變量的大小影響其實際應變。試驗中通過測定不同預應變下管線鋼的彈性應變ε2，為間接控制其實際應變ε3提供參考。不同預應變下X70大變形管線鋼的彈性應變ε2與總應變ε1的變化關系曲線如圖5所示。預拉伸應變時，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。預壓縮總應變ε1小于-1.62%時，隨著ε1的增大，ε2呈線性增大；ε1為-1.62%～-2.12%時，ε2均保持為0.34%，可見X70大變形管線鋼在一定的預壓縮應變量范圍內，彈性應變具有穩(wěn)定不變的特性；ε1大于-2.12%時，ε2隨ε1的增大而繼續(xù)增大，結合曲線各點變化趨勢來看，ε2值的增幅逐漸減小。總體來看，X70大變形管線鋼的彈性應變隨預應變量的增大而增大。

圖5 X70大變形管線鋼的彈性應變-總應變曲線

2.3 預應變對強度的影響

X70大變形管線鋼預應變處理后再次進行拉伸試驗，其強度與實際應變的變化關系曲線如圖6所示，選取了不同應變ε下的強度進行比較。圖6中Rf為管線鋼單向預應變后的卸載強度，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變ε2相似。預拉伸應變處理并再次拉伸，即同向變形，隨著ε3的增大，管線鋼的規(guī)定塑性延伸強度Rp0.2和規(guī)定總延伸強度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，同時不同應變下Rt之間的差值逐漸減小，并趨于相同。預壓縮應變處理并再次拉伸，即反向變形，隨著ε3的增大，Rt逐漸降低，不同應變下Rt之間的差值變化較為穩(wěn)定；當ε3=-1.0%時，Rp0.2出現最大值為473 MPa，ε3=-2.26%時，Rp0.2出現最小值為455 MPa，相比較于未預應變試樣的Rp0.2=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，可見預壓縮應變量對Rp0.2的影響較小。從預應變對管線鋼強度的影響來看，相同應變下管線鋼預壓縮時的強度顯著低于預拉伸時的強度，管線鋼預拉伸應變后具有明顯的加工硬化特點，而預壓縮應變后具有明顯的屈服軟化現象。未預應變試樣的抗拉強度Rm為700 MPa，而ε3=+1.99%時，Rm出現最小值為694 MPa，ε3=-2.26%時，Rm出現最大值為719 MPa，可見預應變方式和預應變量對管線鋼的抗拉強度影響較小且沒有規(guī)律，預應變處理不會導致管線鋼的抗拉強度明顯升高或降低。顯然，預拉伸應變使得管線鋼的屈強比增大，預壓縮應變使得管線鋼的屈強比降低。

圖6 X70大變形管線鋼的強度-實際應變曲線

2.4 預應變對伸長率的影響

X70大變形管線鋼預應變處理后再次進行拉伸試驗，不同實際應變ε3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結果可以看到，隨著ε3的增大，A和AUEL沒有產生明顯的規(guī)律性變化特點。當ε3=-1.28%時，A最小為23.8%，其降幅為17.6%，而其他A均大于25.0%。管線鋼預應變處理后，AUEL總體上有一定的降低，其最小值為10.6%，相比較于未預應變試樣的11.6%，降幅僅為8.6%。由此可見，預應變對X70大變形管線鋼的伸長率影響較小，預應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度裕量。

3 結 論

1)同種單向預應變時，不同預應變量下管線鋼的彈性變形、屈服變形和形變強化特征基本相同；相同預應變量下管線鋼預壓縮時的強度高于預拉伸時的強度；彈性應變總體上隨預應變量的增大而增大。

2)預拉伸應變后再次拉伸時，管線鋼的彈性變形能力和初始屈服強度提高，在應變ε小于0.5%就發(fā)生屈服變形，屈服點位置前移，加工硬化特點顯著，Rt0.5和Rp0.2不能準確表征真實屈服強度，而Rt0.4較準確的表征了真實屈服強度，可將Rt0.4作為預拉伸管線鋼屈服強度的限值；隨著預拉應變量的增大，Rp0.2、Rt(Rt0.5、Rt0.6、Rt0.7、Rt0.8)和屈強比逐漸增大。

3)預壓縮應變后再次拉伸時，管線鋼的彈性變形能力和初始屈服強度下降，在應變ε小于0.1%就發(fā)生屈服變形，屈服軟化現象明顯，應變ε=0.88%時，強度均達到485 MPa，可將Rt0.88作為預壓縮管線鋼屈服強度的限值；隨著預壓應變量的增大，Rt和屈強比逐漸減小，而Rp0.2沒有明顯增大或減小。

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