劉斌， 劉云， 牛輝， 韋奉， 李霄

(1.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司鋼管研究院，陜西 寶雞 721008；2.國(guó)家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心，陜西 寶雞 721008;3.西安石油大學(xué)，西安 710065)

0 前言

隨著高效輸送需求的提出，在確保經(jīng)濟(jì)安全的基礎(chǔ)上，長(zhǎng)距離、高壓、大流量油氣輸送已經(jīng)成為新一代管道發(fā)展的趨勢(shì)[1-3]。新一代大輸量油氣輸送管材由高強(qiáng)度管線鋼制備，控扎控冷工藝使其具備高強(qiáng)、高韌性特征，且具有良好的焊接性。由于埋弧焊具有焊接熔深大、速度快、焊接質(zhì)量?jī)?yōu)良的特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于管線管的制造及連接過(guò)程。厚壁鋼管制管焊接工藝選擇不合理容易造成焊不透、焊道斷續(xù)、咬邊等一系列問(wèn)題，對(duì)接焊工藝不恰當(dāng)容易出現(xiàn)根部未熔合、咬邊、夾渣、氣孔和裂紋等[4-5]。

缺陷是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生斷裂的關(guān)鍵因素，因此人們針對(duì)缺陷對(duì)材料斷裂行為的影響進(jìn)行了深入的研究，建立了缺陷評(píng)價(jià)方法[6-7]。由于平面型缺陷對(duì)斷裂的影響遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于體積型缺陷，因此關(guān)于斷裂的研究對(duì)象多為含裂紋體。在研究過(guò)程中通常采用的方法包括標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)法(斷裂韌性試驗(yàn)方法)[8-9]、數(shù)值模擬法[10-13]、模擬缺陷法[13-14]，給出了不同情況下的缺陷容限及材料的斷裂韌度。新技術(shù)也在不斷引入研究中，試驗(yàn)法采用基于數(shù)字圖像相關(guān)原理(Digital image correlation，DIC)的全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試技術(shù)可進(jìn)行動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展阻力曲線測(cè)試[9]，數(shù)值模擬利用擴(kuò)展有限元法(Extended finite element method，XFEM)能夠進(jìn)行裂紋擴(kuò)展路徑的數(shù)值模擬[11]。延性裂紋擴(kuò)展過(guò)程的實(shí)質(zhì)是材料中所含的夾雜物或第二相粒子誘發(fā)空穴成核、長(zhǎng)大及聚合，并且與宏觀裂紋連接形成延性裂紋擴(kuò)展，利用Gurson-Tvergaard(G-T)損傷力學(xué)模型可以對(duì)該過(guò)程進(jìn)行分析[15]。受制于裂紋預(yù)制技術(shù)的限制，目前采用模擬缺陷進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證的研究大多針對(duì)的是體積型缺陷，如溝槽[13]、腐蝕或磨損造成的壁厚減薄[14]。

沖擊韌性是防止脆斷的重要評(píng)價(jià)指標(biāo)，是壓力管道的基礎(chǔ)設(shè)計(jì)指標(biāo)。在焊接接頭中韌性差的區(qū)域包括粗晶區(qū)和焊縫，由于焊縫為鑄態(tài)組織，更容易出現(xiàn)裂紋、氣孔等缺陷，目前缺陷對(duì)焊縫沖擊韌性的定量影響規(guī)律并不明確，而且也沒(méi)有相關(guān)的試驗(yàn)方法。文中采用高精度加工方法制備了裂紋、氣孔缺陷，并通過(guò)試驗(yàn)獲得了裂紋、氣孔對(duì)沖擊韌性的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料取自X80鋼級(jí)管線管，其規(guī)格為φ1 422 mm×38.5 mm，焊材為寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司自主研發(fā)的X80級(jí)管線鋼焊接用高強(qiáng)韌性焊絲及焊劑，焊絲直徑為φ4 mm，焊劑為氟堿性燒結(jié)焊劑。母材化學(xué)成分見(jiàn)表1。焊接工藝采用雙面多絲埋弧焊，內(nèi)焊為四絲埋弧焊，外焊為五絲埋弧焊。

表1 X80管線鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

如圖1所示，沖擊試樣外形尺寸為2.5 mm×10 mm×55 mm(1/4試樣)，在同一環(huán)焊縫上沿著焊縫長(zhǎng)度方向外表面取樣，如圖1a所示，缺口開(kāi)在焊縫中心位置，壓制缺口后再進(jìn)行缺陷的預(yù)制；缺陷的尺寸見(jiàn)表2；缺陷的位置如圖1b所示，其中L表示缺陷與缺口尖端之間的距離。

圖1 沖擊試樣

表2 預(yù)制缺陷尺寸及位置

焊縫中的預(yù)制裂紋缺陷、氣孔缺陷采用高精度精雕機(jī)床JDGR200_A10SH進(jìn)行制備，加工裂紋的球頭刀具直徑為0.1 mm，加工氣孔的刀具直徑分別為1 mm，0.5 mm。由于刀具尺寸細(xì)小，無(wú)法進(jìn)行大深度加工。因此含缺陷沖擊試樣取1/4試樣，即2.5 mm厚試樣。在缺陷加工過(guò)程中先從一面開(kāi)始加工，然后再?gòu)牧硪幻孢M(jìn)行加工，以確保獲得穿透型氣孔及裂紋缺陷。同時(shí)，為了建立含缺陷試樣與全尺寸沖擊試樣(10 mm×10 mm×55 mm)之間沖擊吸收能量的換算關(guān)系，制備了不含缺陷的1/4試樣及全尺寸試樣。

沖擊試驗(yàn)采用NAI500F擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)按GB/T 229—2007《金屬材料瞎比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行，試驗(yàn)溫度為-10 ℃。

采用線切割機(jī)切取沖擊斷口處約10 mm長(zhǎng)部分，采用丙酮除去油污，采用超聲清洗機(jī)清洗試樣，烘干后采用Zeiss supra55掃描電鏡進(jìn)行斷口分析。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 試樣尺寸對(duì)沖擊吸收能量的影響

在不同標(biāo)準(zhǔn)中都有全尺寸沖擊試樣及不同規(guī)格小尺寸沖擊試樣，見(jiàn)表3，ASTM，ISO國(guó)標(biāo)中都有1/4試樣。因此對(duì)于受壁厚等因素制約的特殊情況，采用1/4試樣進(jìn)行沖擊試驗(yàn)滿足規(guī)范要求。

全尺寸試樣與1/4試樣的沖擊吸收能量之間存在一定關(guān)系，根據(jù)文獻(xiàn)[16]的推薦值，兩者之間的換算系數(shù)為0.25，即1/4試樣的沖擊吸收能量為全尺寸試樣的1/4。但是文獻(xiàn)[17]發(fā)現(xiàn)該換算系數(shù)取決于試驗(yàn)溫度，且與試驗(yàn)溫度呈非線性關(guān)系。

為確定文中涉及的全尺寸試樣與1/4試樣在-10 ℃沖擊吸收能量的換算關(guān)系，對(duì)比了2種尺寸試樣的試驗(yàn)結(jié)果。3個(gè)全尺寸試樣的平均沖擊吸收能量AKV(10)=179.0 J，3個(gè)1/4尺寸試樣的平均沖擊吸收能量AKV(2.5)=30.3 J，因此確定沖擊吸收能量換算系數(shù)為AKV(2.5)/AKV(10)≈0.17。

2.2 預(yù)制氣孔對(duì)沖擊韌性的影響

當(dāng)試樣中存在預(yù)制氣孔缺陷時(shí)，其沖擊吸收能量全部低于無(wú)缺陷試樣沖擊吸收能量，見(jiàn)表4，降低的幅度與氣孔直徑D、距缺口的距離L1有關(guān)。氣孔直徑的影響如圖2a所示，在距缺口的距離相同的情況下，隨著氣孔尺寸增大，沖擊韌性降低，氣孔的影響增大。距缺口的距離的影響如圖2b所示，在孔徑相同的情況下，隨著距離L1增大，沖擊韌性提高，預(yù)制氣孔的影響減小。

表4 預(yù)制缺陷對(duì)試樣的沖擊韌性的影響

圖2 預(yù)制氣孔對(duì)沖擊韌性的影響

相比于裂紋，氣孔的應(yīng)力集中程度較低，而且一般認(rèn)為氣孔有止裂作用，因此在對(duì)冷裂傾向大的材料進(jìn)行補(bǔ)焊時(shí)需要在裂紋尖端鉆止裂孔，以防止焊接過(guò)程中裂紋擴(kuò)展。

試驗(yàn)結(jié)果說(shuō)明所預(yù)制的氣孔并沒(méi)有起到止裂的作用，反而促進(jìn)了主裂紋擴(kuò)展，降低了裂紋擴(kuò)展需要的能量。原因在于試驗(yàn)中預(yù)制氣孔尺寸很小(表4)，其作用相當(dāng)于微觀缺陷聚集、擴(kuò)展形成裂紋的過(guò)程；只有當(dāng)孔徑達(dá)到一定程度時(shí)，氣孔才能起到止裂作用。

2.3 預(yù)制裂紋對(duì)沖擊韌性的影響

含預(yù)制裂紋試樣的沖擊韌性見(jiàn)表4，除距離缺口為7 mm的預(yù)制裂紋外，含裂紋試樣的沖擊吸收能量均高于無(wú)裂紋試樣。

預(yù)制裂紋長(zhǎng)度為1 mm時(shí)，沖擊吸收能量略高于無(wú)裂紋試樣的結(jié)果，當(dāng)裂紋長(zhǎng)度為2 mm時(shí)，沖擊吸收能量明顯高于無(wú)裂紋試樣的結(jié)果，即隨著預(yù)制裂紋長(zhǎng)度增加，含裂紋試樣的沖擊吸收能量增大，如圖3a所示。

當(dāng)裂紋長(zhǎng)度B為1 mm時(shí)，沖擊吸收能量與裂紋距缺口的距離L2呈非線性關(guān)系；預(yù)制裂紋位置介于L2=1～5 mm時(shí)，沖擊吸收能量高于無(wú)缺陷試樣；當(dāng)L2=3 mm時(shí)，裂紋位于沖擊試樣中間位置，此時(shí)的沖擊吸收能量最高；當(dāng)L2=7 mm時(shí)，裂紋非常靠近沖擊試樣邊緣，此時(shí)的沖擊吸收能量低于無(wú)缺陷試樣結(jié)果，如圖3b所示。以上結(jié)果與一般預(yù)期存在差異，說(shuō)明并非所有裂紋都會(huì)降低裂紋擴(kuò)展阻力。關(guān)鍵原因在于文中涉及的預(yù)制裂紋方向均垂直于缺口和主裂紋擴(kuò)展方向。若預(yù)制裂紋存在于主裂紋擴(kuò)展路徑中，如圖4a所示，則預(yù)制裂紋的存在縮短了主裂紋擴(kuò)展路徑，必然降低主裂紋擴(kuò)展所需的能量，導(dǎo)致沖擊韌性降低。

圖3 裂紋對(duì)沖擊韌性的影響

當(dāng)預(yù)制裂紋與主裂紋擴(kuò)展路徑垂直時(shí)，主裂紋擴(kuò)展過(guò)程如圖4b中A～E所示，A為主裂紋遇到預(yù)制裂紋的時(shí)刻，隨后主裂紋與預(yù)制裂紋合并，但該次涉及的所有試樣均未觀察到裂紋尖端擴(kuò)展至預(yù)制裂紋的2個(gè)尖端的情況。此時(shí)，相當(dāng)于裂紋遇到了一個(gè)直徑無(wú)窮大的圓孔，主裂紋失去擴(kuò)展能力；此時(shí)載荷作用于預(yù)制裂紋下表面，使得預(yù)制裂紋的裂紋面分離，形成圖4b中B，C，D所示的狀態(tài)，在此過(guò)程中，預(yù)制裂紋的下表面及預(yù)制裂紋左右兩側(cè)的裂紋尖都承受了外載荷的作用，發(fā)生了大量塑性變形，預(yù)制裂紋的2個(gè)表面逐漸彎曲，相當(dāng)于圓孔的直徑逐漸減小，根據(jù)氣孔對(duì)沖擊韌性的影響規(guī)律可知，小尺寸圓孔不具有止裂能力，因此最終在預(yù)制裂紋下表面發(fā)生開(kāi)裂，形成裂紋擴(kuò)展，如圖4b中E所示。

圖4 預(yù)制裂紋方向?qū)χ髁鸭y擴(kuò)展的影響

2.4 斷口分析

含缺陷試樣的沖擊斷口中主裂紋擴(kuò)展路徑如圖5所示，相比于無(wú)缺陷試樣，含氣孔樣的主裂紋擴(kuò)展路徑更平直，而含裂紋試樣的擴(kuò)展路徑參差不齊，有明顯的塑性變形痕跡。觀察圖6中預(yù)制裂紋周?chē)淖冃吻闆r可以發(fā)現(xiàn)其下裂紋面被顯著拉長(zhǎng)，發(fā)生了大量的塑性變形，在此位置試樣厚度明顯減薄后開(kāi)裂，形成了如圖4中e所示的狀態(tài)；而預(yù)制氣孔周?chē)乃苄宰冃蚊黠@較小。觀察圖5中預(yù)制裂紋尖端可以發(fā)現(xiàn)，雖然預(yù)制裂紋面已經(jīng)張開(kāi)，但原裂紋尖仍然比較尖銳。觀察圖6中的裂紋面處未發(fā)現(xiàn)二次裂紋，氣孔面也未發(fā)現(xiàn)二次裂紋。X80管線鋼埋弧焊縫-10 ℃沖擊斷口一般存在明顯的塑性變形，纖維區(qū)微觀斷口存在大量韌窩，為韌性斷裂[18]。通過(guò)掃描電鏡觀察圖6中位置1、位置2的微觀斷口，發(fā)現(xiàn)如圖7所示的斷口形貌，與無(wú)缺陷試樣的纖維區(qū)斷口沒(méi)有明顯的區(qū)別，均為細(xì)小韌窩。

圖5 主裂紋擴(kuò)展方向

預(yù)制裂紋的存在導(dǎo)致了塑性變形范圍增大、主裂紋擴(kuò)展阻力增大，斷口參差不齊，但是并不會(huì)導(dǎo)致主裂紋沿預(yù)制裂紋尖端擴(kuò)展；而預(yù)制氣孔的存在則降低了主裂紋擴(kuò)展阻力，使裂紋趨于平直，沖擊吸收能量降低。斷口的微觀形貌均為韌窩型斷口，即缺陷的存在并沒(méi)有改變斷裂的性質(zhì)。

圖6 預(yù)制裂紋及氣孔處的變形

圖7 預(yù)制裂紋及氣孔處的斷口形貌

3 結(jié)論

(1)X80管線鋼焊縫在-10 ℃下的1/4尺寸試樣與全尺寸試樣的沖擊吸收能量比例系數(shù)約為0.17。

(2)位于裂紋擴(kuò)展路徑中的直徑為0.5 mm，1.0 mm的氣孔降低了擊韌性；而與裂紋擴(kuò)展路徑垂直的預(yù)制裂紋，只要其位置在擺錘沖擊處1 mm范圍外，則可以提高裂紋擴(kuò)展阻力，使裂紋擴(kuò)展路徑彎曲，提高沖擊韌性。

(3)在一定范圍內(nèi)，隨著預(yù)制裂紋長(zhǎng)度增加，含裂紋試樣的沖擊吸收能量增大；擴(kuò)展路徑中的橫向裂紋相當(dāng)于大直徑氣孔，促進(jìn)了塑性變形的發(fā)生，具有一定的止裂作用，從而提高試樣的沖擊吸收能量。

(4)并非所有裂紋都會(huì)降低裂紋擴(kuò)展阻力。若預(yù)制裂紋存在于主裂紋擴(kuò)展路徑中，則預(yù)制裂紋的存在縮短了主裂紋擴(kuò)展路徑，必然降低主裂紋擴(kuò)展所需的能量，導(dǎo)致沖擊韌性降低。

(5)X80管線鋼焊縫中缺陷的存在改變了試樣的沖擊韌性，但缺陷周?chē)臄嗔研再|(zhì)并未發(fā)生改變，仍然為韌性斷裂。