何小東

(1. 中國石油集團(tuán) 石油管工程技術(shù)研究院, 西安 710077；2. 石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 西安 710077)

為提高油氣輸送效率和降低管線建設(shè)成本，開發(fā)高強(qiáng)度、大口徑、大壁厚和耐高壓的長輸油氣管道對油氣行業(yè)的發(fā)展至關(guān)重要。管線材料的韌性是油氣管道安全運(yùn)行的重要技術(shù)指標(biāo)之一。落錘撕裂試驗(yàn)(Drop-weight tear tests，DWTT)是表征管線鋼材料韌性的一種重要試驗(yàn)方法，它是20世紀(jì)60年代由Battelle研究院(BMI)在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上發(fā)展建立起來的，因其試驗(yàn)結(jié)果與實(shí)物氣體爆破試驗(yàn)結(jié)果具有很好的一致性，被廣泛用于控制和預(yù)測管線鋼管的斷裂性能，其試驗(yàn)結(jié)果被作為衡量管線鋼管抵抗脆性開裂能力的韌性指標(biāo)之一[1]。

目前，對管線鋼DWTT的研究主要集中在材料的顯微組織和成分對韌性的影響[2-3]以及異常斷口產(chǎn)生原因和評判方法[4-5]兩個(gè)方面。國外在早期的高強(qiáng)韌性管線鋼研究中就發(fā)現(xiàn)DWTT存在異常斷口現(xiàn)象[6-7]，但直到21世紀(jì)初，隨著X70鋼在我國“西氣東輸”一線管道工程中大規(guī)模應(yīng)用時(shí)，才真正引起廣泛的重視和關(guān)注[4-5,8-12]。有研究認(rèn)為，鋼管異常斷口常出現(xiàn)在韌脆轉(zhuǎn)變溫度附近，當(dāng)溫度較低或較高時(shí)鋼管均不易產(chǎn)生異常斷口，這是因?yàn)楣芫€鋼材料的動態(tài)斷裂是由許多裂紋擴(kuò)展、止裂、重新起裂過程組成，裂紋的擴(kuò)展速度變化幅度很大，會引起裂尖的應(yīng)力狀態(tài)變化、裂紋的擴(kuò)展方向和韌脆狀態(tài)改變，從而產(chǎn)生異常斷口，僅通過改變鋼管缺口形式來減小其起裂載荷和起裂功，并不能完全避免異常斷口的產(chǎn)生[3]。因此，DWTT產(chǎn)生的異常斷口是X70鋼級以上高強(qiáng)韌性管線鋼不可避免的問題[11-12]。為滿足工程應(yīng)用需要，根據(jù)SY/T 6476—2017《管線鋼管落錘撕裂試驗(yàn)方法》和GB/T 8363—2018《鋼材 落錘撕裂試驗(yàn)方法》，可將DWTT異常斷口試樣作為有效試樣在相應(yīng)的評定區(qū)域內(nèi)進(jìn)行評定。但這種做法存在很大爭議，至今仍未得到API RP 5L3 (SC5/TGLP)工作組采納[13]。為此，筆者對X80M高強(qiáng)韌性厚壁管線鋼進(jìn)行了DWTT研究，分析了異常斷口產(chǎn)生的原因，并將斷口與管線鋼管實(shí)物的爆破試驗(yàn)斷口進(jìn)行了對比，討論了高強(qiáng)韌性管線鋼DWTT異常斷口形成的原因，并對DWTT的適用性進(jìn)行了分析，以期對高鋼級厚壁管線鋼及其鋼管DWTT方法的改進(jìn)提出指導(dǎo)性建議，從而準(zhǔn)確評價(jià)高強(qiáng)韌性管線鋼的抗斷裂能力。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為厚度為26.4 mm的X80M高強(qiáng)度厚壁管線鋼，其化學(xué)成分見表1。該鋼的顯微組織以貝氏體(B)和多邊形鐵素體(PF)為主，有少量的細(xì)珠光體，如圖1所示。垂直軋制方向截取圓棒試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測得材料的屈服強(qiáng)度為662 MPa，抗拉強(qiáng)度為770 MPa，屈強(qiáng)比為0.86，斷后伸長率為24%。

在該試驗(yàn)鋼上截取尺寸為305 mm×76 mm×26.4 mm的DWTT試樣，缺口型式為V型壓制缺口。將試樣分為3組，每組10件。用HIT 50KP型擺錘試驗(yàn)機(jī)和JL-50000型落錘試驗(yàn)機(jī)在0℃下分別對第一組和第二組試樣進(jìn)行DWTT試驗(yàn)，第三組試樣采用HIT 50KP型擺錘試驗(yàn)機(jī)在20，-10，-20，-30，-50 ℃下進(jìn)行DWTT試驗(yàn)。試驗(yàn)后利用高速攝像研究試樣斷裂過程，并依據(jù)SY/T 6476—2013《管線鋼管落錘撕裂試驗(yàn)方法》對斷口剪切面積進(jìn)行評定。

表1 X80M管線鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical compositions of X80M pipeline steel (mass fractiion) %

圖1 X80M管線鋼的顯微組織形貌Fig.1 Microstructure morphology of X80M pipeline steel

2 試驗(yàn)結(jié)果

由試樣斷口形貌可知，采用擺錘試驗(yàn)機(jī)和落錘試驗(yàn)機(jī)得到的試樣斷口均為異常斷口，這表明高強(qiáng)度管線鋼在0 ℃時(shí)進(jìn)行DWTT產(chǎn)生的異常斷口與錘擊方式無關(guān)。根據(jù)SY/T 6476—2013中規(guī)定的3種異常斷口評判方法，對兩種錘擊方式的異常斷口剪切面積進(jìn)行評定，結(jié)果如表2所示?？梢姛o論采用哪種評判方法，兩組試樣的異常斷口平均剪切面積百分比基本一致。

表2 采用不同錘擊方式根據(jù)不同方法評判得到的試樣異常斷口剪切面積評定結(jié)果Tab.2 Evaluation results of abnormal fracture shear area of samples with different hammering and evaluation methods

從圖2可以看出，當(dāng)試驗(yàn)溫度為20 ℃時(shí)，試驗(yàn)鋼的DWTT斷口雖然是異常斷口，但近錘擊側(cè)的斷口面上只有很少的脆性斷裂形貌區(qū)域，試樣的兩側(cè)表面有明顯的剪切唇，接近正常斷口，而且試樣錘擊側(cè)的側(cè)向膨脹變形較大。隨著試驗(yàn)溫度降低，試驗(yàn)鋼的DWTT異常斷口形貌更為明顯，如圖2b)～e)所示，但試樣錘擊側(cè)的側(cè)向膨脹率仍較大。當(dāng)試驗(yàn)溫度降低到更低(-40 ℃)時(shí)，試驗(yàn)鋼的DWTT斷口為正常斷口，如圖2f)所示，試樣兩側(cè)表面的剪切唇很小，脆性斷裂形貌幾乎貫穿整個(gè)斷面，錘擊側(cè)的試樣變形很小。由此可知試驗(yàn)鋼異常斷口的產(chǎn)生與試驗(yàn)溫度有關(guān)。

由圖3可以看出，試驗(yàn)鋼在0 ℃時(shí)承受的最大沖擊載荷明顯高于在20 ℃時(shí)的，試驗(yàn)鋼在0 ℃時(shí)斷裂過程中的位移量也大于20 ℃時(shí)的。

通過對圖3所示的各溫度下管線鋼的DWTT力-位移曲線進(jìn)行積分計(jì)算，可得出DWTT試樣在斷裂過程中的吸收能量。圖4是不同溫度下試驗(yàn)鋼DWTT吸收能量和斷口剪切面積百分比曲線?？梢姰?dāng)試驗(yàn)溫度為20 ℃時(shí)，試樣斷口的剪切面積百分比較高，達(dá)90%以上，且隨著試驗(yàn)溫度的降低，按照SY/T 6476—2013所評定的試驗(yàn)鋼DWTT斷口剪切面積百分比逐漸減小。然而在重錘的錘擊作用下，試驗(yàn)鋼DWTT試樣斷裂過程中的吸收能量并不是隨溫度降低而減小，而是在試驗(yàn)溫度為0 ℃時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)，如圖4a)所示。當(dāng)試驗(yàn)溫度為0 ℃時(shí)，試驗(yàn)鋼DWTT吸收能量為43 kJ，當(dāng)試驗(yàn)溫度為20 ℃

圖2 不同試驗(yàn)溫度下X80M管線鋼的DWTT斷口形貌Fig.2 DWTT fracture morphology of X80M pipeline steel at different test temperatures

圖3 不同試驗(yàn)溫度下X80M管線鋼的DWTT力-位移曲線Fig.3 Force-displacement curves of DWTT of X80M pipeline steel at different test temperatures

時(shí)，試驗(yàn)鋼DWTT吸收能量為27 kJ，然而0 ℃時(shí)試驗(yàn)鋼的DWTT斷口剪切面積卻小于20 ℃時(shí)的，如圖4b)所示。當(dāng)試驗(yàn)溫度為-10～-30 ℃時(shí)，試驗(yàn)鋼DWTT吸收能量變化范圍較小，為17～21 kJ，但試驗(yàn)鋼的DWTT斷口剪切面積呈線性下降趨勢。當(dāng)試驗(yàn)溫度為-50 ℃時(shí)，試驗(yàn)鋼的DWTT斷口為正常斷口，剪切面積百分比為35%，吸收能量也很小，只有3.6 kJ。

圖4 不同試驗(yàn)溫度下X80M管線鋼的DWTT吸收能量及斷口剪切面積曲線Fig.4 a) Absorbed energy and b) percentage of fracture shear area of DWTT of X80M pipeline steel at different test temperatures

3 分析與討論

3.1 異常斷口產(chǎn)生原因分析

高強(qiáng)度厚壁管線鋼的落錘撕裂試驗(yàn)易產(chǎn)生異常斷口,有研究認(rèn)為鋼的純凈度和韌性較高是異常斷口產(chǎn)生的原因，而與產(chǎn)品等級和厚度無關(guān)[14]，這種觀點(diǎn)是值得商榷的。其實(shí)，管線鋼DWTT異常斷口的產(chǎn)生有內(nèi)部原因和外部原因。內(nèi)部原因是材料的強(qiáng)韌性較高和厚度較大(大于12.7 mm)。對于低鋼級管線鋼，材料強(qiáng)度較小且韌性較低，即使厚度大也難以產(chǎn)生DWTT異常斷口;而對于高強(qiáng)韌性的管線鋼，DWTT異常斷口與壁厚大小有密切聯(lián)系，即使同一強(qiáng)度等級的管線鋼，如果厚度較小或?qū)⒃嚇訙p薄，其異常斷口發(fā)生的幾率會明顯降低，反之DWTT異常斷口發(fā)生的幾率隨鋼材厚度增加而增加[15]。DWTT異常斷口產(chǎn)生的外部原因主要是重錘的錘擊作用導(dǎo)致材料的形變硬化以及試驗(yàn)溫度對材料性能的影響。

圖5 X80M管線鋼的DWTT試樣斷裂過程高速拍攝圖Fig.5 High speed photography of the fracture process onDWTT sample of X80M pipeline steel:a) initiation; b) crack propagation; c) final fracture

圖5是試驗(yàn)鋼DWTT試樣斷裂過程高速拍攝圖?？梢娨蛉笨趬褐坪蟛牧习l(fā)生硬化， 試驗(yàn)鋼DWTT試樣啟裂位置并不在缺口根部，而是從缺口根部兩側(cè)啟裂并擴(kuò)展。在錘擊側(cè)因重錘作用使材料產(chǎn)生明顯壓縮塑性變形。同時(shí)，通過測試0 ℃下落錘試樣斷口附近部位的維氏硬度，發(fā)現(xiàn)試樣錘擊側(cè)的硬度明顯高于缺口側(cè)的硬度20～30 HV10。文獻(xiàn)[11]的研究結(jié)果也表明，DWTT異常斷口錘擊側(cè)的硬度隨距錘擊側(cè)距離減小而增大。此外，在重錘錘擊后，隨時(shí)間的延長，DWTT試樣錘擊側(cè)經(jīng)歷了落錘沖擊、彎曲壓縮和彎曲拉伸，產(chǎn)生相應(yīng)的塑性變形，且彎曲造成的變形在異常斷口出現(xiàn)位置占主導(dǎo)地位[16]。因此可以得出， 試驗(yàn)鋼DWTT試樣斷口在錘擊側(cè)產(chǎn)生較大的脆性區(qū)域從而形成異常斷口。異常斷口出現(xiàn)與試驗(yàn)溫度有關(guān)，在較高或較低的試驗(yàn)溫度下，試驗(yàn)鋼DWTT試樣出現(xiàn)異常斷口的幾率較小，且出現(xiàn)異常斷口的溫度區(qū)間隨鋼材厚度的增加有增大的趨勢[17]。綜上所述，異常脆性斷口是試樣材料的成分、組織、性能以及試樣的幾何形狀和試驗(yàn)條件等共同作用的結(jié)果。

3.2 DWTT適用性分析

在現(xiàn)行的GB/T 8363—2018和SY/T 6476—2017中，將試驗(yàn)出現(xiàn)的異常斷口試樣視為有效試樣，并規(guī)定了異常斷口的分類和評判方法，對工程具有一定的指導(dǎo)意義。但API RP 5L3:2014Drop-WeightTearTestsonLinePipe將缺口下的斷裂為延性斷裂接著轉(zhuǎn)化為解理斷裂的試樣規(guī)定為無效試樣，并在標(biāo)準(zhǔn)注釋中注明“對于夏比沖擊能大于200 J的落錘撕裂試驗(yàn)常常因試驗(yàn)無效而使得DWTT試驗(yàn)方法無效”。由此可見，在GB/T 8363—2018和SY/T 6476—2017標(biāo)準(zhǔn)中視為有效試樣的異常斷口試樣在API RP 5L3：2014中卻是無效試樣。因此，目前異常斷口試樣是否能作為有效試樣進(jìn)行評判還存在較大的爭議。

如前所述，對于高強(qiáng)度厚壁管線鋼落錘撕裂試驗(yàn)異常斷口產(chǎn)生的原因與材料本身的強(qiáng)度和韌性有關(guān)，也與試驗(yàn)溫度和重錘的錘擊有關(guān)。這說明試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)條件對異常斷口的產(chǎn)生有著重要影響，無論采用SY/T 6476—2013中何種評判方法，該異常斷口都不能表征材料真實(shí)的抗斷裂能力。

圖6是試驗(yàn)鋼DWTT異常斷口與實(shí)際的輸送鋼管爆破試驗(yàn)斷口形貌對比?？梢姛o論是鋼管實(shí)物靜水壓爆破，還是試驗(yàn)管道氣體爆破試驗(yàn)，在實(shí)際管道爆破中并不存在異常斷口。這表明對于高強(qiáng)韌性管線鋼及其鋼管，DWTT與實(shí)物氣體爆破試驗(yàn)的結(jié)果已不存在“很好的一致性”。因此，重錘錘擊式的DWTT只適用于低鋼級或厚度較小的管線鋼，對于高強(qiáng)度厚壁管線鋼DWTT仍采用錘擊式試驗(yàn)方法已不能真實(shí)反映材料的韌性，需探索更有效的試驗(yàn)方法替代傳統(tǒng)的DWTT方法，文獻(xiàn)[18]提出的采用高速拉伸來模擬爆破試驗(yàn)斷口的方法值得借鑒。

4 結(jié)論

(1) 當(dāng)試驗(yàn)溫度為0 ℃時(shí)，無論采取擺錘還是落錘方式試驗(yàn)，X80M管線鋼DWTT產(chǎn)生異常斷口的幾率相等。

(2) 在重錘的錘擊作用下，X80M管線鋼材料產(chǎn)生明顯壓縮塑性變形和形變硬化，導(dǎo)致異常斷口形成。

圖6 X80M管線鋼DWTT斷口與實(shí)物爆破試驗(yàn)斷口的形貌Fig.6 Fracture morphology of DWTT and physical bursting test of X80M pipeline steel:a) DWTT fracture; b) hydrostatic bursting test fracture; c) gas bursting test fracture

(3) 采用DWTT方法來評價(jià)X80M管線鋼抗脆性斷裂能力已不能真實(shí)表征材料的韌性。