孫 宏， 宗秋麗， 鄭青昊， 閔祥玲， 王 瑾 編譯

（1. 渤海石油裝備華油鋼管公司， 河北 青縣062658；2. 渤海石油裝備研究院， 河北 青縣062658；3. 中國(guó)石油技術(shù)開發(fā)有限公司， 北京100028）

落錘撕裂試驗(yàn) （DWTT） 被廣泛用于評(píng)估管線鋼抗脆性斷裂性能。 然而， 近年來(lái)高韌性管線鋼在DWTT 期間經(jīng)常發(fā)生異常斷裂。 異常斷裂也稱為逆向斷裂， 定義為DWTT 試樣的缺口尖端處為韌性啟裂， 但在錘擊側(cè)出現(xiàn)解理斷裂。 為了闡明異常斷裂發(fā)生的機(jī)理并防止管道長(zhǎng)程脆性斷裂擴(kuò)展， 已經(jīng)進(jìn)行了許多關(guān)于異常斷裂的研究， 并掌握了異常斷裂發(fā)生機(jī)制。

本研究在準(zhǔn)靜態(tài)載荷條件下分析了DWTT試樣在錘擊側(cè)的壓縮預(yù)應(yīng)變。 從準(zhǔn)靜態(tài)加載和卸載的DWTT 試樣中制取夏比沖擊試樣， 研究預(yù)應(yīng)變對(duì)韌性的影響。 此外， 還進(jìn)行了人字形缺口DWTT （CN-DWTT）、 預(yù)制 裂紋DWTT （SPCDWTT） 及非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)， 以比較韌脆轉(zhuǎn)變溫度。 在這些試驗(yàn)的基礎(chǔ)上， 討論了缺口形狀對(duì)韌脆轉(zhuǎn)變溫度的影響以及DWTT 與鋼管試驗(yàn)之間的相關(guān)性。 另外， 還考慮了預(yù)應(yīng)變與異常斷口形貌（AFA） 之間的關(guān)系。

1 試驗(yàn)材料和過(guò)程

1.1 試驗(yàn)材料

圖1 鋼管母材夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果

本研究所使用的材料為熱機(jī)械控制工藝（TMCP） 制造的API 5L X65 鋼級(jí)UOE 管線鋼管， 試驗(yàn)材料的力學(xué)性能見表1。 鋼管的外徑為609.6 mm， 壁厚為19.1 mm， 長(zhǎng)度為9 000 mm。表1 還列出了管體的拉伸性能和夏比沖擊吸收能量， 拉伸試樣為直徑8.9 mm 橫向圓棒試樣。 圖1為鋼管母材夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果， 在0 ℃下鋼管的夏比沖擊上平臺(tái)能量為382 J。

表1 試驗(yàn)材料的力學(xué)性能

1.2 落錘撕裂試驗(yàn)

圖2 DWTT 試樣示意圖

為了研究缺口形狀對(duì)DWTT 韌脆轉(zhuǎn)變曲線、剪切面積和異常斷口形貌的影響， 制備了三種DWTT 試樣， 所有試樣均在鋼管橫向取樣后壓平， 圖2 為DWTT 試樣示意圖。 壓制缺口DWTT（PN-DWTT） 試樣符合API SPEC 5L 和DNV 標(biāo)準(zhǔn)要求， CN-DWTT 試樣符合API SPEC 5L 標(biāo)準(zhǔn)要求， SPC-DWTT 試樣采用PN-DWTT 試樣通過(guò)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)制備。 所有DWTT 試樣的初始缺口深度均相同。 觀察斷裂表面以評(píng)估剪切面積和異常斷口形貌。

1.3 靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

圖3 所示為靜態(tài)預(yù)制裂紋和測(cè)量預(yù)應(yīng)變度的方法， 圖3 （a） 為靜態(tài)預(yù)制裂紋過(guò)程， 圖3 （b）為載荷-位移曲線， 由圖3 （b） 可見， 施加載荷直到最大載荷下降約1.25%。 試樣表面被電解蝕刻出直徑5 mm 的圓形網(wǎng)格， 以測(cè)量塑性應(yīng)變（見圖3 （c））。 圖4 顯示了靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)后的應(yīng)變分布， 其中圖4 （a） 為沿橫向方向的塑性應(yīng)變， 圖4 （b） 為沿?cái)U(kuò)展方向的塑性應(yīng)變，圖4 （c） 為等效塑性應(yīng)變。

等效塑性應(yīng)變由應(yīng)變分量通過(guò)公式 （1） 計(jì)算得出， 即

式中： εx——橫向應(yīng)變；

εy——擴(kuò)展方向應(yīng)變；

εz——厚度方向應(yīng)變， 可依據(jù)體積恒定條件通過(guò)公式（2） 計(jì)算得出。

夏比沖擊試驗(yàn)和拉伸試驗(yàn)在室溫下進(jìn)行， 從準(zhǔn)靜態(tài)加載和卸載的DWTT 試樣中獲取夏比沖擊試樣和圓棒拉伸試樣， 以分析預(yù)應(yīng)變對(duì)韌性的影響。 這些預(yù)應(yīng)變?cè)嚇尤∽远鄠€(gè)位置， 夏比沖擊試樣的預(yù)應(yīng)變度為-4.5%～4.6%， 拉伸試樣的預(yù)應(yīng)變度為-6%～12.0%。

圖3 預(yù)應(yīng)變材料的制備方法

圖4 靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)后的應(yīng)變分布

1.4 非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)

為了研究鋼管材料的斷裂行為并評(píng)估裂紋擴(kuò)展過(guò)程中的局部應(yīng)變， 在低溫下進(jìn)行了非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)。 非全尺寸氣體爆裂試驗(yàn)裝置及表面缺口結(jié)構(gòu)如圖5 所示。 在該試驗(yàn)中， 因?yàn)樵阡摴艿纳喜考庸ち艘粋€(gè)表面缺口作為啟裂點(diǎn)， 所以通過(guò)使用液氮來(lái)冷卻管體上部。 本試驗(yàn)采用階梯式缺口， 缺口長(zhǎng)度500 mm、 深度10 mm。 使用根據(jù)軸向部分貫通鋼管壁厚裂紋公式計(jì)算出的夏比沖擊吸收能量確定缺口部分的深度， 使發(fā)生斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的壓力等于ReL。

氣體爆破試驗(yàn)前， 在試驗(yàn)鋼管上安裝了冷卻裝置， 加壓介質(zhì)為氮?dú)狻?在該試驗(yàn)中， 由于分別控制西側(cè)和東側(cè)的冷卻溫度， 因此在一次爆破試驗(yàn)中可以獲得兩種不同試驗(yàn)溫度下的斷裂行為。在鉆孔后鋼管表面下方5 mm 處測(cè)量鋼管管壁的溫度， 達(dá)到目標(biāo)溫度后， 將溫度保持20 min 以上， 然后對(duì)試驗(yàn)鋼管加壓直至破裂。

圖5 非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)裝置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 DWTT 與非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)的脆性到延性行為對(duì)比

表2 為非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)結(jié)果。 圖6 所示為試驗(yàn)前試驗(yàn)管的設(shè)置以及試驗(yàn)后的斷裂形貌。 爆破壓力為23.9 MPa， 相當(dāng)于84%ReL， 爆破壓力略高于目標(biāo)壓力。 在該試驗(yàn)中， 脆性裂紋和韌性裂紋都出現(xiàn)在初始臺(tái)階缺口的連接處， 具體取決于管壁溫度。 在溫度控制在-11～-21 ℃的西側(cè)， 以韌性斷裂方式啟裂并以完全韌性的方式擴(kuò)展到管體。 另一方面， 在溫度控制在-17～-38 ℃的東側(cè)， 單個(gè)脆性斷裂從初始臺(tái)階缺口的較厚連接處啟動(dòng)， 并擴(kuò)展到管體。 然后， 單個(gè)脆性斷裂迅速終止， 最后轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟许g性斷裂。 西側(cè)最大斷裂速度為290 m/s， 東側(cè)最大斷裂速度為390 m/s。 擴(kuò)展裂紋距啟裂處40 mm，在到達(dá)擴(kuò)展裂紋之前西側(cè)最大壓縮應(yīng)變約為1.3%。 這比使用高速攝像機(jī)在PN-DWTT 中觀察到的值要低。

表2 非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)結(jié)果

圖6 非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)結(jié)果

DWTT 結(jié)果如圖7 所示。 采用DNV 的剪切面積評(píng)定方法評(píng)定85%剪切面積轉(zhuǎn)變溫度（SATT）， 該方法包括由于異常斷口形貌 （AFA）行為而從缺口產(chǎn)生的韌性斷裂， PN-DWTT、 CNDWTT 和SPC-DWTT 的轉(zhuǎn)變溫度分別為-30 ℃、-25 ℃和-13 ℃。 CN-DWTT 和SPC-DWTT 由于總能量中的啟裂能量更低， 韌脆轉(zhuǎn)變曲線相比PNDWTT 向更高溫度上移。 但是， 無(wú)論哪種缺口類型， 轉(zhuǎn)變區(qū)都出現(xiàn)了異常斷裂。 鋼管爆破試驗(yàn)的剪切面積與缺口DWTT 剪切面積如圖7 所示。鋼管爆破試驗(yàn)的剪切面積評(píng)定范圍與DWTT 剪切面積評(píng)定范圍相同， 鋼管爆破試驗(yàn)的剪切面積位于SPC-DWTT 試樣的韌脆轉(zhuǎn)變曲線附近。

圖7 DWTT 試樣與鋼管爆破試驗(yàn)的剪切面積對(duì)比

圖8 和圖9 分別比較了PN-DWTT 試樣、CN-DWTT 試樣、 SPC-DWTT 試樣和爆破試驗(yàn)鋼管在-10 ℃和-20 ℃時(shí)的斷口形貌。 圖9 中，在-20 ℃可以觀察到清晰的爆破試驗(yàn)鋼管剪切唇， 這與正常斷口形貌類似， 這意味著SPCDWTT 試樣中脆性裂紋始于缺口根部。 另一方面， PN-DWTT 試樣在-10 ℃和-20 ℃都出現(xiàn)了異常斷口形貌。 由于在缺口根部具有較高的斷裂抗力， 所以在錘擊側(cè)發(fā)生了預(yù)應(yīng)變。

圖8 -10 ℃時(shí)試樣斷口形貌對(duì)比

圖9 -20 ℃時(shí)試樣斷口形貌對(duì)比

2.2 預(yù)應(yīng)變對(duì)DWTT 中異常斷裂的影響

圖10 給出了非應(yīng)變材料和預(yù)應(yīng)變材料的夏比沖擊試驗(yàn)和拉伸試驗(yàn)的結(jié)果， 所有試驗(yàn)均在室溫下進(jìn)行。 如圖10 （a） 所示， 無(wú)論壓縮還是拉伸預(yù)應(yīng)變， 大于2%的預(yù)應(yīng)變都會(huì)使夏比上平臺(tái)能量降低7%～10%。 另一方面， 拉伸預(yù)應(yīng)變使材料的屈服強(qiáng)度提高， 在5%以內(nèi)的壓縮預(yù)應(yīng)變則會(huì)使材料的屈服強(qiáng)度略有降低， 見圖10 （b）。 壓縮預(yù)應(yīng)變?cè)斐傻那?qiáng)度降低會(huì)導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生前的大變形和局部脆化。 需要進(jìn)一步研究諸如從預(yù)應(yīng)變材料獲得的夏比試驗(yàn)的韌脆轉(zhuǎn)變曲線， 以將異常斷裂的發(fā)生與預(yù)應(yīng)變導(dǎo)致的脆化行為聯(lián)系起來(lái)。

圖11 比較了在-10 ℃下SPC-DWTT 試樣裂紋前沿附近的橫向塑性應(yīng)變。 靜態(tài)彎曲試驗(yàn)后約4.0%的壓縮預(yù)應(yīng)變的DWTT 試樣出現(xiàn)異常斷口形貌， 而約2.0%的壓縮預(yù)應(yīng)變的DWTT 試樣沒有出現(xiàn)異常斷口形貌。 圖11 （b） 為SPC-DWTT后的塑性應(yīng)變及非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)中使用劃線網(wǎng)格測(cè)得的塑性應(yīng)變。 無(wú)異常斷口形貌的SPC-DWTT 試樣中的塑性應(yīng)變低于非全尺寸氣體爆破試驗(yàn)中測(cè)得的塑性應(yīng)變。 另一方面， 對(duì)于有異常斷口形貌的SPC-DWTT 試樣， 錘擊側(cè)和缺口根部側(cè)出現(xiàn)脆性斷裂的塑性應(yīng)變均大于完全韌性斷裂區(qū)的塑性應(yīng)變。 因此， 由于錘擊側(cè)的應(yīng)變范圍比較大， 所以異常斷裂容易發(fā)生。

圖10 非應(yīng)變材料和預(yù)應(yīng)變材料的試驗(yàn)結(jié)果

圖11 SPC-DWTT 裂紋前沿附近的塑性應(yīng)變

3 結(jié) 論

（1） 與PN-DWTT 相 比， CN-DWTT 和SPC-DWTT 中的韌脆轉(zhuǎn)變溫度升高。 但是， 無(wú)論轉(zhuǎn)變區(qū)的缺口類型如何， 都會(huì)出現(xiàn)異常斷裂。

（2） 鋼管爆破試驗(yàn)的斷口形貌與SPC-DWTT試樣相似， 由于啟裂能量降低， 易于脆性斷裂啟裂， 而在錘擊側(cè)附近發(fā)生了異常斷裂。

（3） 超過(guò)2%的壓縮和拉伸預(yù)應(yīng)變使夏比上平臺(tái)能量降低了7%～10%。 需要進(jìn)一步的研究，例如從預(yù)應(yīng)變材料獲得夏比沖擊試驗(yàn)的韌脆轉(zhuǎn)變曲線， 從而將異常斷裂的發(fā)生與預(yù)應(yīng)變導(dǎo)致的脆化行為聯(lián)系起來(lái)。

（4） 由于預(yù)應(yīng)變效應(yīng)和在裂紋萌生之前因彎曲而產(chǎn)生撓曲， 因此在85%剪切面積轉(zhuǎn)變溫度以上出現(xiàn)了異常斷口形貌。

譯自： TOSHIHIKO A,TAISHI F,YASUHIRO S,et al.Evaluation of pre-strain effect on abnormal fracture occurrence in drop-weight tear test for linepipe steel with high Charpy energy[J] .Procedia Structural Integrity， 2016 （2）： 422-429.