海洋的油气储量约占全球总储量的70%,陆地油气资源日渐枯竭使开采延伸向海洋。在海底采运油气所用的管线钢管不仅承受自重和管内介质等工作载荷,还承受浪、流等环境载荷。这些因素,要求用于海底的管线钢具有更优异的综合力学性能。因此,开发具有大变形、高强度、良好的低温韧性、可焊性和耐腐蚀性等优异性能的管线钢已成为重要的研究方向。
为了满足海底管道严苛的综合性能要求,使用的钢材须具有由合适比例的“软相”和“硬相”构成的双相组织,以实现强度、塑性和韧性的最佳匹配。目前国内外对大变形管线钢的研究,主要集中在“铁素体/贝氏体”(F/B)、“针状铁素体/少量M/A岛”(AF/M/A岛)的低强度级别钢和“贝氏体/少量M/A岛”(B/M/A岛)的高强度级别钢[1~3]。虽然F/B双相钢具有优异的抗大变形性能,但是在轧制过程中容易生成对低温韧性不利的带状组织。AF/M/A岛双相钢具有优异的低温韧性,但是变形性能不理想[4, 5]；这两种钢的组织,都不能使其抗大变形性能和低温韧性最优化。“针状铁素体/多边形铁素体”(AF/PF)双相钢不仅具有F/B双相钢的变形能力,还能避免在轧制过程中产生带状组织缺陷[6, 7]。因此,开发AF/PF双相管线钢厚板以满足对海底管线钢综合性能的严苛要求。
双相管线钢各相的体积分数和晶粒尺寸对其综合力学性能有显著的影响。针对F/B双相管线钢的组织调控及相体积分数对应变能力的影响,已有许多研究[8~12]。汤忖江等[8, 9]结合修正C-J分析,将F/B双相管线钢的应变硬化行为划分成二阶段或三阶段；吉玲康等[13, 14]发现,与Hollomon公式相比应力比能更准确的描述X70抗大变形管线钢的形变强化特性；王明明等[7]发现,PF含量的提高能改善AF/PF管线钢的延展性和低温韧性。但是,关于AF/PF双相组织中的相体积分数对其应变行为的影响,还不甚清楚。鉴于此,本文对X70管线钢进行临界区热处理调控,制备不同铁素体(PF)体积分数的AF/PF双相钢,对其进行拉伸实验,研究其变形行为,分析PF体积分数与屈强比、应力比和形变机制之间的关系,并研究其对AF/PF双相管线钢应变能力的影响。
1 实验方法
实验用材料为商用X70管线钢,其化学成分(质量分数,%)为：C 0.055,Si 0.23,Mn 1.58,Cr 0.20,Ni 0.36,Nb 0.038,Ti 0.016,S 0.001,P 0.011,余量为Fe。使用Formastor-F型热膨胀仪测出其相变温度Ac3为847℃,Ac1为770℃。
对X70管线钢进行临界区热处理(图1),制备出不同PF体积分数的AF/PF双相钢。先将1#~4#实验钢加热到1000℃,保温45 min后水冷；然后将2#~4#钢分别加热到790、810、830℃,保温30 min后空冷,以使其PF的体积分数不同。
图1
沿钢板纵向切取样品,将其机械研磨和抛光后用4%的硝酸酒精溶液侵蚀,用Zeiss LSM 700型光学显微镜(OM)观察显微组织。将观察后的金相样品进行电解抛光,在Zeiss ULTRA 55 FE扫描电子显微镜下进行电子背散射衍射(EBSD)分析,步长为0.4 μm,使用CHANNEL-5软件包处理实验数据。在相应的金相样品上切取透射电镜(TEM)样品,将其机械研磨至50 μm后用8%高氯酸酒精溶液电解双喷,双喷液的温度约为-25℃,电压为18 V,用Talos场发射透射电镜观察其精细组织结构。
沿钢板横向切取拉伸试样,其直径为5 mm,标距为25 mm,按照国家标准GB/T228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》用Schenck-100kN型液压伺服拉伸试验机测试性能,测试温度为室温,使用引伸计记录试样的应力-应变曲线。
2 实验结果
2.1 显微组织
图2
图2
实验用钢不同热处理后的显微组织
Fig.2
Microstructures of experimental steels after different heat treatment (a) 1#, (b) 2#, (c) 3#, (d) 4#
图3
图3
1#钢的AF组织和4#钢PF组织的透射电镜照片
Fig.3
TEM micrographs of (a) AF in 1# steel and (b) PF in 4# steel
利用EBSD分析了1#、2#和4#三种不同PF体积分数实验钢的晶粒取向差、有效晶粒尺寸和几何必要位错密度(GND),结果如图4所示。图4a~c分别给出了1#、2#和4#实验钢沿轧制方向的晶粒取向分布(IPF),图中的红色表示取向方向为<001>,绿色表示取向方向为<101>,蓝色表示取向方向为<111>。由此可见,不同PF体积分数的实验钢其晶粒取向明显不同。图4d~f分别给出了这三种实验钢的晶粒取向差分布,绿色线条代表小角度晶界(LAGBs),其取向差为2°~15°,黑色线条代表大角度晶界(HAGBs),其取向差大于15°。依据晶粒取向差异统计了三种钢的有效晶粒尺寸和大、小角度晶界比例,结果如图4j和4k所示。可以看出,随着临界区温度的提高,PF的体积分数随之提高,有效晶粒尺寸增大,小角度晶界的占比降低。几何必要位错密度(GND)表征塑性变形引入的晶格畸变,反映出非晶格变形和均匀变形的程度[11, 15, 16]。图4g~i分别给出了这三种实验钢中GND的分布。统计结果表明,随着PF体积分数的增大,1#钢的GND数值从3.75降至2#钢的1.85,4#钢的GND数值为0.65。这表明,随着临界区温度的提高,PF体积分数增大而GND值降低。
图4
图4
1#、2#和4#钢的EBSD分析结果
Fig.4
inverse pole figure (IPF) for 1# (a)、2# (b) and 4# (c) sample; Misorientation distribution maps of grain boundary for 1# (d)、2# (e) and 4# (f) sample; geometrically necessary dislocations (GND) densities for 1# (g)、2# (h) and 4# (i) sample; (j) the average grain size of 1#、2# and 4# sample; (k) the frequency of LAGBs and HAGBs at 1#、2# and 4# sample; (l) the frequency of GND at 1#、2# and 4# sample
2.2 力学性能
表1列出了不同PF体积分数实验钢的力学性能。可以看出,随着钢中PF体积分数的提高,屈服强度和抗拉强度降低。屈服强度由1#钢完全AF组织的642 MPa降至4#钢PF含量为24%的334 MPa,抗拉强度由746 MPa降至529 MPa。但是,实验钢的均匀延伸率、总延伸率和应变硬化指数(n值)却随着PF含量的提高而提高；PF含量提高后屈强比的变化显著,由完全AF组织的0.86降至0.65。
表1 实验用钢的力学性能
Table 1
| Steels | RP0.5 /MPa | Rm /MPa | UEL /% | TEL /% | Yield ratio | n |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 1# | 642 | 746 | 5.2 | 17.5 | 0.86 | 0.152 |
| 2# | 377 | 584 | 16.1 | 34.0 | 0.65 | 0.186 |
| 3# | 363 | 561 | 18.3 | 36.0 | 0.65 | 0.200 |
| 4# | 334 | 529 | 19.5 | 38.0 | 0.63 | 0.220 |
图5
3 讨论
3.1 微观组织对力学性能的影响
在AF/PF双相管线钢中,AF充当“硬相”,PF充当“软相”。从表1可见,软相PF对实验钢的力学性能有显著的影响。随着软相PF含量的提高,钢的塑性和应变硬化指数(n值)随之提高,强度有一定程度的降低。这种变化,符合通常双相钢的力学性能混合定律。对于本文的四种实验钢,单相AF钢的强度最高但是塑韧性较差,而AF/PF双相钢的延伸率是单相AF钢的2~4倍。对比四种实验钢的强度、延伸率和n值可见,PF含量为8%的双相钢其综合力学性能最优。力学性能的变化决定于微观组织的变化。本文研究的不同PF体积分数的实验钢,其微观组织有三种变化：一是随着PF体积分数的提高,有效晶粒尺寸增大(图4j)。晶粒尺寸越小,阻碍塑性变形过程中位错运动的障碍(晶界)越多,晶界对位错源开动的阻力增大,由此引发的可动位错数目降低使材料的塑性降低。1#钢具有细小的AF组织,强度提高但是塑性不理想,而随着大尺寸晶粒的PF含量的提高2#和4#钢的塑性明显改善。二是随着PF体积分数的提高,小角度晶界的占比降低,大角度晶界占比提高(图4k)。其原因是,多边形铁素体的晶界为大角度晶界,而针状铁素体板条束界面间大都为小角度晶界。因此,PF体积分数的提高使HAGB的比例提高而LAGB的比例降低。三是随着PF体积分数的提高实验钢中的几何必要位错密度(GND)相应降低(图4l)。发生此现象的原因是：奥氏体(γ)向多边形铁素体(PF)转变的过程属于扩散型相变,在该冷却过程中不会发生严重的塑性变形,对周围晶格造成的畸变远小于奥氏体(γ)向针状铁素体(AF)转变的这一半扩散型相变。因此,PF体积分数的提高必然使试样中的几何必要位错密度(GND)降低。几何必要位错密度(GND)是维持两相间协调变形的纽带,在塑性变形过程中GND将聚集和重排。因此,钢中初始状态的GND数值越大则发生塑性变形时其所能容纳位错的能力越小,即PF含量越高的实验钢其塑性增强、延伸率提高。
3.2 PF含量对应变能力参数的影响
管线钢的变形能力通常用应力比、屈强比、均匀延伸率和应变硬化指数(n值)等表征。应力比常用的表达形式有Rt1.5/Rt0.5,Rt2/Rt1和Rt5/Rt1,其中Rt1~Rt5分别表示发生1%~5%应变时的应力。屈强比,即Rt0.5/Rm,通常用于表征管线钢开始塑性变形到最后断裂前的形变容量。塑性形变阶段对进一步形变的抵抗能力,可用应变硬化指数(n值)表征,提高管线钢的n值是提高其变形能力的有效途径。对于大变形管线钢,在高强韧性基础上较高的应力比、均匀延伸率、n值以及较低的屈强比是体现其优异应变能力的重要指标。
图6给出了四种实验钢中PF含量对工程应力的影响。可以看出,随着PF体积分数的提高Rt0.5、Rt1、Rt1.5、Rt2、Rt5和Rm均随之降低。图7给出了PF体积分数对应力比和屈强比的影响。由图7可见,不同PF体积分数实验钢的应力比曲线明显不同。PF含量由1#钢的0%提高到2#钢8%,应力比Rt1.5/Rt0.5、Rt2/Rt1、Rt5/Rt1均随之大幅度提高,而屈强比Rt0.5/Rm快速降低。PF体积分数高于8%时,PF体积分数的提高对应力比没有明显的影响。这一结果与文献[8, 17]中的结果不同,随着PF/B双相管线钢中PF体积分数的提高屈强比先降低后提高,而其余应力比参数先升高后下降。二者的不同,可能与两相的应变硬化能力有关。
图6
图6
PF体积分数对实验用钢工程应力的影响
Fig.6
Effect of volume fraction of PF on engineering stress of experimental steels
图7
图7
PF体积分数对应力比和屈强比的影响
Fig.7
Effect of volume fraction of PF on stress ratio and yield ratio of experimental steels
应变硬化指数(n值)反映了金属材料抵抗均匀塑性变形的能力,是表征金属材料应变硬化行为的性能指标。对Hollomon关系式取对数,可得n与σ、ε以及K的关系
式中n为应变硬化指数,σ为真应力,ε为真应变,K是强度系数。
图8
图8
实验用钢的屈强比、应力比和延伸率与应变硬化指数的关系
Fig.8
Relationships between yield ratio, stress ratio, elongation and strain hardening exponent of experimental steels (a) yield ratio vsn value; (b) stress ratio vsn value; (c) elongation vsn value
上述关系式表明,UEL与n值的线性拟合结果(90.3%)更加准确。可以看出,n值能很好的预测均匀塑性变形阶段的延伸率,但是不能预测总延伸率。
3.3 塑性变形过程中的应变硬化行为
材料的应变硬化行为可用来分析塑性变形机制,目前用来分析双相钢的应变硬化特性的经验公式有 Hollomon分析、C-J分析(Diffierential Crussard-Jaoul analysis)和修正C-J分析(Modified Crussard-Jaoul analysis)[18~24]。与C-J分析相比,修正C-J分析更适合于分析双相钢的应变硬化行为[25, 26]。例如,文献[23, 27]用Hollomon分析解释双相钢的变形行为。双相钢中两相的变形可分为四个阶段：(1)两相的弹性变形,(2)仅软相的塑性变形,(3)两相的协调变形,(4)相界面的脱聚或硬质相的断裂[28]。据此,本文用Hollomon分析、各应变条件下的应变硬化率的变化行为以及修正C-J分析对AF/PF双相钢的应变硬化行为进行分析。
图9给出了四种不同PF含量实验钢的lnε-lnσ曲线。lnσ-lnε曲线的斜率是Hollomon分析中的应变硬化指数(n值),而lnσ-lnε是有两个或三个斜率的非线性曲线,即可拟合出多个不同的n值。
图9
图10给出了四种实验钢应变硬化率、真应力随真应变的变化曲线。可以看出,AF/PF双相钢的曲线分为3个阶段。初始阶段：应变硬化率随着真实应变的增大而迅速降低；第二阶段：当真实应变较大时,应变硬化率缓慢降低；第三阶段：应变硬化率下降至与真实应力相当时,出现塑性不稳定性和颈缩,应变硬化率急剧降低。根据颈缩判据,颈缩时真应力与应变硬化速率的数值相等,即曲线中的交点。因此,1#~4#钢发生颈缩时的真应变分别为0.045、0.150、0.195和0.206。这表明,随着PF含量的提高颈缩时的应变增大,对应的延伸率提高。
图10
图10
实验用钢的真应力、应变硬化率与真应变的关系
Fig.10
True stress and work-hardening rate as a function of true strain
不同PF含量钢的应变硬化行为与位错的运动有关,PF组织中的位错密度远低于AF组织(图3),位错密度随着应变的增大而提高。这进一步抑制了位错的运动,并产生更高的应力和进一步变形。在整个塑性变形过程中,1#~4#钢的应变硬化率依次提高,表明在相同的应变水平下PF含量越低的钢中位错缠结的程度越高。
图11给出了用修正的C-J分析公式得到的四种实验钢的ln(dσ/dε)-lnσ曲线。修正C-J分析公式为
式中σ和ε为真实应力和真实应变,c为材料常数,n和m为应变硬化指数。由图11可见,在修正C-J分析曲线中2#~4#钢表现出三阶段硬化行为,1#钢表现出二阶段硬化行为。AF/PF双相钢的应变硬化行为表现出与PF体积分数相关的特性,即随着PF体积分数的提高其应变硬化行为呈现由二阶段硬化行为向三阶段硬化行为转变。在修正C-J分析中,双相钢/多相钢的硬化行为不会超过四阶段[21]。根据组织中各相的形变演化,第Ⅰ阶段中软相(PF)的均匀形变是硬相(AF)周围的可动位错或残余应力引起的；第Ⅱ阶段,与软相和硬相的同时形变(协调变形)或单一硬相变形(1#钢)相关[11]；第Ⅲ阶段与实验钢的动态回复有关。根据位错演化方式,软相的强度低更易发生形变,第Ⅰ阶段主要是位错在软相(PF)中的滑移、排列和缠结；第II阶段的特征是,随着应变的增大软硬相发生均匀形变,而AF中的位错和滑移系被激活并扩展；在第Ⅲ阶段,已形成的位错结构没有显著增大试样的流变应力,使材料的应变硬化能力降低。
图11
PF体积分数对实验钢的转折应变(εt1, εt2)的影响,列于表3。从表3可见,随着PF体积分数的提高第I至第II阶段的εt1值由1.7%增大到4.8%；第II至第III阶段的εt2值由1.5%增大到14.6%。这表明,组织中PF含量的提高延迟了针AF组织塑性变形的发生。对实验钢修正C-J分析曲线中的各阶段进行线性拟合得到斜率1–m值,可用1/m值表征实验钢的应变硬化能力。1/m值越高,表明其应变硬化能力越强。由此可见,随着PF体积分数的提高第I阶段的1/m值由0.437逐渐降至0.305,表明其应变硬化能力随着PF含量的提高而下降；第II阶段的1/m值由0.098逐渐升高至0.167后又小幅降为0.157,表明实验钢的应变硬化能力随着PF含量的提高而显著提高,PF体积分数为18%时应变硬化能力最强；第III阶段的1/m值也提高但其增幅明显降低,表明其应变硬化能力随着PF含量的提高变化不大。以上分析表明,AF/PF双相管线钢中PF的体积分数对第I和第II阶段的应变硬化能力有显著的影响。
表3 实验用钢的修正C-J分析中各阶段应变硬化能力和转折应变(εt)
Table 3
Experimental Steel | Stage Ⅰ | Stage Ⅱ | Stage Ⅲ | Engineering strain/% | |||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1-m | 1/m | 1-m | 1/m | 1-m | 1/m | Transition strain | UEL | ||
εt1 (Stage Ⅰ~Ⅱ) | εt2 (Stage Ⅱ~Ⅲ) | ||||||||
| 1# | / | / | -9.21 | 0.098 | -21.4 | 0.045 | / | 1.5 | 5.2 |
| 2# | -1.29 | 0.437 | -5.50 | 0.154 | -11.7 | 0.079 | 1.7 | 11.6 | 16.1 |
| 3# | -1.75 | 0.364 | -5.01 | 0.166 | -11.9 | 0.078 | 3.7 | 13.6 | 18.3 |
| 4# | -2.28 | 0.305 | -5.36 | 0.157 | -9.57 | 0.095 | 4.8 | 14.6 | 19.5 |
4 结论
(1) 调整X70管线钢临界区热处理的再加热温度,可在其中引入不同含量的软相PF制备出AF/PF双相钢。与单相AF组织相比,在塑性变形过程中软相PF与硬相AF间的协调变形使AF/PF双相钢的塑性和应变硬化能力大大提高,其延伸率提高2~4倍,n值增大到0.22。
(2) PF体积分数的提高使这种钢的微观组织发生三种变化：一是有效晶粒尺寸增大；二是小角度晶界的占比降低而大角度晶界占比提高；三是几何必要位错密度(GND)降低。
(3) 随着PF体积分数的提高,AF/PF双相钢的强度降低而延伸率提高、应变硬化指数增大。随着PF体积分数从0%提高到8%,应力比大幅度提高而屈强比快速降低。PF体积分数高于8%时,这种钢的应力比和屈强比没有明显的变化。
(4) AF/PF双相钢的应变硬化行为与PF的体积分数密切相关。随着PF体积分数的提高颈缩应变增大、延伸率提高且应变硬化行为由两阶段向三阶段转变。PF含量的改变对第I和第II阶段的应变硬化能力有显著的影响,其原因是PF与AF间的协调变形。
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