許曉鋒，高豹華 編譯

（1.中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，西安710065；2.中國石油天然氣管道局第三工程分公司，鄭州451450）

隨著全球市場對天然氣清潔能源需求的不斷增加，輸送天然氣用管線鋼管的強(qiáng)度也隨之增加。止裂能力是高強(qiáng)度管線鋼管運(yùn)行可靠性最重要的性能指標(biāo)之一，當(dāng)焊縫（如環(huán)焊縫）發(fā)生脆性起裂或是管體發(fā)生韌性起裂，控制裂紋的擴(kuò)展顯得極其重要。

DWTT是評價脆性起裂止裂能力最主要的方法之一。研究表明，全尺寸爆破試驗(yàn)獲得的韌脆轉(zhuǎn)變溫度曲線與夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果不同，但與DWTT獲得的結(jié)果基本吻合。因此，DWTT用來評價試樣缺口發(fā)生脆性起裂時脆性開裂是否向韌性開裂轉(zhuǎn)變。當(dāng)管線鋼管DWTT剪切面積大于40%，且全尺寸爆破試驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展速度小于450 m/s時，裂紋是可控的?？紤]到鋼管環(huán)向試驗(yàn)結(jié)果的分散性，標(biāo)準(zhǔn)中一般規(guī)定DWTT剪切面積不小于85%作為韌性指標(biāo)。

高強(qiáng)度管線鋼DWTT常出現(xiàn)異常斷口，即在試樣缺口處發(fā)生剪切裂紋起裂，并在隨后的斷裂擴(kuò)展中，在落錘側(cè)出現(xiàn)解理斷裂的斷口。關(guān)于異常斷口出現(xiàn)的機(jī)理，有研究認(rèn)為是由于落錘沖擊造成加工硬化而形成的。同時，落錘影響區(qū)硬度試驗(yàn)結(jié)果表明壓縮預(yù)應(yīng)變造成的加工硬化與異常斷口尺寸相關(guān)聯(lián)。另有研究認(rèn)為，落錘側(cè)落錘影響區(qū)的大量壓縮預(yù)應(yīng)變是三點(diǎn)彎曲和落錘沖擊共同作用造成的。目前，關(guān)于DWTT異常斷口的變形行為和形成機(jī)理還未徹底研究清楚。

本研究對不同組織管線鋼DWTT變形行為進(jìn)行了分析，DWTT試樣變形行為通過高速攝影進(jìn)行記錄并測量，且根據(jù)測量的應(yīng)變計算塑性應(yīng)變當(dāng)量，重點(diǎn)分析了主要影響異常斷口形成的因素。

1 試驗(yàn)材料及過程

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料的化學(xué)成分見表1。原料經(jīng)轉(zhuǎn)爐和連鑄，制成240 mm厚板，取中間100 mm厚無中心偏析部分軋制成20 mm厚鋼板并加速冷卻。熱機(jī)械軋制（TMCP）和回火處理參數(shù)見表2。軋制后所有鋼板均加速冷卻到室溫，粗晶貝氏體（C-B）鋼隨后加熱到500℃進(jìn)行回火處理，以降低其抗拉強(qiáng)度。鋼板的顯微組織采用光學(xué)顯微鏡進(jìn)行觀察，其強(qiáng)度通過拉伸試驗(yàn)進(jìn)行測量，拉伸試樣為橫向圓棒試樣（直徑6mm，標(biāo)距24 mm），從鋼板厚度方向中間位置取樣并在室溫下進(jìn)行試驗(yàn)。

表1 試驗(yàn)用鋼化學(xué)成分 %

表2 試驗(yàn)用鋼TMCP和回火處理參數(shù)

1.2 試樣形狀及尺寸

DWTT在20℃下進(jìn)行，剪切面積按照API SPEC 5L/ISO 3183的相關(guān)規(guī)定執(zhí)行。沿鋼板橫向取樣，試樣形狀及尺寸如圖1所示。

圖1 DWTT試樣形狀及尺寸

1.3 變形行為

為了解變形行為，通過劃分圓形網(wǎng)格（直徑5 mm）和采用高速攝影 （配備18 000幀/s的高速攝像機(jī)）對DWTT過程中材料的塑性應(yīng)變進(jìn)行研究。通過分析高速攝像機(jī)獲得的圖像，測量每個圓形網(wǎng)格長度的變化，計算平行于裂紋擴(kuò)展的真應(yīng)變εx和垂直于裂紋擴(kuò)展的真應(yīng)變εy。同時，根據(jù)測量的真應(yīng)變計算出塑性應(yīng)變當(dāng)量，即落錘沖擊開始時刻到裂紋擴(kuò)展到測量位置時的累積應(yīng)變值，通過公式（1）進(jìn)行計算

式中：dε—塑性應(yīng)變當(dāng)量增量；

εz—厚度方向真應(yīng)變。

根據(jù)體積固定不變的條件可按公式（2）計算

dε按 0.5 μs間隔進(jìn)行計算。

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 顯微組織和拉伸性能

試驗(yàn)鋼板壁厚中心區(qū)的顯微組織如圖2所示，經(jīng)不同TMCP和回火工藝獲得不同組織。C-B鋼經(jīng)1 200℃奧氏體化并在Ar3點(diǎn)以上開始加速冷卻，獲得粗晶貝氏體組織和少量的鐵素體；C-FB鋼經(jīng)1 200℃奧氏體化并在Ar3點(diǎn)以下開始加速冷卻，獲得粗晶鐵素體-貝氏體組織；FB鋼經(jīng)1 000℃奧氏體化并在Ar3點(diǎn)以下開始加速冷卻，獲得細(xì)晶鐵素體-貝氏體組織。

試驗(yàn)鋼板抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度如圖3所示。3類鋼板具有相同的抗拉強(qiáng)度，為（645±22）MPa，但屈服強(qiáng)度不同，具有粗晶貝氏體組織的C-B鋼板的屈服強(qiáng)度高于其他2種鋼板。

圖2 試驗(yàn)鋼板壁厚中心顯微組織

圖3 試驗(yàn)鋼板抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度

2.2 落錘性能

圖4為3種鋼板在20℃下獲得的DWTT剪切面積。具有鐵素體-貝氏體組織的C-FB和FB鋼的剪切面積是100%，而粗晶貝氏體C-B鋼由于異常斷口的出現(xiàn)剪切面積稍低。圖5是試樣DWTT斷裂形貌，脆性區(qū)用虛線進(jìn)行了標(biāo)示。從圖5可以看出，C-B鋼和部分C-FB鋼出現(xiàn)了異常斷口，而細(xì)晶粒的FB鋼則沒有。C-B鋼中出現(xiàn)的異常斷口降低了DWTT剪切面積值，而C-FB鋼由于異常斷口不在標(biāo)準(zhǔn)評定區(qū)域內(nèi)而未受影響。圖6顯示了異常斷口距離錘擊側(cè)的距離。對于C-B鋼，異常斷口距離錘擊側(cè)11～21mm或16～22 mm；對于C-FB鋼，異常斷口距離錘擊側(cè)9～16 mm。

圖4 試驗(yàn)鋼板20℃下DWTT剪切面積

圖5 試驗(yàn)鋼板DWTT斷裂形貌

圖6 異常斷口距離錘擊側(cè)的距離

2.3 變形分析

2.3.1 動態(tài)應(yīng)變分析

采用劃分圓形網(wǎng)格和高速攝影的方法對DWTT塑性應(yīng)變行為進(jìn)行了研究，來探討其變形規(guī)律及對異常斷口的影響。圖7為C-B鋼DWTT試樣錘擊側(cè)變形表面典型照片。對距離錘擊側(cè)1～16 mm之間的塑性應(yīng)變進(jìn)行了測量。真應(yīng)變εy和塑性應(yīng)變當(dāng)量隨時間的變化曲線如圖8所示。結(jié)果顯示，變形可大致分為3個區(qū)域，即落錘沖擊區(qū)、彎曲壓縮區(qū)和彎曲拉伸區(qū)。

圖7 C-B鋼錘擊側(cè)表面隨時間變化的典型照片

圖8 C-B鋼真應(yīng)變隨時間的變化曲線

2.3.2 落錘影響區(qū)域應(yīng)變分析

如圖8（a）所示，距離錘擊側(cè)1 mm，6 mm和11 mm位置的塑性應(yīng)變是落錘沖擊、彎曲壓縮和彎曲拉伸共同造成的。在大約0.6 ms之前真應(yīng)變呈正增長，這是因?yàn)槁溴N沖擊造成這些點(diǎn)發(fā)生拉伸應(yīng)變，可從圖8（b）中得到證實(shí)，可以看到網(wǎng)格沿垂直裂紋擴(kuò)展方向發(fā)生了伸長。0.6～3 ms時間段由于彎曲壓縮的原因真應(yīng)變呈負(fù)增長。大約5 ms之后由于彎曲拉伸的原因真應(yīng)變重新向正方向增長。DWTT彎曲變形過程中，壓縮和拉伸區(qū)域的中性面隨著裂紋的擴(kuò)展不斷變化，裂紋擴(kuò)展減小了試樣彎曲半徑，使拉伸應(yīng)變向錘擊側(cè)不斷靠近。值得注意的是，相比彎曲變形，落錘沖擊造成的塑性應(yīng)變非常小。

2.3.3 彎曲壓縮區(qū)域應(yīng)變分析

距離錘擊側(cè)16 mm，21 mm，26 mm和31mm位置的變形分為彎曲壓縮區(qū)和彎曲拉伸區(qū)。試樣變形受彎曲的影響，如圖8（b）所示。這表明采用20 mm厚鋼板進(jìn)行DWT試驗(yàn)時，距離錘擊側(cè)16 mm以上的區(qū)域未觀察到落錘沖擊造成的變形。初始階段，由于彎曲壓縮的原因真應(yīng)變呈負(fù)增長。之后，裂紋擴(kuò)展使試樣彎曲半徑減小，隨著壓縮和拉伸區(qū)域的中性面變化逐漸受到彎曲拉伸的作用使真應(yīng)變呈正增長。

2.3.4 彎曲拉伸區(qū)域應(yīng)變分析

距離錘擊側(cè)36 mm以上的區(qū)域的變形劃分為彎曲拉伸區(qū)，該區(qū)域只承受彎曲拉伸的作用，如圖 8（c）所示。

2.3.5 應(yīng)變對異常斷口的影響

有研究認(rèn)為，異常斷口受加工硬化的影響。因此，異常斷口的出現(xiàn)與塑性應(yīng)變當(dāng)量的大小有關(guān)。圖9顯示了塑性應(yīng)變當(dāng)量隨時間的變化曲線。測量位置越接近錘擊側(cè)，應(yīng)變當(dāng)量越大。圖9（a）中大約3 ms之前距離錘擊側(cè)6 mm以及11 mm位置的應(yīng)變當(dāng)量顯著增長，這是落錘沖擊和彎曲壓縮變形共同作用造成的，但相比彎曲變形，落錘沖擊的貢獻(xiàn)較??；3～6 ms間應(yīng)變當(dāng)量緩慢增長，真應(yīng)變從彎曲壓縮轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢?；大約6 ms后由于彎曲拉伸的原因應(yīng)變當(dāng)量再次增長。圖9（b）中塑性應(yīng)變當(dāng)量由于彎曲壓縮和彎曲拉伸作用不斷增加。圖9（c）中塑性應(yīng)變當(dāng)量僅憑借彎曲拉伸作用不斷增加，任何位置都能觀察到由彎曲拉伸造成的應(yīng)變當(dāng)量增長。這些結(jié)論表明，彎曲造成的變形在異常斷口出現(xiàn)位置占主導(dǎo)地位。

從以上分析可以看出，彎曲變形壓縮應(yīng)變增加了異常斷口附近區(qū)域的塑性應(yīng)變當(dāng)量。因此，異常斷口的出現(xiàn)很可能是DWTT中大量壓縮應(yīng)變造成的，但該問題還有待進(jìn)一步研究。

圖9 C-B鋼塑性應(yīng)變當(dāng)量隨時間的變化曲線

2.4 顯微組織對異常斷口的影響

圖10和圖11為3種鋼真應(yīng)變εy和塑性應(yīng)變當(dāng)量隨時間的變化曲線。圖12給出了距離錘擊側(cè)不同位置3種試驗(yàn)對塑性應(yīng)變當(dāng)量的影響。由圖12可以看出，落錘沖擊造成的應(yīng)變只占很少一部分，在異常斷口出現(xiàn)區(qū)域彎曲造成的變形占主導(dǎo)地位。同時，盡管FB鋼承受的變形力與其他兩種鋼相同，但是沒有出現(xiàn)異常斷口。其原因一種是晶粒細(xì)化降低了韌脆轉(zhuǎn)變溫度，另一種是能引起脆性起裂的內(nèi)部開裂較少。

圖10 三種鋼真應(yīng)變隨時間的變化曲線

圖11 三種鋼塑性應(yīng)變當(dāng)量隨時間的變化曲線

圖12 三種因素對塑性應(yīng)變當(dāng)量的影響

3 結(jié) 論

（1）粗晶?；鼗鹭愂象w鋼會出現(xiàn)異常斷口，而細(xì)晶粒鐵素體貝氏體鋼則不會出現(xiàn)，但是，當(dāng)晶粒變粗時會有少量異常斷口出現(xiàn)。

（2）DWTT中的變形主要包括3部分，分別為落錘沖擊、彎曲壓縮和彎曲拉伸產(chǎn)生的變形；落錘沖擊對20 mm厚試樣產(chǎn)生的變形局限于距離錘擊側(cè)16 mm以內(nèi)。

（3）彎曲變形產(chǎn)生的塑性應(yīng)變當(dāng)量遠(yuǎn)大于落錘沖擊的影響；彎曲產(chǎn)生的變形在異常斷口區(qū)域占主導(dǎo)地位。