(1.中國石油集團石油管工程技術研究院 石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室，西安 710077； 2.北京航空航天大學 材料科學與工程學院，北京 100191)

0 引言

土壤應力腐蝕開裂(Stress Corrosion Cracking，SCC)導致的油氣管道斷裂失效事故在北美曾屢有發(fā)生，并造成巨大損失[1]。20世紀60年代，美國南部的天然氣管道上發(fā)生了第1起應力SCC事故，隨后又發(fā)生了上百起此類事故[2-3]。20世紀80年代，加拿大境內(nèi)管道上發(fā)生了22起SCC事故(其中有12起SCC事故造成管道破裂)，其特征與美國發(fā)生的SCC有很大的差異[4]。這些差異將管道SCC分成了兩類，美國發(fā)生的這類SCC被稱為高pH值SCC，而加拿大發(fā)生的這類SCC被稱作近中性pH值SCC。

高pH值SCC是一種沿晶型斷裂，發(fā)生在濃度較高的碳酸鹽/碳酸氫鹽溶液中，pH值范圍為8.0～12.5，其陽極溶解機理也被廣泛接受[5]。近中性pH值發(fā)生在濃度較低的碳酸氫根溶液中，pH值范圍為5.5～8.5。自從加拿大在1985年首次發(fā)現(xiàn)管道近中性pH值SCC后，國際上開展了大量的研究工作[6-8]。研究認為，SCC是一種穿晶型斷裂，其斷裂形貌呈現(xiàn)準解理微觀特征。以往的研究主要是針對中低鋼級的管線鋼，如X52，X60及X70[9-11]，對X80及以上鋼級管線鋼的近中性土壤應力腐蝕開裂研究比較少，主要是國際上X80管線鋼應用比較少，在西氣東輸二線之前，全世界X80鋼管應用總里程也只有2 000余公里。近年來，對X80及以上鋼級的管線鋼近中性pH值SCC開展了一些研究工作[12-15]，但對其機理尚未形成一致和系統(tǒng)的認識。西氣東輸二線和三線主干線全部采用了X80管線鋼管，理論上講，鋼級提高，應力腐蝕開裂敏感性會增加；另外，調(diào)查西二線土壤環(huán)境發(fā)現(xiàn)，沿線為近中性土壤環(huán)境的管線長度達到1 800 余公里，占主干線長度的37%。研究X80管線鋼的土壤應力腐蝕開裂規(guī)律，對于西氣東輸二線、三線以及未來其他X80管線的失效控制及完整性管理都具有重要意義。

筆者所在課題組開展了高強度管道近中性土壤應力腐蝕開裂行為、影響因素及其影響規(guī)律研究。研究發(fā)現(xiàn)，管線鋼鋼級和陰極保護電位對土壤應力腐蝕開裂有顯著影響[16-18]，鋼級提高，應力腐蝕開裂敏感性增加，必須重視X80級以上鋼級的管線鋼的近中性土壤應力腐蝕開裂研究。恒載荷試驗研究發(fā)現(xiàn)，在恒載荷作用下，X80管線鋼對近中性pH溶液應力腐蝕開裂不敏感，測不出發(fā)生應力腐蝕開裂的門檻應力σscc，這與美國OPS(管道安全辦公室)的研究結論一致。加拿大能源局曾對實際管道的土壤應力腐蝕開裂進行調(diào)查研究，也未找出發(fā)生SCC的門檻應力σscc，認為σscc可能與應力波動有關。本文在模擬近中性土壤環(huán)境的NS4溶液中，試驗研究高載小幅波動對X80鋼管焊縫應力腐蝕開裂的影響，以期為控制高鋼級管道近中性土壤應力腐蝕開裂提供依據(jù)。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗材料取自API X80管線鋼直縫埋弧焊管(LSAW)，鋼管外徑均為1 219 mm，壁厚均為22.0 mm，其化學成分見表1。采用圓棒試樣測得X80焊管母材屈服強度Rt0.5=669 MPa，抗拉強度Rm=731 MPa，延伸率為42%。

表1 試驗用X80焊管化學成分 %

試驗溶液采用模擬土壤介質(zhì)的NS4溶液(見表2)。試驗溶液用分析純試劑和去離子水配置。試驗過程中，向試驗溶液通入5%CO2+95%N2混合氣體除氧，使溶液的pH值處于近中性。試驗溫度為室溫。

表2 試驗溶液組分含量 mg/L

1.2 試驗方法

試樣為從X80直縫埋弧焊管上截取的單邊裂紋板狀試樣，試樣的標距段尺寸為40 mm×8 mm×2mm，如圖1所示。

圖1 試樣結構尺寸示意

焊縫位于試樣標距中心，試樣寬度方向平行于鋼管焊縫。沿熔合線部位切割切口，并預制疲勞裂紋，保證裂紋沿熔合線擴展。切口深度為2 mm，預制疲勞裂紋長度為0.6～1 mm。

試驗前，采用暗場光學顯微鏡對預制裂紋的長度進行顯微觀察。將預制疲勞裂紋的試樣在溶液盒中密封，設置相關參數(shù)，進行高載小幅載荷條件下的拉伸試驗，每48 h更換一次溶液。按試樣有效韌帶截面面積上的應力值100%Rt0.5和85%Rt0.5確定試驗載荷，進行兩種應力水平下的高載小幅應力腐蝕開裂試驗，加載頻率f=0.02 Hz正弦波，應力比R分別為0.85，0.75。試驗開始后，每隔一定的時間，采用讀數(shù)光學顯微鏡對裂紋的長度進行測量，得到不同循環(huán)周次下的裂紋長度。用相鄰兩次測量的裂紋長度和對應的循環(huán)周次，計算獲得不同循環(huán)周次下的裂紋擴展速率，方法如下：假設第j次測量的裂紋長度為aj，對應的循環(huán)周次為Nj；第j-1次測量的裂紋長度為aj-1，對應的循環(huán)周次為Nj-1，則循環(huán)周次Nj下的裂紋擴展速率(da/dN)j=(aj-aj-1)/(Nj-Nj-1)。

高載小幅波動試驗采用英國Instron 8810液壓伺服疲勞試驗機，頻率范圍0.001～20 Hz。試樣斷口形貌采用TESCAN-VEGAⅡ型掃描電子顯微鏡觀察。

2 試驗結果與討論

2.1 應力水平和應力比R對X80管線鋼管焊縫材料應力腐蝕開裂速率的影響規(guī)律

圖2示出試驗獲得的不同應力比和不同應力水平下的裂紋長度隨循環(huán)周次N的變化曲線。

圖2 裂紋長度a隨循環(huán)周次N變化曲線

從圖2可以看出，在相同時間內(nèi)(N相同)，在σmax=85%Rt0.5和R=0.85的試驗條件下的裂紋長度最小，在σmax=100%Rt0.5和R=0.75的試驗條件下的裂紋長度最大；應力比R和循環(huán)周次N相同條件下，提高應力水平，裂紋長度增加；應力水平和循環(huán)周次N相同條件下，減小應力比R，裂紋長度顯著增加。

圖3示出試驗獲得的X80鋼管焊縫在不同應力比(R=0.8，0.75)和不同應力水平(100%Rt0.5，85%Rt0.5)下裂紋擴展速率da/dN隨循環(huán)周次N的變化曲線。在R=0.85的條件下，比較100%Rt0.5和85%Rt0.5兩個應力水平下的裂紋擴展速率da/dN，可見，在高應力比下，提高應力水平，裂紋擴展速率略有增加，但并不顯著；在應力水平固定(100%Rt0.5或85%Rt0.5)條件下，應力比R從0.85降低到0.75，裂紋擴展曲線大幅度上移，裂紋擴展速率顯著提高。另外，從圖中R=0.75條件下兩個應力水平的裂紋擴展速率曲線可以看出，裂紋起始擴展速率較快，而且隨著時間延長和循環(huán)周次N增加，裂紋擴展速率進一步提高，最后瞬間發(fā)生斷裂。但是，隨著載荷降低和應力比增加，裂紋起始擴展速率迅速降低，達到瞬間斷裂的時間會大幅度延長。

圖3 裂紋擴展速率da/dN隨循環(huán)周次N變化曲線

2.2 裂紋形貌和斷口微觀分析

裂紋擴展形貌和擴展長度采用暗場光學顯微鏡進行觀察。圖4示出在σmax=100%Rt0.5和R=0.85試驗條件下，X80鋼管焊縫試樣在試驗前后的裂紋形貌。圖4(a)為試驗前疲勞預制裂紋形貌，長度為1 mm；圖4(b)為經(jīng)過336 h，22 450次循環(huán)后的裂紋擴展形貌，發(fā)現(xiàn)裂紋擴展長度約0.5 mm，平均裂紋擴展速率為2.23×10-5mm/N。圖5示出了σmax=85%Rt0.5和R=0.85試驗條件下，X80鋼管焊縫試樣在試驗前后的裂紋形貌。圖5(a)為試驗前疲勞預制裂紋形貌，長度為0.8 mm;圖5(b)為經(jīng)過360 h，24 056次循環(huán)后的裂紋擴展形貌，發(fā)現(xiàn)裂紋擴展長度約0.2 mm，平均裂紋擴展速率為8.3×10-6mm/N。

(a)試驗前疲勞預制裂紋形貌

(b)經(jīng)336 h，22 450次循環(huán)后的裂紋擴展形貌

圖4 在σmax=100%Rt0.5和R=0.85試驗條件下試驗前后宏觀裂紋形貌 50×

(a)試驗前疲勞預制裂紋形貌 (b)經(jīng)360 h，24 056次循環(huán)后的裂紋擴展形貌

圖5 在σmax=85%Rt0.5和R=0.85試驗條件下試驗前后宏觀裂紋形貌 100×

觀察X80鋼管焊縫試樣在高載小幅波動應力腐蝕開裂試驗后的斷口及斷口側面，發(fā)現(xiàn)比較嚴重的腐蝕。以裂紋擴展速率最快、斷裂前用時最短，σmax=100%Rt0.5和R=0.75試樣為例(見圖6)，斷口形貌中存在大量的腐蝕產(chǎn)物，斷口存在被腐蝕的痕跡，通過清洗除掉表面的腐蝕產(chǎn)物后，用掃描電鏡觀察斷口形貌，發(fā)現(xiàn)存在解理擴展的脆性斷口特征，如圖7(a)所示。隨著高載小幅波動應力腐蝕試驗時間的延長，裂紋擴展速率不斷提高，斷口形貌觀察到階梯狀的擴展特征，說明在這個過程中，裂紋擴展速率較大，同時，較大塑性變形促進電化學腐蝕，如圖7(b)所示。高載小幅波動條件下的近中性土壤應力腐蝕開裂裂紋擴展是復雜的力學和化學耦合作用機制，研究認為解理和準解理脆性特征與H原子導致的氫脆有關[4，19]，局部塑性斷口微觀特征與裂紋擴展過程中發(fā)生較大的塑性變形有關，尤其是在斷裂前裂紋快速擴展階段。關于高載小幅波動條件下的近中性土壤應力腐蝕開裂裂紋擴展機制，尚有待進一步深入研究。

圖6 在σmax=100%Rt0.5和R=0.75試驗條件下試樣斷裂后宏觀形貌

以上試驗研究結果表明，高載小幅波動對X80管線鋼焊縫在近中性土壤中的應力腐蝕開裂速率有顯著影響。應力比R降低，載荷波動幅度提高會顯著增加應力腐蝕開裂速率，載荷波動對應力腐蝕開裂的影響程度顯著高于應力水平的影響。實際管道工程中，一方面要盡可能減少制管缺陷，避免應力集中；另一方面更要控制壓力波動，以降低管道發(fā)生近中性土壤應力腐蝕開裂的風險。在進行管道近中性土壤應力腐蝕開裂敏感性調(diào)查和風險評估時，除了土壤環(huán)境、防腐措施有效性等因素外，壓力波動情況要作為重要因素考慮。

(a)

(b)

3 結論

(1)高載小幅波動對X80管線鋼焊縫在近中性土壤中的應力腐蝕開裂速率有顯著影響。應力比R降低，載荷波動幅度提高會顯著增加應力腐蝕開裂速率。

(2)實際管道工程中，應盡可能控制壓力波動，以降低管道發(fā)生近中性土壤應力腐蝕開裂的風險。

(3)西氣東輸二線等X80管道沿線存在近中性土壤應力腐蝕開裂環(huán)境。在進行管道近中性土壤應力腐蝕開裂敏感性調(diào)查和風險分析時，除了關注土壤腐蝕環(huán)境、防腐措施有效性等因素外，壓力波動情況也應作為重要考慮因素。