李一哲

(中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司,青島 266111)

管道在服役過程中，會(huì)受天然腐蝕介質(zhì)和人工陰極保護(hù)等因素的影響而吸氫，進(jìn)而導(dǎo)致其發(fā)生氫脆[1-2]。截至目前，陰極保護(hù)和局部腐蝕已造成大量的氫脆失效事故[3]。因此，評(píng)估油氣管道抗氫致應(yīng)力腐蝕開裂能力對(duì)確保其結(jié)構(gòu)完整性具有重要意義。

目前，有關(guān)氫脆對(duì)金屬材料力學(xué)性能影響的研究多是針對(duì)不含裂紋拉伸試樣的[4-6]，鮮見含裂紋拉伸試樣的相關(guān)報(bào)道。了解氫脆對(duì)含裂紋結(jié)構(gòu)斷裂韌性的影響，對(duì)于暴露在含氫環(huán)境中的工程結(jié)構(gòu)，特別是服役管道的工程臨界評(píng)估具有重大的現(xiàn)實(shí)意義[7-8]。

相較于單邊缺口拉伸(SENT)試樣，緊湊拉伸(CT)試樣和三點(diǎn)缺口彎曲(SENB)試樣裂紋尖端的拘束度較高，不能真實(shí)反映實(shí)際服役含裂紋管道裂紋尖端的應(yīng)力拘束度，且SENT試樣的裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)與含裂紋全尺寸管道的裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)高度相似[9-12]。因此，對(duì)于實(shí)際管道，使用SENT試樣測(cè)得的斷裂韌性更具有說服力和代表性。然而，目前針對(duì)含氫條件下管線鋼斷裂韌性多是使用CT試樣和SENB試樣在實(shí)驗(yàn)室測(cè)得的。這就導(dǎo)致所得斷裂韌性值較低，使工程設(shè)計(jì)過于保守。因此，本工作依據(jù)NACE TMO 284-2016《管道和壓力容器用鋼抗氫致開裂能力評(píng)價(jià)》,制備了SENT試樣和SENB試樣,通過陰極充氫和斷裂韌性試驗(yàn)，探究氫脆對(duì)管線鋼斷裂韌性的影響，以期為服役于含氫環(huán)境管道的工程臨界評(píng)估提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)

1.1 試樣

從中國(guó)石油天然氣管道局提供的一段API X80管道上沿管徑向制取試樣，管道外徑為1 016 mm，壁厚為31 mm，其化學(xué)成分見表1。拉伸試驗(yàn)測(cè)得試樣的平均屈服強(qiáng)度(Rp)為630 MPa，抗拉強(qiáng)度Rm為780 MPa。

表1 API X80管線鋼的主要化學(xué)成分Tab. 1 Main chemical composition of API X80 pipeline steel %

制備4組(每組3個(gè))尺寸完全相同的試樣,形狀和尺寸如圖1和表2所示。試樣帶有2 mm深度的機(jī)械加工缺口，然后依據(jù)ASTM E1820-2013標(biāo)準(zhǔn)，在室溫下預(yù)制2 mm長(zhǎng)疲勞裂紋。其中2組試樣用于拉伸試驗(yàn)，記作SENT試樣，2組試樣用于三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，記作SEMB試樣。分別取1組SENT試樣和SENB試樣進(jìn)行充氫。

圖1 試樣的幾何尺寸Fig. 1 Geometrical dimension of specimen

表2 試樣的幾何參數(shù)Tab. 2 Geometrical dimension of sample

1.2 試驗(yàn)方法

通過電化學(xué)方法在室溫下對(duì)試樣進(jìn)行陰極充氫，使用龍威LW-3050KD型直流電源供電，電源正極接15 mm×15 mm鉑網(wǎng)，負(fù)極接試樣。所用電解液為0.5 mol/L H2SO4+3 g/L NH4SCN混合溶液，其中NH4SCN是氫的毒化劑，可抑制氫在金屬表面形成分子，并促進(jìn)氫原子進(jìn)入金屬內(nèi)部。在充氫前，用砂紙對(duì)試樣進(jìn)行打磨并進(jìn)行超聲清洗。

使用MTS E64伺服液壓萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，按照NACE TMO 284-2016標(biāo)準(zhǔn)在室溫下對(duì)充氫試樣和母材試樣進(jìn)行斷裂韌性試驗(yàn)，其中SENT試樣為拉伸加載，SENB試樣為彎曲加載。采用位移控制加載方式，加載速率為0.01 mm/s。使用圖2所示的雙引伸計(jì)法測(cè)量試樣的裂紋嘴張開位移DCMO，并計(jì)算對(duì)應(yīng)于最大載荷處的裂紋尖端張開位移(DCTO)值[13]，即

圖2 雙引伸計(jì)法測(cè)量DCTO示意圖Fig. 2 Schematic illustration of DCTO determination from double clip method

(1)

式中：DCTO為裂紋尖端張開位移，mm；a0為裂紋深度，mm；h1為刀口1的高度，mm；h2為刀口2的高度，mm；V1為刀口1處測(cè)量的裂紋嘴張開位移，mm；V2為刀口2處測(cè)量的裂紋嘴張開位移，mm。

為防止氫逸散，在氫脆試驗(yàn)開始前，將充氫后的試樣置于液氮中保存。試驗(yàn)結(jié)束后，使用掃描電鏡對(duì)充氫試樣和母材試樣的斷口形貌進(jìn)行觀察。

2 結(jié)果與討論

2.1 電化學(xué)充氫

為確定電化學(xué)充氫的時(shí)間，在10 mA/cm2額定電流密度條件下，對(duì)10 mm×10 mm×10 mm的X80試塊進(jìn)行不同時(shí)間的電化學(xué)充氫，并使用熱甘油法測(cè)定相應(yīng)的氫含量。為確保試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，每組試塊進(jìn)行3次氫含量的測(cè)量并取其平均值，試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。由圖3可見:在10 mA/cm2電流密度下，試驗(yàn)初期試塊的氫含量隨充氫時(shí)間的增加不斷增加；當(dāng)充氫時(shí)間大于2 h后，氫含量的增速逐漸變緩;當(dāng)充氫時(shí)間超過4 h后，試塊的氫含量基本保持不變。因此將電化學(xué)充氫的時(shí)間定為4 h。

圖3 10 mA/cm2電流密度條件下，平均氫含量隨充氫時(shí)間的變化曲線Fig. 3 Change curves of mean hydrogen content with charging time under the condition of 10 mA/cm2current density

2.2 斷裂韌性

由圖4可見:充氫SENT試樣的最大載荷值為39 kN，顯著低于母材SENT試樣的(48 kN);充氫SENB試樣和母材SENB試樣的最大載荷值差距不大，分別為22 kN和23 kN。對(duì)于主要承受拉伸載荷的SENT試樣，氫的存在會(huì)顯著惡化其承載能力；對(duì)于以彎曲加載為主的SENB試樣，氫的存在基本不影響其承載力。此外，充氫SENT試樣和母材SENT試樣的裂紋嘴張開位移分別為0.495 mm和1.178 mm；充氫SENB試樣和母材SENB試樣的裂紋嘴張開位移分別為0.241 mm和0.782 mm。無論SENT試樣還是SENB試樣，母材試樣都在屈服后經(jīng)歷了較大的裂紋嘴張開位移，充氫試樣的DCMO則沒有明顯張開就達(dá)到了試樣的最大載荷，吸收的塑性變形功較少，塑性變形能力較差?？紤]到SENT試樣與實(shí)際服役管道的受力狀態(tài)更為接近，在工程設(shè)計(jì)階段，必須對(duì)氫惡化載荷承載能力的現(xiàn)象加以重視。

圖4 幾種試樣的載荷-DCMO曲線Fig. 4 Curves of load-DCMO for several samples

表3所示為充氫SENT試樣和母材SENT試樣對(duì)應(yīng)于最大載荷位置處的斷裂韌性，充氫試樣和母材試樣的DCTO平均值分別為0.109 mm和0.568 mm。表4所示為充氫SENB試樣和母材SENB試樣對(duì)應(yīng)于最大載荷位置處的斷裂韌性，充氫試樣和母材試樣的DCTO平均值分別為0.063 mm和0.279 mm。針對(duì)上述2種試樣，充氫試樣的斷裂韌性值均約為母材試樣的五分之一，氫的存在顯著惡化了X80管線鋼的斷裂韌性。無論是母材試樣還是充氫試樣，SENB試樣的DCTO值都顯著低于SENT試樣的。對(duì)于服役期間主要承受拉伸載荷的管線鋼來說，使用彎曲加載的傳統(tǒng)SENB試樣測(cè)定的斷裂韌性值會(huì)在工程設(shè)計(jì)中引入較大的保守性。

表3 充氫和母材的SENT試樣和SENB試樣的斷裂韌性Tab. 3 Fracture toughness for SENT and SENB specimens with and without hydrogen-charging

2.3 裂紋尖端塑性變形

為探究試樣加載過程中氫對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響，使用CCD攝像機(jī)拍攝對(duì)應(yīng)于最大載荷位置處，充氫SENT試樣和母材SENT試樣的裂紋尖端張開情況。由圖5可見:母材試樣的裂紋發(fā)生了明顯的鈍化和塑性變形，且塑性變形區(qū)域較大；而充氫試樣的裂紋則比較尖銳，其塑性變形主要集中于裂紋尖端的局部區(qū)域。

(a) 充氫試樣 (b) 母材試樣圖5 最大載荷位置處SENT試樣的裂紋尖端形貌Fig. 5 Crack tip morphology of SENT samples under the maximum load condition with (a) and without (b) hydrogen-charging

由圖6可見:裂紋擴(kuò)展路徑(選取位置為試樣的中厚度面)可大致分為機(jī)加工缺口區(qū)、疲勞預(yù)制裂紋區(qū)和裂紋擴(kuò)展區(qū)，其中裂紋擴(kuò)展區(qū)又可分為起裂、穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展和失穩(wěn)擴(kuò)展三個(gè)階段。在母材試樣預(yù)制疲勞裂紋的前端，可以觀察到明顯的韌性鈍化，裂紋呈穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展；而充氫試樣則表現(xiàn)為失穩(wěn)裂紋擴(kuò)展，裂紋持續(xù)以很小的裂紋張開角擴(kuò)展，裂紋尖端保持尖銳，不發(fā)生鈍化。這是因?yàn)樵趹?yīng)力的作用下，氫原子大量富集在裂紋尖端區(qū)域，降低裂紋起裂和擴(kuò)展所需的應(yīng)力和能量，惡化裂紋尖端附近的塑性，進(jìn)而導(dǎo)致較低的斷裂韌性，如圖7所示。

(a) 充氫試樣

(b) 母材試樣圖6 SENT試樣的裂紋擴(kuò)展路徑Fig. 6 Crack propagation path of SENT samples with (a) and without (b) hydrogen-charging

(a) 母材試樣 (b) 充氫試樣圖7 SENT試樣的裂紋擴(kuò)展示意圖Fig. 7 Schematic illustration of the crack propagation of SENT samples without (a) and with (b) hydrogen-charging

2.4 斷口形貌

由圖8可見:充氫試樣與母材試樣的斷口形貌具有明顯差別，母材試樣的斷口呈典型韌窩斷裂特征，充氫試樣的斷口則呈淺韌窩和脆性斷裂特征，其斷口表面的韌窩及孔洞表明裂紋擴(kuò)展是包含脆性斷裂和塑性撕裂的混合斷裂機(jī)制。在充氫試樣的混合斷裂機(jī)制中，塑性撕裂部分吸收了絕大部分?jǐn)嗔涯埽欢诉^程所能吸收的斷裂能要比純韌性斷裂過程低很多。氫的存在降低了裂紋尖端塑性變形所需要的能量，促進(jìn)韌性撕裂過程向脆性斷裂轉(zhuǎn)化，這種斷裂機(jī)制的改變?cè)斐闪四覆呐c充氫試樣斷裂韌性的巨大差異。

(a) 充氫試樣

(b) 母材試樣圖8 SENT試樣的斷口形貌Fig. 8 Fracture morphology of SENT samples with (a) and without (b) hydrogen-charging

3 結(jié)論

(1) 氫的存在會(huì)顯著惡化SENT試樣的載荷承載能力，而使用傳統(tǒng)SENB試樣無法反映氫對(duì)承載能力的影響。鑒于SENT試樣與實(shí)際服役管道的受力狀態(tài)更為接近，有必要在管線設(shè)計(jì)中考慮氫對(duì)管線承載能力的影響。

(2) 充氫SENT試樣和母材SENT試樣的斷裂韌性平均值分別為0.109 mm和0.568 mm，氫的存在顯著惡化了X80管線鋼的斷裂韌性。此外，充氫SENB試樣的斷裂韌性顯著低于充氫SENT試樣的，在管線設(shè)計(jì)過程中，使用SENB試樣測(cè)定的斷裂韌性值會(huì)引入較大的保守性。

(3) 斷裂機(jī)制的改變是造成母材與充氫SENT試樣斷裂韌性較大差別的原因，在應(yīng)力的作用下，氫原子大量富集在SENT試樣的裂紋尖端區(qū)域，降低裂紋起裂和擴(kuò)展所需的應(yīng)力和能量，顯著惡化裂紋尖端附近的塑性。