高钢级管线钢断裂韧性确定方法研究_骆建武
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基于Master Curve方法的Q345R钢断裂韧性研究桂乐乐;寿比南;徐彤;朱良【摘要】Tensile test,Charpy impact test and drop-weight test of Q345R steel in the ductile-brittle transi-tion range were carried out.Master Curve method was developed by single-temperature and multiple-tem-perature method respectively,and compared with the empirical equations adopted in ASME,API and BS. Results show that the reference temperature T0 derived from single-temperature and multi-temperature method is basically consistent,and is about -105 ℃.Master Curve can well envelop the fracture tough-ness and temperature curves derived from the empirical equations,and be more economic and flexible than the KIC curve with sufficient conservation.%进行了国产Q345 R钢在韧脆转变区的拉伸试验、夏比冲击试验和落锤试验,分别采用单温度法和多温度法获得1英寸厚CT试样的Master Curve曲线,并和ASME,API以及BS等规范中断裂韧性估算公式进行对比.结果表明,单温度法和多温度法获得的参考温度T0基本一致,大约为-105℃.主曲线法能够很好地包络各种估算公式推断出的断裂韧性与温度关系曲线,并且在足够保守的前提下,比ASME的KIC下包络线更具经济性和灵活性.【期刊名称】《压力容器》【年(卷),期】2016(033)002【总页数】8页(P10-16,66)【关键词】MasterCurve方法;断裂韧性;单温度;多温度;参考温度【作者】桂乐乐;寿比南;徐彤;朱良【作者单位】中国特种设备检测研究院,北京 100029;中国特种设备检测研究院,北京 100029;中国特种设备检测研究院,北京 100029;北京工业大学,北京 100124【正文语种】中文【中图分类】TH142;TG113.25压力容器用钢在韧脆转变区内的断裂韧性随着温度的降低而下降,很小的温度变化也可能导致材料断裂韧性发生剧变。
』些些坐丝兰丝些坐∑=一::=:=一一:=一:一一一:一:墼皇坠=!!一32222=======三兰=============================================竺!兰::!:!!三文章编号:1002-025X(2013)07—0013-03工程机械用高强钢20M nT i B焊接接头的断裂韧性研究李兴霞,崔国明,翟德梅.吴金杰(河南机电高等专科学校材料工程系,河南新乡453002)摘要:本文针对工程机械用高强钢焊接接头有较大断裂倾向的特点.依据英国标准B S7448断裂韧度试验标准.采用熔化极气体保护焊(G M A W)工艺对板厚为14咖的国产高强钢20M nTi B对接焊接接头试样进行了低温裂纹尖端张开位移(CTO D)试验。
结果表明:在本文中所制订的焊接工艺条件下,无需焊后消氢处理20M nT i B高强钢的焊接接头C T O D平均值均大于标准验收值.有较高的断裂韧性值。
关键词:C T O D;断裂韧度;高强钢20M nT i B;焊接接头;工程机械中图分类号:T G407文献标志码:B高强钢焊接接头各区间存在较大强度和塑性差别,其结构有不可避免的组织不均匀性和力学性能不均匀性,使焊接接头在工作环境中不仅会发生全面屈服下的断裂,而且也会发生小范围下的断裂破坏。
为使高强钢能在实际工况中安全使用,就需研究其断裂韧性。
并通过合理选择焊接工艺达到提高焊接结构抗断裂能力。
在以断裂为主的破坏领域中,裂纹或缺陷附近的应力和应变是造成失效的重要原因之~。
在裂纹的尖端处,应力总是超过屈服强度并且将发生塑性变形.最终应变导致失效,实际上就是塑性应变超过某特定极限而引起失效,CT O D方法就是通过试验手段获得该特定值,以评价焊接接头的断裂韧性。
大量试验研究表明,C TO D断裂韧度是评价钢材及焊接接头抗脆断特性的重要参量,通过C T O D试验不仅可以进行材料韧度选择,还可以为评定结构的安全可靠性提供试验依据[1-51。
材料系统说明01-SAMSS-022 1997年2月26日管线管断裂韧性试验方法Saudi Aramco 案头标准目录1范围 22冲突与分歧 23参考文献 24管线管等级 25测试方法 36夏氏冲击功测试方法 37重力落锤冲击试验 48重新测试 49报告 410标准 4 1/4文件范围:01-SAMSS-022出版日期:年月日计划再版:年月日1 范围本规范规定了适用API 5L管线管的冲击测试方法,当Saudi Aramco工程标准有要求时,名义直径大于或等于6英寸,壁厚为6.3mm到3.8mm(0.25到1.5英寸),对于野外铺设的管线管、流管、干线管,工作条件在0℃以上,应符合本规范要求。
本规范是01-SAMSS-033和01-SAMSS-035的增补要求,并且应附加于相关要求,引用要求和订单之兵团。
本说明不适用于平端管线管。
2 冲突与分歧2.1 当本说明与其它适用的Saudi Aramco材料系统说明(SAMSSs)、工程标准(SAESs)、标准图样(SASDs),或工业标准、代号和形式菜任何冲突时,应由公司或习方代理人写书面材料,通过Saudi Aramco咨询服务部的主管人来解决。
2.2 将与本规范有偏差的全部要求用书面材料交给公司或买方代理代,他将按公司内部程序SAEP-302处理并将这些要求转交给Dhahram市的Saudi Aramco咨询服务部的主管人。
3 参考文献本规范所涉及的材料、设备、设计、结构、维护和设备及修理的选择应遵从下列参考文献的最新版本,除非人其它通知或这些文件指定的章节有变动。
3.1 Saudi Aramco参考文献Saudi Aramco工程程序SEAP-302 为获得一项Saudi Aramco强制的设计要求的指导 Saudi Aramco材料系统说明01-SAMSS-033,API 5L 电焊管线管01-SAMSS-035,API 管线管3.2 工业代号和标准美国石油学会API 5L-SR 5&6 管线管说明,附加要求5(SR5)和附加要求6(SR6)4 流体管分类符合本说明范围的流体管,在这里根据在不同类型流的条件下服役所要求的冲击强度来分类。
X80管线钢断裂韧性测试方法探讨赵天娆;张华;李丽锋;罗金恒;赵新伟【摘要】采用GB/T 21143—2007规定的钝化线方法测试了X80管线钢延性断裂韧度JIC,并与采用微观断口裂纹伸张区方法确定的表观启裂韧性Ji对比。
结果表明: GB/T 21143—2007规定的左边界线判定条件存在数据有效性误判情况,用钝化线方法确定的X80管线钢断裂韧性值偏高,建议在X80管线钢延性断裂韧性测试时保留GB/T 21143—2007中的钝化线形式,左边界线由钝化线偏置量0.1 mm调整为0.03 mm,钝化线偏置量由0.2 mm调整为0.035mm。
%Adopting the blunting line method specified in GB/T 21143—2007 Specification to test the ductile fracture toughness JIC of X80 pipeline steel, and compared with macro fracture crack Ji determined by the micro fracture crack extension zone methods. The results showed that the left border line stipulated in GB/T 21143—2007 misjudged the data, the JIC value of X80 pipeline steel determined by the blunting line method is much higher. It is suggested keep the blunting line form in GB/T 21143—2007 during the ductile fracture toughness test, adjust the left border line offset from 0.1 mm to 0.03 mm, and adjust the blunting line offset 0.2 mm to 0.035 mm.【期刊名称】《焊管》【年(卷),期】2015(000)003【总页数】5页(P11-15)【关键词】管线钢;断裂韧性;阻力曲线;伸张区宽度;钝化线【作者】赵天娆;张华;李丽锋;罗金恒;赵新伟【作者单位】西安石油大学材料科学与工程学院,西安 710065;中国石油集团石油管工程技术研究院,西安 710077;中国石油集团石油管工程技术研究院,西安710077;中国石油集团石油管工程技术研究院,西安 710077;中国石油集团石油管工程技术研究院,西安 710077【正文语种】中文【中图分类】TG113.25近年来,随着天然气管道向着大直径、高压、大壁厚的方向发展,由于裂纹尖端应力应变状态的变化,管道发生断裂的风险也在不断提高,管材的断裂控制就显得至关重要。
◀石油管工程▶氢环境对高钢级管线钢力学性能影响规律研究∗艾红倪1㊀张东1㊀于浩波2㊀彭世垚3㊀欧阳欣3㊀张对红3㊀刘啸奔1(1 中国石油大学(北京)油气管道输送安全国家工程中心㊀2 中国石油大学(北京)油气装备材料失效与腐蚀防护北京市重点实验室㊀3 国家管网科学技术研究总院分公司)艾红倪ꎬ张东ꎬ于浩波ꎬ等.氢环境对高钢级管线钢力学性能影响规律研究[J].石油机械ꎬ2023ꎬ51(12):136-144.AiHongniꎬZhangDongꎬYuHaoboꎬetal.Influenceofhydrogenenvironmentonmechanicalpropertiesofhigh ̄gradepipelinesteel[J].ChinaPetroleumMachineryꎬ2023ꎬ51(12):136-144.摘要:在 双碳 目标背景下ꎬ天然气管道掺氢将成为未来大规模㊁长距离输送氢气的主要方式ꎮ但氢气的掺入将会对现有天然气管道运行㊁安全维护等方面带来新的挑战ꎮ针对纯氢环境下高钢级管道力学性能劣化规律不明确的问题ꎬ通过总结并对比现有试验过程中纯氢环境模拟方法ꎬ优选出高压动态气相充氢作为试验的纯氢环境模拟方法ꎬ并在不同纯氢环境㊁1 01ˑ10-4和1 01ˑ10-5mm/s这2种位移速率下ꎬ针对X80管线钢开展了多组高压慢应变速率拉伸试验ꎬ获得试验数据及试样断口形貌ꎬ分析氢对管线钢力学性能的影响ꎮ分析结果认为:在纯氢环境中X80管线钢的屈服强度㊁极限抗拉强度相对于空气环境中略微增加ꎬ增加程度均小于8%ꎻ在1 01ˑ10-4和1 01ˑ10-5mm/s这2种位移速率的氢环境下ꎬX80管线钢的断后伸长率分别减小了6 04%和14 88%ꎬ表明随着位移速率的减小ꎬ管线钢氢损伤程度增大ꎻ气相缓蚀剂和环己胺对X80管线钢氢损伤均有抑制作用ꎮ研究结果对高压天然气管道掺氢或纯氢管道的设计与评价具有一定的参考价值ꎮ关键词:氢气输送ꎻ高钢级管线ꎻ掺氢ꎻ力学性能ꎻ断口形貌ꎻ相容性试验ꎻ抗拉强度中图分类号:TE832㊀文献标识码:A㊀DOI:10 16082/j cnki issn 1001-4578 2023 12 020InfluenceofHydrogenEnvironmentonMechanicalPropertiesofHigh ̄GradePipelineSteelAiHongni1㊀ZhangDong1㊀YuHaobo2㊀PengShiyao3㊀OuyangXin3㊀ZhangDuihong3㊀LiuXiaoben1(1 NationalEngineeringCenterofOilandGasPipelineTransmissionSafetyꎬChinaUniversityofPetroleum(Beijing)ꎻ2 BeijingKeyLaboratoryofMaterialFailureandCorrosionProtectionforOilandGasEquipmentꎬChinaUniversityofPetroleum(Beijing)ꎻ3 PipeChinaScienceandTechnologyResearchInstitute)Abstract:Underthecontextofcarbonpeakingandcarbonneutralitytargetsꎬhydrogenblendinginnaturalgaspipelineswillbecometheprimarymeansoflarge ̄scaleꎬlong ̄distancehydrogentransportationinthefuture.Howeverꎬtheintroductionofhydrogenwillbringnewchallengestotheoperationandsafetymaintenanceofexistingnaturalgaspipelines.Addressingtheissueofuncleardegradationpatternsofmechanicalpropertiesofhigh ̄gradesteelpipelinesinahydrogenenvironmentꎬbysummarizingandcomparingtheexistingmethodsforsimulatinghy ̄drogenenvironmentduringtestingꎬHigh ̄pressuredynamicgaseoushydrogenationwasoptimallyselectedforsimula ̄631 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械CHINAPETROLEUMMACHINERY㊀2023年㊀第51卷㊀第12期∗基金项目:国家自然科学基金项目 逆断层作用下X80管道屈曲演化与韧性破损机理研究 (52004314)ꎻ国家重点研发计划项目高压力高钢级管道失效机理与全生命周期可靠性评价技术研究 (2022YFC3070101)ꎻ国家管网科学研究与技术开发项目 高钢级管道环焊缝失效机理研究 (WZXGL202105)㊁ 高钢级管道环焊缝缺陷检测评价技术研究 (WZXGL202104)ꎻ北京市科协项目 青年人才托举工程 (BYESS2023145)ꎮtinghydrogenenvironment.Underdifferenthydrogenenvironmentsandtwodisplacementratesꎬ1 01ˑ10-4and1 01ˑ10-5mm/sꎬmultiplesetsofhigh ̄pressureslowstrainratetensiletestswereconductedonX80pipelinesteel.Afterthesetestsꎬexperimentaldataandsamplefracturemorphologieswereobtainedꎬwhichwasthenusedtoana ̄lyzetheinfluenceofhydrogenonthemechanicalpropertiesofpipelinesteel.TheanalysisresultsregardthatinahydrogenenvironmentꎬtheyieldstrengthandultimatetensilestrengthofX80pipelinesteelslightlyincreaserelativetotheairenvironmentꎬwithanincreaseoflessthan8%ꎻunderthetwodisplacementratesof1 01ˑ10-4and1 01ˑ10-5mm/sinthehydrogenenvironmentꎬtheelongationafterfractureofX80pipelinesteeldecreasedby6 04%and14 88%ꎬrespectivelyꎬsuggestingthatasthedisplacementratedecreasesꎬthehydrogendamagetothepipelinesteelincreasesꎻgaseouscorrosioninhibitorsandcyclohexylamineexhibitinhibitoryeffectsonhydrogen ̄in ̄duceddamagetoX80pipelinesteel.Theresearchfindingsprovidevaluablereferencesforthedesignandevaluationofhigh ̄pressurehydrogen ̄blendingnaturalgaspipelinesorpurehydrogenpipelines.Keywords:hydrogentransportationꎻhigh ̄gradesteelpipelinesꎻhydrogenblendingꎻmechanicalpropertyꎻfracturemorphologyꎻcompatibilitytestꎻtensilestrength0㊀引㊀言双碳 目标的提出明确了我国能源系统向低碳化转型的关键时间节点ꎬ而氢能对于 双碳 目标的实现起到了尤为重要的作用[1-2]ꎮ氢能的利用首先要解决大规模㊁安全及高效运输氢气的问题ꎮ利用现有天然气管道输送混氢天然气对降低氢气输送成本㊁扩大输送范围有重要意义ꎬ更有力地促进了西部可再生能源制氢的发展[1]ꎮ进入21世纪后ꎬ多个国家均设立了天然气管道混氢输送示范项目[3-4]ꎬ并且相继开展了在役天然气管道掺氢试验与研究ꎬ取得了一定的研究成果ꎮ在役天然气管道掺入氢气后ꎬ由于氢气与天然气特性存在差异ꎬ将会给掺氢天然气系统的运行与维护带来技术和安全等方面的挑战ꎬ其中氢对管道母材及焊缝的影响是建设掺氢天然气管道需解决的首要问题ꎮ近年来ꎬ我国天然气长输管道正向着长运距㊁大口径㊁高压力及高钢级方向发展ꎬ且输气干线所用钢材以X70和X80管线钢为主ꎬ故相关学者相继以高钢级管道为研究对象ꎬ分别针对设计㊁运行㊁评价及维护等诸多方面开展研究[10-18]ꎮ在目前氢与管道相容性研究中ꎬ所开展的试验主要针对纯氢环境㊁煤制气环境或低掺氢比(体积分数)条件下等级在X70及以下的管线钢力学性能的研究[5-9]ꎬ且由于氢环境试验标准不完善ꎬ导致现有的试验结果不准确ꎬ不同学者得出的研究结论存在显著差异[19-22]ꎮ于是提出接近真实管道服役状态的氢环境模拟方法来完善试验标准ꎬ并探究氢环境下高钢级管道力学性能劣化规律ꎬ是我国高压天然气管道掺氢可行性论证的重要一环ꎮ本文通过总结并对比现有试验过程中氢环境的模拟方法ꎬ得出接近于真实管道服役状态的氢环境模拟方法ꎬ并结合研究需求ꎬ以X80管线钢为主要研究对象ꎬ开展慢应变速率拉伸试验ꎬ获得试验数据及试样断口形貌ꎬ分析氢对管线钢力学性能的影响规律ꎬ以期为掺氢天然气管道完整性评价提供数据基础ꎮ1㊀试验环境与试验标准1 1㊀氢环境模拟方法在已开展的氢与管道相容性试验中ꎬ对于氢环境的模拟主要分为2类:预充氢环境和临氢环境ꎮ所谓预充氢是指在力学试验开始前将试验所用试样置于静态氢环境下ꎬ充氢完成后再进行力学性能测试试验ꎬ主要采用高压气相预充氢㊁电化学预充氢[23]以及高压气相热充氢等方法ꎻ动态充氢则是在力学性能测试试验过程中ꎬ采用液相或气相充氢的方法对试样进行动态充氢操作[24-26]ꎮ统计已发表文献发现ꎬ目前相关试验主要通过电化学充氢和气相充氢2种方式开展ꎮ由于试验条件限制㊁电化学充氢操作简单等ꎬ目前采用电化学充氢方法进行氢与管道相容性试验占有较大比例ꎮ文献[7]㊁[27]及[28]均通过电化学预充氢方法对多种APⅠ级管线钢(X60SS㊁X60㊁X70㊁X80及X100等)的氢脆敏感性进行试验研究ꎬ结果表明:每种管线钢的力学性能都发生了明显下降ꎬ产生了延性损失ꎬ但电化学充氢后的管线钢试样在常温下放置7d后延性损失可恢复ꎬ且充氢后断裂韧度与氢气体积分数呈线性关系降低ꎬ焊缝热影响区表现出较低的冲击性能ꎮ对于气相充氢ꎬ国内多位学者[29-31]分别对X52㊁X60㊁7312023年㊀第51卷㊀第12期艾红倪ꎬ等:氢环境对高钢级管线钢力学性能影响规律研究㊀㊀㊀X65及X70等多种管线钢分别在纯氢㊁低掺氢比的混氢环境中开展慢应变速率拉伸试验ꎬ结果表明:氢环境下材料的屈服强度和抗拉强度变化不大ꎬ但断后伸长率以及断面收缩率显著降低ꎬ且降低程度随材料强度的增加而增大ꎬ并伴随有断口形貌的变化ꎮ国内外研究机构[32-35]在低掺氢比(氢气体积分数为1%)㊁纯氢条件下对X70管线钢开展CTOD(裂纹尖端张开位移)试验ꎬ结果表明:氢降低了管线钢的断裂韧度ꎬ在掺氢比1%㊁10MPa纯氢条件下X70管线钢的断裂韧度从常温下的0 42mm分别降低到0 21和0 11mmꎮ从目前的研究情况来看ꎬ国内外对X80管线钢在氢环境下力学性能影响规律的研究较少ꎬ尤其是在高压气相充氢环境下开展的试验较为匮乏ꎬ应大量开展相关试验ꎬ明确在高压氢气条件下氢对X80管线钢力学性能的劣化规律ꎮ与电化学预充氢相比ꎬ室温高压气相预充氢在充氢的过程中氢原子在试样表面的扩散更加均匀ꎬ可以有效地改善电化学预充氢后氢原子在试样表面与内部之间存在的较大质量分数梯度问题ꎮ由于掺氢或纯氢管道的运行环境为常温高压含氢环境ꎬ所以采用高压气相的方法是试验试样进行预充氢的最佳方法ꎮ高压气相动态充氢过程中ꎬ氢渗入试样所经历的吸附㊁解离㊁扩散和偏聚行为将与管线钢所受的应力状态耦合ꎬ同时满足工况相似㊁应力场相似及氢质量分数扩散场相似原则[36]ꎮ因此ꎬ若开展氢环境下管线钢力学性能试验ꎬ目前最准确㊁最能反映管材真实服役状态的氢环境模拟方法为高压气相预充氢+高压气相动态充氢方法ꎮ1 2㊀试验标准在试验标准方面ꎬ国内外都已颁布关于氢环境下测定材料力学性能的试验标准ꎮ在国外ꎬ美国材料与试验协会颁布的ASTMG142 98(2016)«测定金属在氢气中氢脆敏感性的标准试验方法»中ꎬ规定了在高压或高温2种气态含氢环境中测定金属拉伸性能的方法ꎬ其中包括光滑圆棒试样及缺口试样2种用于测试的试样ꎮ国内与氢环境下测定材料力学性能试验有关的标准是GB/T34542 2 2018«氢气储存输送系统第2部分:金属材料与氢环境相容性试验方法»ꎬ标准中规定了氢环境下测定材料力学性能的试验方法㊁设备要求㊁试样信息以及注意事项等但是上述标准还没有形成完整的体系[37]ꎬ对于氢环境下材料断裂韧度测定的试验方法及标准还没有明确和详细的规定ꎬ试验过程中一些参数的选取范围㊁操作细节也尚未在标准中体现ꎮ由于缺乏国际统一的金属材料相容性试验标准ꎬ目前各国学者使用气相充氢方法得到的试验结果呈现不同形式的分散性ꎬ甚至还存在试验结论相矛盾的情况[6ꎬ30]ꎮ因此ꎬ亟需进一步开展试验研究ꎬ并制定国际统一的金属材料相容性试验标准体系ꎬ使得试验结果相对准确并呈现可重复性ꎮ2㊀慢应变速率拉伸试验2 1㊀试验准备本文中试验材料选用ø1219mmˑ22mm的X80管线钢ꎬ化学成分(质量分数)如表1所示ꎬ试样如图1所示ꎮ试验开始前ꎬ用1000号砂纸打磨试样以除去试样表面的加工痕迹ꎬ防止其影响试验结果ꎬ之后使用去离子水冲洗试样ꎬ最后将其放置于真空的干燥器皿中备用ꎮ图1㊀试验试样图Fig 1㊀Testsamplediagram表1㊀X80管线钢的质量分数试验选用美国CORTEST公司生产的慢应变速率腐蚀试验拉伸机ꎬ具体试验操作过程参考标准ASTMG142进行ꎮ本文共开展6组试验ꎬ详细工况信息如表2所示ꎮ第1~4组试验可探究氢对管线钢应力应变本构特性的影响ꎬ以及位移速率对管线钢氢致损伤的影响ꎻ第5组试验在氢气环境中加入了气相缓蚀剂ꎬ结合第3㊁4组试验所得的数据831 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第12期可探究缓蚀剂对管线钢氢损伤是否存在抑制作用ꎻ环己胺具有极性基因可作为有机缓蚀剂ꎬ为探究其对管线钢氢损伤的影响ꎬ设置了第6组试验ꎬ结合第3㊁4组试验可探究环己胺对管线钢氢损伤是否存在抑制作用ꎮ表2㊀试验工况信息3㊀氢对管线钢力学性能影响规律3 1㊀应力应变本构特性3 1 1㊀氢环境的影响选用表2中第1~4组试验所得到的数据绘制不同条件下X80管线钢的应力-应变曲线ꎬ如图2所示ꎮ从图2可知ꎬ在氢气环境与空气环境下X80钢弹性阶段无明显差异ꎬ相较于空气环境ꎬ在氢气环境下钢的颈缩点对应的应力和应变值明显增大ꎬ颈缩阶段曲线走势较为陡峭ꎬ且断裂所用时间较短ꎮ在材料力学中描述管线钢拉伸性能的力学性能指标主要包括屈服强度㊁极限抗拉强度㊁试样断后伸长率及断面收缩率[38]等ꎮ其中试样的断后伸长率㊁断面收缩率可作为氢脆敏感性的量化指标ꎬ断后伸长率和断面收缩率越小ꎬ管线钢的脆性越强[39]ꎮ本文选用断后伸长率作为X80管线钢氢损伤程度的评价指标ꎬ其计算公式为:A=[(Lr-L0)/L0]ˑ100%(1)式中:A为断后伸长率ꎬ%ꎻLr为试样断裂后标距段长度ꎬmmꎻL0为标距段原始长度ꎬmmꎮ在氢气环境中ꎬ管线钢断后伸长率相对于空气环境中的降低程度用氢脆指数F表示[40-41]:F=A0-AHA0ˑ100%(2)式中:F为氢脆指数ꎬ%ꎻA0为空气中的断后伸长率ꎬ%ꎻAH为在氢气中的断后伸长率ꎬ%ꎮ利用试验数据以及公式得出每组试验X80管线钢的力学性能指标ꎬ如表3所示ꎮ图2㊀不同条件下X80管线钢的应力-应变曲线Fig 2㊀Stress ̄straincurvesofX80pipelinesteelunderdifferentconditions表3㊀氢气或空气环境下X80管线钢的力学性能-4mm/s时ꎬ在氢气环境中X80管线钢的屈服强度相较于空气环境中增加了3 38%ꎻ对于极限抗拉强度ꎬ在2种位移速率的氢环境下钢的极限抗拉强度相对于空气环境下分别增大了7 23%和3 77%ꎬ氢使X80管线钢的断后伸长率在2种位移速率下分别减小了6 04%和14 88%ꎬ使钢的塑性降低ꎮ3 1 2㊀位移速率的影响将第2㊁4组试验得到数据处理后绘制成如图3所示的曲线ꎮ从图3可以看出:在2种位移速率931 2023年㊀第51卷㊀第12期艾红倪ꎬ等:氢环境对高钢级管线钢力学性能影响规律研究㊀㊀㊀图3㊀不同位移速率的氢气环境下X80管线钢的应力-应变曲线Fig 3㊀Stress ̄straincurvesofX80pipelinesteelinhydrogenenvironmentwithdifferentdisplacementrates的氢气环境下X80钢弹性阶段无明显差异ꎻ对于屈服阶段ꎬ在应变相同的情况下位移速率为1 01ˑ10-4mm/s的氢气环境中钢所对应的应力值略大于位移速率为1 01ˑ10-5mm/s的应力值ꎻ在位移速率为1 01ˑ10-4mm/s的氢气环境下ꎬX80管线钢的颈缩点对应的应力和应变值明显大于位移速率为1 01ˑ10-5mm/s条件下的值ꎬ颈缩阶段的曲线走势较为平缓ꎬ且断裂所用时间较长ꎮ位移速率对X80管线钢氢损伤的影响程度用位移速率变化前后氢脆指数的变化率来表示ꎬ记为Kꎬ计算公式如下:K=FH1-FH2FH1ˑ100%(3)式中:K为影响程度ꎬ%ꎻFH1为试样在较小位移速率条件下的氢脆指数ꎬ%ꎻFH2为试样在较大位移速率条件下的氢脆指数ꎬ%ꎮ利用公式以及试验数据分别得出2组试验X80管线钢的断后伸长率㊁氢脆指数以及位移速率影响程度ꎬ结果如表4所示ꎮ从表4可以看出:随着位移速率的减小ꎬX80管线钢的屈服强度和极限抗拉强度都明显降低ꎬ断后伸长率也随之降低ꎬ导致氢脆指数增大ꎬ使X80管线钢塑性降低ꎻ位移速率从1 01ˑ10-4mm/s降低到1 01ˑ10-5mm/s对钢氢损伤影响程度为59 40%ꎬ说明位移速率对X80管线钢氢损伤程度影响较大ꎮ表4㊀不同位移速率条件下X80管线钢的力学性能图4㊀不同缓蚀剂条件下X80管线钢应力-应变曲线Fig 4㊀Stress ̄straincurvesofX80pipelinesteelunderdifferentcorrosioninhibitorconditions为探究缓蚀剂对X80管线钢氢损伤的抑制作用ꎬ选用表2中第3~6组试验所得到的X80管线钢应力㊁应变值绘制相应的应力-应变曲线ꎬ结果如图4所示ꎮ从图4可以看出ꎬ这4种不同的试验环境对X80管线钢弹性阶段的力学性能无显著影响ꎮ从颈缩点来看ꎬ在纯氢气和氢气+气相缓蚀剂2种环境下ꎬX80管线钢的颈缩点相近ꎬ且颈缩点对应的应力和应变值均大于空气环境中颈缩点对应的值ꎬ而在图4所示的4种环境中ꎬ在氢气+环己胺环境下X80管线钢的颈缩点对应的应力和应变值最大ꎮ对于总应变ꎬ在氢气+气相缓蚀剂环境下X80管线钢的总应变最大ꎬ空气环境下X80管线钢的总应变略小ꎬ而氢气+环己胺环境下X80管线钢的总应变次之ꎬ纯氢气环境下X80管线钢的总应变最小ꎮ缓蚀剂对X80管线钢氢损伤的影响程度用缓蚀剂加入前后氢脆指数的变化率来表示ꎬ记为Iꎬ其计算公式如下:I=FH-FH+LFHˑ100%(4)式中:FH为试样在氢气环境中的氢脆指数ꎬ%ꎻFH+L为试样在氢气+缓蚀剂环境中的氢脆指数ꎬ%ꎮ利用公式以及试验数据分别得出每组试验X80管线钢的断后伸长率㊁氢脆指数以及缓蚀剂影响程度ꎬ结果如表5所示ꎮ通过观察断后伸长率可以得出ꎬ气相缓蚀剂的加入使X80管线钢的断后伸长率相较于纯氢环境增大了27 62%ꎬ甚至高于空气环境中的值ꎬ使管线钢的塑性增强ꎻ环己胺的加入041 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第12期使X80管线钢的断后伸长率增大了3 14%ꎬ但低于空气环境中的值ꎬ使管线钢的塑性较纯氢环境略有增强ꎮ氢环境中加入气相缓蚀剂对X80管线钢氢损伤影响程度为158 00%ꎬ而加入环己胺的影响程度为17 94%ꎬ意味着气相缓蚀剂和环己胺对X80管线钢氢损伤均有抑制作用ꎬ且气相缓蚀剂对其影响程度较大ꎬ环己胺的影响程度较小ꎮ表5㊀不同缓蚀剂条件下X80管线钢的力学性能Table5㊀MechanicalpropertiesofX80pipeline试验完成后ꎬ利用KYKY-EM6200型扫描电子显微镜对断裂后的试样的断口形貌进行观察ꎬ得到各试样在放大不同倍数下的断口形貌图ꎬ如图5㊁图6及图7所示ꎮ图5㊀氢气或空气环境下X80钢试样的断口形貌Fig 5㊀FracturemorphologiesofX80steelspecimeninhydrogenorairenvironment观察图5可以得到:在空气环境中试样断口有明显的颈缩现象ꎬ且收缩面积较大㊁断口面积较小ꎻ在纯氢气环境中试样断口也存在颈缩现象ꎬ但相对于空气环境收缩面积较小㊁断口面积较大ꎬ此现象表明在空气环境中X80管线钢试样相对于纯氢环境塑性变形较大ꎻ在空气环境中试样的断口形貌包括中心纤维区和边缘的剪切区ꎮ图5a中用红色标记成Ⅰ的区域为中心纤维区ꎬ标记成Ⅱ的区域为剪切区ꎮ剪切区相对平整ꎬ与断面成45ʎꎮ而在纯氢环境中试样的断口形貌不存在相对平整的剪切区ꎬ只具有中心纤维区ꎬ且出现明显的裂纹ꎬ这意味着氢会导致X80管线钢母材的塑性降低ꎮ观察图6中放大1000倍的X80管线钢试样在空气环境中的断口形貌可得ꎬ在空气环境下试样断口形貌以韧窝为主ꎮ其中半径大㊁深度较深的韧窝称为大韧窝(如图6b和图6d中用红色方形标记的区域)ꎬ同时大韧窝周围会夹杂着较小而密集且均匀分布的韧窝称为小韧窝(如图6b和图6d中用红色椭圆形标记的区域)ꎬ此类断口形貌具有典型的韧性断裂特征ꎮ当试验环境为位移速率1 01ˑ10-4mm/s的纯氢环境时ꎬ观察放大200倍的试样的断口形貌发现ꎬ在纯氢环境下X80管线钢试样出现图6㊀不同位移速率条件下X80钢试样的断口形貌Fig 6㊀FracturemorphologyofX80steelsamplesunderdifferentdisplacementrates明显的裂纹ꎬ如图6e中蓝色椭圆形标记的区域ꎮ在放大1000倍的试样断口形貌中大韧窝(红色方形标记的区域)的数量相较于空气中明显减少ꎬ半径变小ꎬ深度变浅ꎬ且小韧窝(红色椭圆形标记的区域)的分布较为稀疏ꎻ同时在韧窝周围出现较小且平滑的过渡区域ꎬ呈现出准解理特征ꎬ如图6f中蓝色方形标记的区域ꎬ此类断口形貌特征为典型的脆性断裂特征ꎮ在其余条件不变的条件下ꎬ将位移速率减小至1 01ˑ10-5mm/s后ꎬ放大200倍的试样断口形貌中裂纹尺寸变大ꎬ几乎贯穿整个断面ꎬ如图6g所示ꎮ进一步观察放大1000倍的试样断口形貌发现ꎬ大韧窝逐渐消失ꎬ小韧窝数量也随之减少且尺寸极为窄小㊁分布更加稀疏ꎬ同时断面较为平滑ꎬ出现较大的准解理平面ꎬ如图1412023年㊀第51卷㊀第12期艾红倪ꎬ等:氢环境对高钢级管线钢力学性能影响规律研究㊀㊀㊀6h所示ꎮ这表明随着位移速率的减小ꎬX80管线钢的塑性损失增大ꎬ且内部出现明显裂纹ꎬ氢脆现象加剧ꎬ失效风险增大ꎮ图7㊀不同环境下X80钢试样断口形貌Fig 7㊀FracturemorphologiesofX80steelsamplesunderdifferentenvironments对比图7中位移速率为1 01ˑ10-5mm/s㊁不同环境下进行试验得到的X80管线钢母材试样的断口形貌可以得到ꎬ在氢气+气相缓蚀剂环境下放大200倍的试样断口形貌中裂纹消失ꎬ断面特征主要以韧窝为主ꎬ如图7e所示ꎮ进一步观察放大1000倍的试样断口形貌发现ꎬ大韧窝的数量㊁半径及深度均大于纯氢环境中的值ꎬ但小于空气环境中的值ꎬ如图7f所示ꎬ其断裂形式为韧性断裂ꎮ而在氢气+100mL环己胺环境下放大200倍的试样断口形貌中仍然存在细小的裂纹ꎬ断面特征同样以韧窝为主ꎬ如图7g所示ꎮ进一步观察放大1000倍的试样断口形貌发现ꎬ大韧窝的数量㊁半径及深度均大于纯氢环境中的值ꎬ但小于氢气+气相缓蚀剂环境中的值ꎬ如图7h所示ꎬ其断裂形式为韧性断裂ꎮ上述现象说明ꎬ气相缓蚀剂与环己胺均有降低在纯氢环境下X80管线钢塑性损失㊁减轻X80钢氢损伤程度㊁抑制氢脆的作用ꎬ但气相缓蚀剂对X80管线钢氢损伤的影响程度更大ꎬ抑制氢脆作用更强ꎮ4㊀结㊀论(1)高压气相预充氢+高压气相动态充氢是目前最能反映管材实际服役工况的氢环境相容试验方法ꎮ(2)氢会使管线钢的屈服强度㊁极限抗拉强度略微增加ꎬ在1 01ˑ10-4和1 01ˑ10-5mm/s这2种位移速率的纯氢环境下分别增大了7 23%和3 77%ꎬ断后伸长率分别减小了6 04%和14 88%ꎻ且位移速率对X80管线钢氢损伤程度影响较大ꎬ位移速率从1 01ˑ10-4mm/s降低到1 01ˑ10-5mm/s对X80管线钢氢损伤影响程度为59 40%ꎬ随着位移速率的减小ꎬ管线钢氢损伤程度增加ꎮ(3)氢会降低管线钢的断裂韧度ꎬ在纯氢环境中的试样断口存在颈缩现象ꎬ但相对于空气环境收缩面积较小㊁断口面积较大ꎬ产生一定的塑性损失ꎬ且断口形貌特征为典型的脆性断裂特征ꎮ同时随着位移速率的减小ꎬ管线钢的塑性损失增大ꎬ且内部出现明显裂纹ꎮ(4)气相缓蚀剂和环己胺对X80管线钢氢损伤均有抑制作用ꎬ且气相缓蚀剂对其影响程度较大ꎬ环己胺的影响程度较小ꎮ在抑制管线钢氢损伤的措施中ꎬ可以考虑采用气相缓蚀剂作为氢损伤的抑制剂ꎮ参㊀考㊀文㊀献[1]㊀黄晓勇ꎬ陈卫东ꎬ王永中ꎬ等.世界能源蓝皮书:世界能源发展报告(2021)[M].北京:社会科学文献出版社ꎬ2021.HUANGXYꎬCHENWDꎬWANGYZꎬetal.Bluebookofworldenergy:annualdevelopmentreportonworldenergy(2021)[M].Beijing:SocialSciencesAcademicPress(China)ꎬ2021.[2]㊀朱珠ꎬ廖绮ꎬ邱睿ꎬ等.长距离氢气管道运输的技术经济分析[J].石油科学通报ꎬ2023ꎬ8(1):112-124.ZHUZꎬLIAOQꎬQIURꎬetal.Technicalandeconom ̄icanalysisonlong ̄distancehydrogenpipelinetranspor ̄tation[J].PetroleumScienceBulletinꎬ2023ꎬ8(1):112-124.[3]㊀DEMIRMEꎬDINCERI.costassessmentandevalua ̄tionofvarioushydrogendeliveryscenarios[J].Interna ̄tionalJournalofHydrogenEnergyꎬ2018ꎬ43(22):10420-10430.[4]㊀ISAACT.HyDeploy:theUK sfirsthydrogenblendingdeploymentproject[J].CleanEnergyꎬ2019ꎬ3(2):114-125.241 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X80管线钢塑性变形行为与损伤断裂机理研究强度与塑性、韧性等力学性能的合理匹配是钢铁材料研究的关键内容。
X80管线钢是当前油气管线工程中应用较广泛的钢种,施工与服役条件较为恶劣,对其提出高强度的同时也提出了较高的塑性和韧性要求。
本文以热轧X80管线钢为研究对象,研究其塑性变形行为及组织演变规律,从细观力学角度揭示其损伤断裂机制,为优化X80管线钢的综合性能提供理论支持和实践指导。
借助于OM、SEM (EBSD)和TEM等技术研究X80管线钢板的微观组织特征:横向的有效晶粒尺寸在1μm以内的分布频率高于纵向和45°方向;拉伸断口在横向和450方向上的韧窝均匀分布,断面高低起伏,其形貌间接反映了断裂功的排序:450方向>横向>纵向;横向、纵向和45°方向上分别为铜型织构、立方织构和立方织构,{111}面的织构强度较高,其中{110}<112>为主织构,<111>//TD的晶粒占多数,造成其力学性能的各向异性。
采用由刃型位错构建的倾侧晶界模型分析晶界强化机制,结果表明:晶界对位错的作用力FAB→C随晶界取向差θ的增加而增加;在取向差θ增加的初期,该作用力迅速上升;取向差θ增至150,该作用力增幅显著下降,基本稳定在最大值,与晶界能-取向差的关系吻合。
X80管线钢焊接区域力学特性的研究表明:该区域为柱状晶组织,具有凝固组织和相变组织的综合特征,其冲击功排序:母材区>热影响区>焊缝区域。
而焊缝裂纹形成过程为:在凝固冷却造成的拉伸应力作用下,裂纹沿柱状晶界扩展,裂纹内部存在非金属夹杂物,其断口大部分区域为解理断裂,近裂纹边缘为准解理断裂。
X80管线钢拉伸过程的力学行为分析表明,横向应变硬化指数n 最大,纵向次之,450方向最小;随着应变硬化指数的增加,均匀伸长率增加,应变强化系数K与n、σb正相关;其应变硬化行为呈现平台、缓慢下降和快速下降等三个阶段;基于C-J方法的应变硬化行为分析表明,其两个迅速下降的过程分别对应了屈服和颈缩两个不均匀变形阶段。
管线钢单边缺口拉伸试验探讨唐家睿;吉玲康;陈宏远;高惠临;王红伟【摘要】比较了管线钢断裂韧性测试技术的各个方法,介绍了单边缺口拉伸试验方法,并探讨了试样尺寸对单边缺口拉伸试验的影响及单边缺口拉伸试验与全尺寸试验的关系。
结果表明,单边缺口拉伸试验相对于全尺寸试验,它的成本较低并且能得到相对接近于实际管线钢的断裂韧性结果。
建立一套完善的SENT试验标准对于推广SENT试验在管线钢断裂韧性测试中的应用,准确测试实际情况下的管线钢及环焊缝断裂韧性值具有重要意义。
【期刊名称】《石油管材与仪器》【年(卷),期】2016(000)002【总页数】6页(P37-42)【关键词】管线钢;单边缺口拉伸试验;断裂韧性测试技术;多试样法;单试样卸载柔度法【作者】唐家睿;吉玲康;陈宏远;高惠临;王红伟【作者单位】[1]西安石油大学材料科学与工程学院,西安710065;[2]中国石油集团石油管工程技术研究院,石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室,西安710077;[3]西安交通大学材料科学与工程学院,西安710049【正文语种】中文【中图分类】O346.1·试验研究·当前,随着油气资源需求量的急剧增加,油气资源开采范围不断扩大,从平原地区逐渐向山地、沙漠、海洋、极地等扩展,管线敷设施工难度也在逐渐提高。
特别是在海拔落差大的山地以及地震带、断层地区以及滑坡泥石流等多发地区,管线在服役过程中经常受到外部条件作用发生一定应变程度的变形[1]。
在这种环境下,油气管道会承受较大的位移和应变,管道的失效形式发生了明显改变,逐渐由应力控制转为应变控制。
为适应这种环境,一种基于应变设计的管线钢的设计和研发在国内外掀起了热潮[2]。
为了对管线在大变形地区进行基于应变设计,需要知道其应变需求(外加应变)和应变容量(应变极限)[3,4]。
其中,应变需求是服役环境对管线的应变要求,而应变容量则代表管线自身的应变能力,是管线能够达到的最大变形程度。
高强结构钢Q420低温断裂韧性研究李文亮;高义斌;冀晋川【摘要】针对不同板厚的高强结构钢Q420角钢进行了不同温度下的断裂韧性试验,计算得出了试样的裂纹尖端张开位移指标.试验结果表明,温度对结构钢材的断裂韧性具有明显的作用,钢材的断裂韧性随着温度的降低显著减小,断裂方式也由延性断裂转变为脆性断裂.总体趋势上来讲,试样厚度的增大也引起钢材断裂韧性的降低.因此,在重要工程设计、选材及安全分析时,应充分考虑温度和厚度对结构断裂行为的影响.【期刊名称】《山西电力》【年(卷),期】2012(000)004【总页数】3页(P42-44)【关键词】高强结构钢;裂纹尖端张开位移;断裂韧性【作者】李文亮;高义斌;冀晋川【作者单位】山西电力科学研究院,山西太原030001;山西电力科学研究院,山西太原030001;山西电力科学研究院,山西太原030001【正文语种】中文【中图分类】TG142.15以往,我国架空输电线路铁塔普遍采用Q235和Q345强度等级的钢材,与国外先进水平(Q450及以上)相比,强度偏低、结构用钢量偏大,增加了建设投资。
输电线路大容量、远距离、低损耗电力输送的特点要求电力铁塔必须具有足够的承载能力,塔型结构设计复杂、外形尺寸庞大,因此对材料提出了新的要求。
我国采用强度等级更高的Q420高强结构钢作为电力铁塔的主材,不仅可降低6%~8%的塔重,而且从经济角度上讲,也可以节省整体造价2%~6%[1]。
因此,Q420高强结构钢在我国电网特别是特高压电网建设中具有广阔的应用前景。
高强结构钢材在常温下表现出良好的塑性和韧性,但随着温度的降低,钢材的塑性和韧性逐渐变差,其断裂行为也由延性断裂向脆性断裂发生转变,极易发生脆性断裂[2]。
脆性断裂是钢结构最危险的破坏形式之一,这主要是它的发生具有突然性,破坏前没有明显的塑性变形,结构破坏时的承载能力很低,即在低应力下就会发生脆性破坏,从而大大增加了钢结构破坏的危险性。