本發明涉及一種由鐵基合金制成且沿長度方向厚度變化的帶材制造方法。

背景技術：

低溫因瓦合金，尤其M93，因其較小的熱膨脹系數而非常適合用于低溫流體的運輸。

在此類應用中，需通過焊接等手段對不同厚度的低溫因瓦合金部件進行組裝。

然而，上述方式得到的組合件并不完全理想。具體而言，在各部件組合所形成的結構中，上述焊接處形成弱化區域。這些弱化區域的存在可能導致疲勞強度的降低。

技術實現要素：

本發明的目的在于提出一種主要基于鐵和鎳的帶材，以解決上述問題，所述帶材可用于制造在機械方面獲得加強的結構。

為實現此目的，本發明涉及一種根據權利要求1的制造方法。

根據具體實施方式，所述制造方法具有權利要求2至11特征中的一個或多個特征，這些特征既可作為單獨特征，也可按照技術上允許的所有結合方式相互結合。

本發明還涉及一種根據權利要求12或13的坯件制造方法。

本發明還涉及一種根據權利要求14的低溫管段制造方法。

本發明還涉及一種根據權利要求15至17的具有厚度變化的帶材。

本發明還涉及一種根據權利要求18至20的坯件。

本發明還涉及一種根據權利要求21和22的低溫管段。

本發明還涉及一種根據權利要求23至25的組合件。

附圖說明

通過參考附圖閱讀以下作為實施例給出的具體描述，可以更好地理解本發明，附圖中：

圖1為初始帶材的縱剖示意圖；

圖2為中間帶材的縱剖示意圖；

圖3為具有厚度變化的帶材的縱剖示意圖；

圖4為本發明制造方法所得的坯件示意圖；

圖5為帶第二部件的第一坯件組合件的縱剖示意圖；

圖6為以端對端方式組合的兩個坯件的縱剖示意圖；

圖7為低溫管的縱剖示意圖。

具體實施方式

以下描述一種根據本發明的例示帶材制造方法，該帶材的厚度沿其長度方向變化，而且由主要基于鐵和鎳的合金制成。

在該方法的第一步驟中，提供由熱軋所獲得的初始帶材1。

初始帶材1為由低溫因瓦型合金制成的帶材。此合金按重量包括：

34.5％≤Ni≤53.5％

0.15％≤Mn≤1.5％

0≤Si≤0.35％，優選0.1％≤Si≤0.35％

0≤C≤0.07％，

可選包括：

0≤Co≤20％

0≤Ti≤0.5％

0.01％≤Cr≤0.5％

其余為加工過程中引入的鐵和雜質。

值得注意的是，硅具有脫氧作用以及提高合金耐腐蝕性的功能。

低溫因瓦型合金為具有如下三個主要特性的合金：

-在溫度降至低溫流體的液化溫度T_L之前，其針對馬氏體相變具有穩定性。所述低溫流體例如為液態丁烷、液態丙烷、液態甲烷、液氮或液氧。該合金內的γ相形成元素——鎳(Ni)、錳(Mn)和碳(C)的含量被調整至使得馬氏體相變開始溫度嚴格低于所述低溫流體的液化溫度T_L。

-其處于室溫和所述低溫流體的液化溫度T_L之間具有較低的平均熱膨脹系數。

-其不發生任何“韌-脆”恢復轉變。

優選地，所使用合金具有：

-在20℃～100℃范圍內，平均熱膨脹系數小于或等于10.5×10^-6K^-1，尤其小于或等于2.5×10^-6K^-1；

-在-180℃～0℃范圍內，平均熱膨脹系數小于或等于10×10^-6K^-1，尤其小于或等于2×10^-6K^-1；

-在大于或等于-196℃溫度下，恢復力大于或等于100J/cm²，尤其大于或等于150J/cm²。

優選地，所使用合金具有如下重量百分比組成：

34.5≤Ni≤42.5％

0.15％≤Mn≤0.5％

0≤Si≤0.35％，優選0.1％≤Si≤0.35％

0.010％≤C≤0.050％

可選地：

0≤Co≤20％

0≤Ti≤0.5％

0.01％≤Cr≤0.5％

其余為加工過程中引入的鐵和雜質。

在此情況下，所使用合金優選具有：

-在20℃～100℃間小于或等于5.5×10^-6K^-1的平均熱膨脹系數；

-在-180℃～0℃間小于或等于5×10^-6K^-1的平均熱膨脹系數；

-在≥-196℃溫度下，大于或等于100J/cm²，尤其大于或等于150J/cm²的恢復力。

更加尤其地，

35％≤Ni≤36.5％

0.2％≤Mn≤0.4％

0.02≤C≤0.04％

0.15≤Si≤0.25％

可選地：

0≤Co≤20％

0≤Ti≤0.5％

0.01％≤Cr≤0.5％

其余為加工過程中必然引入的鐵和雜質。

在此情況下，所述合金優選具有：

-在20℃～100℃間小于或等于1.5×10^-6K^-1的平均熱膨脹系數；

-在-180℃～0℃間小于或等于2×10^-6K^-1的平均熱膨脹系數；

-在≥-196℃溫度下，大于或等于200J/cm²的恢復力。

此種合金為低溫因瓦型合金。該合金的商品名為-M93。

通常，所使用合金在電弧爐或真空感應爐中加工。

在通過鋼包精煉操作調整殘留合金元素含量后，該合金被鑄成半成品，并實施熱加工，尤其熱軋，以制得帶材。

上述半成品例如為鑄錠。或者，其也可以為由連續板坯鑄機連續鑄造的板坯。

之后，利用連續剝離拋光工藝，減少上述所得帶材的如下瑕疵：爐甘石、氧化滲透、鱗片以及該帶材長度方向和寬度方向上的厚度不均勻處。

上述拋光尤其通過砂輪或砂紙完成。拋光的一個功能在于去除剝離殘留物。

上述拋光步驟結束時，即獲得本發明方法第一步驟中提供的初始帶材1。

可選地，在均勻冷軋步驟之前，先對所述帶材實施退火，以實現微結構均勻化。此微結構均勻化退火尤其為一個在下文稱作微結構均勻化退火爐的熱處理爐內實施的連續退火工藝，其中，該微結構均勻化退火爐的保溫時間為2分鐘～25分鐘，而且所述微結構均勻化退火過程中帶材溫度為850℃～1200℃。

初始帶材1具有1.9mm～18mm范圍內的一恒定厚度E₀(見圖1)。

之后，通過均勻冷軋步驟，對初始帶材1進行軋制。所述均勻軋制沿初始帶材1的長度方法進行。

均勻軋制是指將具有恒定厚度的帶材轉化為同樣具有恒定厚度的更薄帶材。

更具體而言，所述均勻軋制步驟包括使所述帶材在軋機內一次或多次通過處于運轉軋輥之間的軋隙。在所述均勻軋制步驟中的每次軋制過程中，所述軋隙的隙寬保持不變。

上述均勻軋制步驟形成中間帶材3，該中間帶材具有沿軋制方向(即沿中間帶材3的長度方向)的恒定厚度E_c(見圖2)。

可選地，所述均勻軋制步驟包括至少一次中間再結晶退火。

當采用中間再結晶退火時，該中間再結晶退火實施于相繼兩次均勻軋制之間。替代地或可選地，所述中間再結晶退火實施于所述均勻軋制步驟之后且柔性軋制步驟之前，即實施于所述均勻軋制步驟中的所有軋制工序完成之后。

舉例而言，所述中間再結晶退火為實施于中間退火爐內的連續退火，所述中間退火過程中帶材溫度為850℃～1200℃，中間退火爐內的保溫時間為30秒～5分鐘。

所述均勻軋制步驟中的該中間再結晶退火，或所述均勻軋制步驟中的多次中間再結晶退火中的最后一次中間再結晶退火，在所述帶材厚度E_i處于初始帶材1厚度E₀和中間帶材3厚度E_c之間時進行。

當在所述均勻軋制步驟之后實施所述中間再結晶退火時，該中間再結晶退火過程中的帶材厚度E_i與所述柔性軋制步驟開始時的中間帶材3厚度E_c相等。

在至少實施一次中間再結晶退火的各實施方式中，較有利地，僅實施一次中間再結晶退火。具體而言，此單次中間再結晶退火實施于當所述帶材厚度E_i嚴格大于中間帶材3厚度E_c時的相繼兩次均勻軋制之間。

優選地，所述均勻軋制步驟不包括任何中間退火。

之后，對上述均勻軋制步驟完成后得到的厚度為E_c的中間帶材3實施柔性冷軋步驟。

所述柔性軋制的軋制方向為中間帶材3的長度方向。

通過柔性軋制，可獲得厚度沿長度方向變化的帶材。

為實現此目的，所使用軋機的軋隙寬度連續變化。該變化的方式取決于帶材被軋制部分的所需厚度，以獲得沿長度方向厚度變化的帶材。

更具體而言，如圖3所示，在所述柔性軋制步驟結束后，具有厚度變化的帶材4包括具有第一厚度e+s的第一區域7，以及具有第二厚度e的第二區域10，第二厚度e小于第一厚度e+s。第一厚度e+s和第二厚度e分別對應一給定軋隙寬度。

第一區域7和第二區域10分別具有基本恒定的厚度e+s和e。

這些區域由連接區域11相互連接，每一連接區域均具有沿具有厚度變化的帶材4長度方向變化的厚度。連接區域11的厚度在e和e+s之間變化。根據一種實施例，其在e和e+s之間線性變化。

上述均勻軋制步驟和柔性軋制步驟在第一區域7產生塑性變形比τ₁，其中，第一區域7為帶材4的最厚區域；如果采用中間再結晶退火，則塑性變形比τ₁產生于該中間再結晶退火之后；塑性變形比τ₁大于或等于30％，更具體而言為30％～98％，更加具體而言為30％～80％。在上述范圍內，較有利地，塑性變形比τ₁大于或等于35％，更具體而言為大于或等于40％，更加具體而言為大于或等于50％。

產生于第一區域7內的塑性變形比τ₁定義如下：

-如果所述均勻軋制步驟內不實施中間再結晶退火，則塑性變形比τ₁為該均勻軋制步驟和上述柔性軋制步驟在帶材4的第一區域7產生的總縮減比，即因厚度從最初厚度E₀縮減至厚度e+s產生的比率。

在此情況下，以百分比表示的塑性變形比τ₁如下式所示：

${\mathrm{\τ}}_1=\frac{E_0-(e+s)}{E_0}\×100---\left(1\right)$

因此，當不實施中間再結晶退火時，塑性變形比τ₁等于上述均勻軋制步驟和柔性軋制步驟在第一區域7產生的總縮減比。

-如果所述均勻軋制步驟內至少實施一次中間再結晶退火，則塑性變形比τ₁為因帶材厚度從所述均勻軋制步驟中最后一次中間再結晶退火實施時的厚度E_i縮減為厚度e+s而在第一區域7內產生的縮減比。

在此情況下，以百分比表示的塑性變形比τ₁如下式所示：

${\mathrm{\τ}}_1=\frac{E_i-(e+s)}{E_i}\×100---\left(2\right)$

因此，當所述均勻軋制步驟中實施一次或多次中間再結晶退火時，塑性變形比τ₁嚴格小于所述均勻軋制步驟和柔性軋制步驟在第一區域7產生的總縮減比。

當實施中間再結晶退火時，該中間再結晶退火后第二區域10中產生的塑性變形比τ₂嚴格大于第一區域7內的塑性變形比τ₁。塑性變形比τ₂的計算方法與上述類似，將上式(1)和(2)中的e+s替換為e即可。

第二區域10和第一區域7之間的塑性變形比之差Δτ表示為關系式：Δτ＝τ₂-τ₁。

當厚度E₀嚴格大于2mm時，較有利地，上述差值Δτ小于或等于13％。當厚度E₀小于或等于2mm時，較有利地，該差值小于或等于10％。

更具體而言，當E₀嚴格大于2mm時，上述差值Δτ小于或等于10％。當E₀小于或等于2mm時，該差值Δτ小于或等于8％。

有利地，上述柔性軋制步驟前中間帶材3的厚度E_c尤其為等于第二區域10的厚度e與取值為1.05～1.5的縮減系數k的乘積。有利地，k約等于1.3。

有利地，第一和第二區域7，10的厚度e+s和e符合下式：

e+s＝(n+1).e

其中，n為處于0.05～0.5范圍內的常系數。

換句話說，第一厚度e+s等于第二厚度e乘以取值為1.05～1.5的倍增系數。

上式還可表示為如下形式：s＝n.e，即第一區域7比第二區域10多出的厚度等于第二區域10的厚度e與系數n的乘積。

第二區域10的厚度e為0.05mm～10mm，尤其為0.15mm～10mm，更尤其為0.25mm～8.5mm。當所制為片材時，厚度e小于或等于2mm，更有利為0.25mm～2mm。當所制為板材時，厚度e嚴格大于2mm，尤其為2.1mm～10mm，更尤其為2.1mm～8.5mm。

在此之后，在上述柔性軋制步驟所得的具有厚度變化的帶材4上實施最終再結晶退火。

所述最終再結晶退火為最終退火爐內的連續退火。所述最終再結晶退火過程中，最終退火爐的溫度恒定。所述最終再結晶退火過程中，帶材4的溫度為850℃～1200℃。

所述最終退火爐內的保溫時間為20秒～5分鐘，更尤其為30秒～3分鐘。

帶材4在所述最終退火爐內的行進速度為恒定速度。例如，在加熱長度為10m的最終退火爐內，上述行進速度為2m/分～20m/分。

在上述最終退火過程中，有利地，帶材4的溫度為1025℃。在此情況下，對于第二區域10厚度e小于或等于2mm的具有厚度變化的帶材4而言，所述最終退火爐內的保溫時間例如為30秒～60秒。對于第二區域10厚度e嚴格大于2mm的具有厚度變化的帶材4而言，所述最終退火爐內的保溫時間例如為3分鐘～5分鐘。

上述最終退火爐內的保溫時間及最終退火溫度選擇為，在所述最終再結晶退火之后，可得到在第一區域7和第二區域10之間具有準均勻機械特性和準均勻晶粒尺寸的帶材4。以下，將對“準均勻”的含義進行描述。

優選地，所述最終退火在還原性氣氛中實施，例如純氫或H₂-N₂氣氛。氣體結霜溫度優選為低于-40℃。當采用H₂-N₂氣氛時，N₂含量可以為0％～95％。所述H₂-N₂氣氛例如包括約70％的H₂以及30％的N₂。

根據一種實施方式，具有厚度變化的帶材4從柔性軋制軋機直接進入所述最終退火爐，即中間不對具有厚度變化的帶材4進行任何卷繞。

在替代方案中，在所述柔性軋制步驟之后，先將具有厚度變化的帶材4卷繞后送至最終退火爐，然后再將其展開并施加最終再結晶退火。

根據此替代方案，尤其當帶材4第二區域10的厚度e約為0.7mm時，帶材4的卷繞長度例如為100m～2500m。

在最終再結晶退火之后，所得帶材4的厚度沿長度方向變化，且具有如下特征。

其包括厚度為e+s的第一區域7以及厚度為e的第二區域，這兩區域可選由厚度在e和e+s之間變化的連接區域11相互連接。

優選地，根據ASTM E112-10標準，第一區域7的平均晶粒尺寸數與第二區域10的平均晶粒尺寸數的絕對值之差小于或等于0.5。其中，利用ASTM E112-10標準中描述的典型圖片對照法，確定以ASTM數表示的此類平均晶粒尺寸。在該方法中，將在給定放大倍數下拍攝于光學顯微鏡屏幕上并經反襯刻蝕處理后的樣品晶粒結構圖像與反襯刻蝕處理后的不同大小孿晶顆粒的典型圖像(對應于該標準的板III)相對照，以確定該樣品的平均晶粒尺寸。其中，樣品平均晶粒尺寸數確定為與顯微鏡屏幕上所觀察到的圖像最為相似的典型圖像所使用放大倍數相對應的數。

如果顯微鏡屏幕上所觀察到的圖像處于兩個連續晶粒尺寸的典型圖像之間，則顯微鏡屏幕上所觀察到的圖像的平均晶粒尺寸數確定為與所述兩典型圖像所使用放大倍數分別對應的兩數的算術平均數。

更具體而言，第一區域7的平均晶粒尺寸數G1_ASTM最多比第二區域10的平均晶粒尺寸數G2_ASTM小0.5。

具有厚度變化的帶材4可具有準均勻機械性能。

具體而言：

-第一區域7的0.2％屈服強度Rp1與第二區域10的0.2％屈服強度Rp2的絕對值之差小于或等于6MPa；

-第一區域7的極限抗拉強度Rm1與第二區域10的極限抗拉強度Rm2的絕對值之差小于或等于6MPa；

按照傳統定義，0.2％屈服強度是指發生0.2％塑性變形時的應力值。

按照傳統定義，極限抗拉強度對應于測試樣品發生壓縮前的最大應力。

在圖示實施例中，具有厚度變化的帶材4具有沿帶材4的整個長度周期性重復的結構。該結構依次包括長度為的半個第一區域7，長度為L3的連接區域11，長度為L2的第二區域10，長度為L3的連接區域11，以及長度為的半個第一區域7。

有利地，第二區域10的長度L2大幅大于第一區域7的長度L1。舉例而言，長度L2為長度L1的20～100倍。

每個由一個第一區域7以及旁邊的兩個連接區域11形成的結構構成具有厚度變化的帶材4的一個高厚度區，即厚度大于e的區域。因此，具有厚度變化的帶材4由厚度為e且長度為L2的第二區域10，以及所述高厚度區組成。

上述最終再結晶退火完成后，通過切割高厚度區將具有厚度變化的帶材4切斷，優選地，所述切割位置為高厚度區中央。

如此，便獲得如圖4所示的坯件12，該坯件包括一個長度為L2的第二區域10，該第二區域10的兩縱向末端均連接一個長度為L3的連接區域11以及長度為的半個第一區域7。

上述切斷步驟之后，按照已知調平方法將坯件12調平。

之后，將坯件12卷成單位料卷。

根據上述制造方法的一種替代方案，在最終再結晶退火之后以及切成坯件12之前，將具有厚度變化的帶材4調平。

根據此替代方案，通過切割已調平的具有厚度變化的帶材4的高厚度區，形成坯件12。優選地，所述帶材4的切割位置為高厚度區的中央。

所述切割例如在用于調平帶材4的調平機上完成。或者，先將調平后的帶材4卷成料卷，然后使用調平機之外的其他機器將其切斷。

之后，再將坯件12卷成單位料卷。

通過上述制造方法，可獲得一體成型的坯件12，包括厚度為e的中央區域13，該中央區域兩側為加強末端14，即其厚度大于中央區域13的厚度e。坯件12切取自具有厚度變化的帶材4，其加強末端14對應于具有厚度變化的帶材4的高厚度區，中央區域13對應于具有厚度變化的帶材4的第二區域10。

因上述坯件12是沿長度方向厚度變化的一體成型件，因此無現有技術焊接組合件的弱點。此外，其加強末端14允許其通過與其他部件焊接的方式組合，并與此同時使得此組合方式因焊接產生的機械弱點最小化。

根據替代方案，例如可通過切割帶材4的其它位置，而非兩相鄰高厚度區的方式，獲得坯件12。例如，可通過交替切割帶材4的高厚度區和第二區域10的方式獲得坯件12。在此情形中，所得坯件12具有單個厚度大于e的加強末端14。

此外，還可通過切割相鄰第二區域10的方式獲得坯件12。

舉例而言，如圖5所示，本發明坯件12可通過將該坯件12的其中一個加強末端14與第二部件16的邊緣焊接的方式，與第二部件16組合。優選地，第二部件16的厚度e’大于坯件12的中央區域13的厚度。所述焊接更具體而言為搭焊。

部件16可以為上述坯件12。

在此方面，如圖6所示，兩個坯件12以端對端方式焊接組合。這兩個坯件12通過其加強末端14相互焊接。

在圖5和圖6所示實施例中：

-中央區域13的長度例如為40m～60m；

-每個加強末端14的長度例如為0.5m～2m。

第二厚度e尤其等于0.7mm。

第一厚度e+s約等于0.9mm。

在替代方案中，坯件12制成為非平面部件。

在此方面，如圖7所示實施例，坯件12制成為管段18。

坯件12沿其長度方向延伸的邊緣稱為縱向邊緣。

在制造管段18時，沿坯件12的寬度方向，即繞縱向軸線L，將該坯件卷起，從而制成卷制坯件。之后，將卷制坯件的縱向邊緣相互焊接，從而形成管段18。此管段18具有厚度為e的圓筒狀中央區域20，以及厚度大于厚度e且尤其等于e+s的圓筒狀加強末端22。

之后，再通過將至少兩個管段18的加強末端22相互焊接而制成管體24。所述焊接為軌跡焊，尤其為端對端型軌跡焊。

加強末端22的厚度e+s取決于管體24安裝和使用過程必須經受的拉力。

上述管體24例如為適于輸送液化天然氣的低溫管，該管例如用于形成液化天然氣輸送用低溫水下管道的外涂防腐蝕材料的主管體，或者形成此類管道的內管。

在此情況下，舉例而言：

-厚度e約等于8.2mm；

-厚度e+s約等于9.43mm。

管段18的中央區域20的長度L2約等于8m。

本發明制造方法極其有益。具體而言，通過該方法，可獲得由主要基于鐵和鎳的合金制成的帶材，該帶材具有：以上所述化學組成；不同厚度的不同區域；以及準均勻機械特性。這些特性通過采用大于或等于30％的塑性變形比而獲得，該塑性變形比由均勻軋制和柔性軋制步驟于可選中間再結晶退火之后生成于所述帶材的最厚部分。

以下，通過實驗例子說明所要求保護的塑性變形比范圍對于此類合金的重要性。

在第一系列實驗中，制得變厚度片材，即第二區域10的厚度e小于或等于2mm的變厚度帶材4。

下表1所示為不采用任何中間再結晶退火的具有厚度變化的片材制造試驗。

下表2所示為表1各試驗所得片材的特性。

下表3所示為在厚度E_i時實施中間再結晶退火的具有厚度變化的片材制造試驗。

下表4所示為表3各試驗所得片材的特性。

在第二系列實驗中，制得變厚度板材，即第二區域10的厚度e嚴格大于2mm的變厚度帶材4。

表5所示為采用及不采用中間退火的具有厚度變化的板材制造試驗。

下表6所示為表5各試驗所得板材的特性。

在所有上述各表中，以下劃線標示的為本發明的試驗。

可以看出，當可選中間再結晶退火后的塑性變形比τ₁大于或等于30％時(表1試驗1～7，表3試驗1～3，以及表5試驗1～9)，所得具有厚度變化的帶材4的第一區域7(厚度e+s)平均晶粒尺寸ASTM數和第二區域10(厚度e)平均晶粒尺寸ASTM數之間的絕對值之差小于或等于0.5。此較小的第一區域7和第二區域10間平均晶粒尺寸差使得帶材4具有準均勻機械特性，即第一區域7和第二區域10間0.2％屈服強度絕對值差ΔRp小于或等于6MPa，第一區域7和第二區域10間極限抗拉強度絕對值差ΔRm小于或等于6MPa。

由此可見，當以恒定溫度和恒定行進速度實施簡單的再結晶退火時，可在該再結晶退火后獲得具有準均勻機械特性和準均勻晶粒尺寸的具有厚度變化的帶材4。