畢宗岳 張驍勇 李 逵 楊忠文 牛 輝 高惠臨

1.國家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心·寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 2.西安石油大學(xué)

目前管線鋼管多采用夏比V形（Charpy V－type Notch，CVN）沖擊試驗進行止裂韌性的設(shè)計和預(yù)測。然而，由于CVN沖擊試樣縮小的尺寸使裂紋未能達到穩(wěn)定的擴展條件，所獲得的能量值包括了大量與斷裂擴展無關(guān)的吸收能，因而CVN沖擊試驗值過高地估計了實際鋼管的止裂能力［1－3］。對于X100高強度管線鋼管，以傳統(tǒng)的CVN沖擊能作為止裂參數(shù)不能保證管道止裂能力設(shè)計和預(yù)測的正確性。落錘撕裂試驗（Drop Weight Tear Test，DWTT）采用全板厚寬試樣，可以更好地反映管線鋼管的斷裂行為，因而采用DWTT作為止裂韌性的表征已成為管道止裂韌性設(shè)計和預(yù)測新的研究領(lǐng)域［4－7］。

X100是一種具有經(jīng)濟潛力和市場前景的新型高強度管道材料，采用X100鋼管代替X70和X80鋼管，可分別降低成本30%和20%［1］。然而由于X100鋼管韌性預(yù)測和斷裂控制的問題未得到解決，限制了其工程應(yīng)用。在DWTT中，有2種缺口類型可以選擇，但是哪一種更適合于高鋼級X100鋼管的評價，目前還未見報道。為了推動X100高強度鋼管在我國天然氣長輸管線中的應(yīng)用，以一種X100螺旋埋弧焊管為研究對象，通過不同缺口類型下的DWTT及其能量表征和分析，以揭示X100鋼管的韌性特征和斷裂規(guī)律，為高強度鋼管的韌性預(yù)測和斷裂控制提供實驗依據(jù)。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料取自X100鋼管螺旋埋弧焊管（ 1219 mm×15.3mm），其化學(xué)成分見表1，常規(guī)力學(xué)性能見表2。由表1、2可以看出，X100鋼管材屬于低C－Mn－Cu－Ni－Mo－Nb－V－Ti－B多元微合金化控軋、控冷管線鋼，為達到高強韌性目標，成分設(shè)計上選擇了多元化合金元素的最佳配合［1，7］。其中Mn含量適當(dāng)提高以補償碳含量降低而引起的管材強度下降。微合金元素Nb、V延遲了奧氏體的再結(jié)晶，降低了相變溫度，從而通過相變強化、固溶強化和彌散強化等強化機制改善材料的強韌性。Ti不僅延緩了奧氏體的再結(jié)晶，還阻止了奧氏體加熱時晶粒長大，為相變后得到細小的組織提供有利條件。Mo、Ni等合金元素的適當(dāng)加入，可使連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線右移，從而抑制多邊形鐵素體，促進針狀鐵素體的形成，X100母材的基本組織為針狀鐵素體，其實質(zhì)是粒狀貝氏體、貝氏體鐵素體或由二者組成的復(fù)相組織［1］。

表1 X100鋼管材的化學(xué)成分表

表2 X100鋼管材的常規(guī)力學(xué)性能表

圖1 DWTT試樣及缺口形狀與尺寸圖

1.2 試驗方法

DWTT試驗采用305mm×76mm×15.3mm（15.3mm 為實際鋼管的壁厚）壓制V形缺口（Pressed Notch，PN）和人字形缺口（Chevron Notch，CN）2種缺口試樣進行試驗，不同缺口DWTT試樣尺寸如圖1所示［8］。壓制V形缺口在YES—2000型數(shù)顯壓力試驗機上壓制，而人字形缺口按照標準尺寸要求在管線切割試驗機上機械加工而成。試樣沿鋼管橫向取樣，縱軸平行于鋼管圓周方向，缺口沿板厚方向。DWTT試驗按照GB／T 8363—2007《鐵素體鋼落錘撕裂試驗方法》［8］，在JL－50000型落錘試驗機上進行，試驗溫度范圍為－80～20℃。低溫通過CDW－7054低溫儀進行控制，根據(jù)GB／T 8363—2007按試樣厚度規(guī)定保溫時間（試樣厚度為12.7～25.4mm時，保溫時間不低于25min）。為保證試樣溫度的均勻，配有攪拌裝置。在試驗操作過程中，試樣離開冷卻介質(zhì)至落錘沖擊完成不超過10s。

為進行比較，采用10mm×10mm×55mm的夏比V形缺口試樣進行了CVN試驗。試樣取自板厚中部（沿板厚方向兩側(cè)加工），沿板材橫向取樣，缺口沿板厚方向。沖擊試驗在－80℃、－60℃、－40℃、－20℃、0℃和20℃系列溫度下按照 GB／T 229—2007試驗標準，在JBC－500電子測力沖擊試驗機上完成。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 吸收能和斷口剪切面積

X100鋼管材的2種缺口試樣在不同溫度下的DWTT吸收能變化曲線如圖2所示。

圖2 X100鋼管材在不同溫度下的DWTT吸收能變化曲線圖

由圖2可以獲得上階能（Upper Shelf Energy，USE），50% 斷口形貌轉(zhuǎn)變溫度 （50%Fracture Appearance Transition Temperature，50%FATT），85%斷口形貌轉(zhuǎn)變溫度（85%Fracture Appearance Transition Temperature，85%FATT）以及能量轉(zhuǎn)變溫度（Nil Ductility Temperature，NDT；Fracture Temperature Plastic，F(xiàn)TP；Fracture Temperature Elastic，F(xiàn)TE），分別見表3。

表3 X100鋼管的DWTT性能表

上述DWTT試驗結(jié)果表明，試樣的缺口類型影響到材料韌性的表征。由于壓制V形缺口相對人字形缺口有較小的幾何約束，因而壓制V形缺口的總吸收能高于人字形缺口，壓制V形缺口的韌脆轉(zhuǎn)變溫度低于人字形缺口。

圖3顯示了X100鋼管母材在－20℃下的DWTT斷口形貌。所有的DWTT試樣均以解理起裂方式起裂于缺口根部。壓制V形缺口中斷口分離出現(xiàn)于韌帶中部靠缺口處，而人字形缺口中斷口分離出現(xiàn)于韌帶中部靠錘擊側(cè)處。對比2種不同缺口的斷口形貌可以發(fā)現(xiàn)，人字形缺口中的解理起裂斷面大于壓制V形缺口試樣。由于缺口處較高的起裂能和錘擊側(cè)較高的應(yīng)變硬化行為導(dǎo)致逆向斷裂解理面在壓制V形缺口中比人字形缺口顯著，錘擊側(cè)塑性變形較人字形缺口明顯，出現(xiàn)較大的錘擊側(cè)展寬和顯著的剪切唇。錘擊側(cè)逆向解理斷面在試驗溫度為0℃時出現(xiàn)，并隨著試驗溫度的降低而增加。當(dāng)試驗溫度低于－60℃時，裂紋迅速擴展，逆向解理斷面與起始解理斷面匯集，融合為一體，在此條件下兩者難以辨識。

圖3 DWTT試樣在－20℃時的斷口形貌圖

不同缺口的DWTT總吸收能隨剪切面積的變化關(guān)系如圖4所示。由圖4可見，X100鋼管的DWTT總吸收能都隨著剪切面積的增大呈上升趨勢，并且當(dāng)剪切面積高于85%時，DWTT總吸收能迅速增大。由于壓制V形缺口DWTT試樣在缺口根部應(yīng)力集中程度較人字形缺口的小，因此隨著塑性剪切面的增大，壓制V形缺口DWTT總吸收能比人字形缺口增長更快。

2.2 總吸收能、起裂能和擴展能

圖4 DWTT總吸收能與剪切面積的關(guān)系圖

圖5 DWTT載荷—位移曲線圖（試驗溫度為20℃）

通過落錘試驗機自動控制落錘能量測試系統(tǒng)，可以獲得DWTT試驗過程的載荷—位移曲線（F－S）（圖5）。通過F－S曲線可以計算DWTT起裂能和擴展能具體數(shù)值。一般認為F－S曲線與位移軸（即橫軸）構(gòu)成的區(qū)域面積為DWTT總吸收能數(shù)值。以F－S曲線峰值點為界，峰前曲線與位移軸構(gòu)成的區(qū)域面積被視為DWTT起裂能數(shù)值，而DWTT擴展能數(shù)值可通過峰后區(qū)域面積來表征。

圖6分別顯示了2種缺口試樣DWTT總吸收能、起裂能及擴展能隨溫度的變化曲線。由圖6可知，2種不同缺口試樣的能量變化趨勢相近，隨試驗溫度的降低，總吸收能和擴展能明顯降低，起裂能則相對穩(wěn)定。同時，擴展能與總吸收能之間存在一個較為穩(wěn)定的平移臺階，此臺階的能量數(shù)值與起裂能基本一致（圖6－a）。

由此表明，起裂階段裂紋萌生所需能量是一個對溫度不敏感的參數(shù)，而總吸收能隨溫度的變化主要源于裂紋擴展能量的變化，可見裂紋擴展能對溫度變化較為敏感。此外，在韌脆轉(zhuǎn)變溫度以上溫區(qū)，裂紋擴展需要的能量比起裂時大得多；而在低溫時，起裂能與總吸收能相近，直至擴展能數(shù)值接近于零（圖6－b）。由此可見低溫時裂紋一旦萌生便可迅速擴展，形成低溫脆性斷裂特征［9］。

圖6 2種缺口試樣在不同溫度下的DWTT能量變化圖

表4 試驗鋼DWTT起裂能、擴展能與總吸收能的比值表

采用數(shù)值分析軟件對加載位移曲線進行擬合并計算，可獲得X100焊管不同缺口DWTT起裂能（Ei）和擴展能（Ep）與總吸收能（Et）的比例關(guān)系（表4）。由計算結(jié)果可見，2種缺口DWTT裂紋擴展能都高于起裂能。并且壓制V形缺口的Ei／Et可高達0.44，而人字形缺口中Ei／Et僅為0.13～0.33。由此表明，由于人字形缺口處在較高的應(yīng)力集中狀態(tài)，在較小的載荷下便可快速起裂，從而致使DWTT的Ei／Et較小，而Ep／Et較大。因此人字形DWTT缺口試樣或準靜態(tài)預(yù)制裂紋DWTT試驗更好地反映了管線鋼管的動態(tài)裂紋擴展特性，更加接近實際鋼動態(tài)裂紋擴展過程。

2.3 能量密度

材料在斷裂過程中單位面積上的吸收能稱為能量密度。圖7為X100鋼管DWTT能量密度以及CVN能量密度隨溫度的變化曲線。

對比不同缺口的DWTT和CVN能量密度上平臺（能量密度曲線的高能平臺），可以發(fā)現(xiàn)，母材中能量密度上平臺以壓制V形缺口DWTT試驗、人字形缺口DWTT試驗和CVN試驗依次減小。相對試樣的厚度而言，CVN試樣有較大的缺口尺寸，因此CVN試樣比DWTT試樣塑性變形量相對較小，單位面積的吸收能較小。DWTT試驗人字形缺口會增大缺口應(yīng)力集中程度，導(dǎo)致總吸收能下降，對應(yīng)能量密度上平臺也低于壓制V形缺口。此外，DWTT試樣厚度大于CVN試樣，造成裂紋前沿較高的應(yīng)力場約束狀態(tài)，因此CVN試驗韌脆轉(zhuǎn)變溫度低于DWTT試驗［10－11］。

X100DWTT起裂能量密度和擴展能量密度與總能量密度存在一定的比例關(guān)系。X100DWTT起裂能量密度和擴展能量密度與總吸收能能量密度之比分別為0.761和0.233。國外也有相關(guān)研究結(jié)果，Leis所得DWTT擴展能密度與總吸收能密度之比為0.692［12］，Shin等人所得DWTT擴展能密度與總吸收能密度之比為0.625［13］。Leis和Shin的試驗結(jié)果稍小于本次試驗結(jié)果，可能與所使用的材料有關(guān)。前者為低、中強韌管線鋼，本次試驗為高強韌X100管線鋼。

3 結(jié)論

1）DWTT試樣缺口類型影響到管線鋼管韌性的表征。由于壓制V形缺口相對人字形缺口有較小的幾何約束，因而相對人字形缺口試樣而言，壓制V形缺口試樣的總吸收能較高，韌脆轉(zhuǎn)變溫度較低，能量密度較高。由于人字形缺口較高的應(yīng)力集中狀態(tài)而易于起裂，因而相對壓制V形缺口試樣而言，人字形缺口DWTT的擴展能與總吸收能之比較高。

2）DWTT起裂能是一個對溫度變化不敏感的參量，總吸收能和擴展能對溫度較為敏感。

3）DWTT的擴展能量密度高于起裂能量密度，起裂能量密度和擴展能量密度與總能量密度存在線性關(guān)系。DWTT起裂能量密度與CVN總能量密度具有線性關(guān)系。

4）試樣類型影響到管線鋼管韌性的表征。由于CVN試樣尺寸小，其幾何約束小于DWTT試樣的幾何約束，因而DWTT試樣的韌脆轉(zhuǎn)變溫度較高。

［1］ 高惠臨.管線鋼——組織 性能 焊接行為［M］.西安：陜西科學(xué)技術(shù)出版社，1995.GAO Huilin.The pipeline steel－microstructure，property，and welding behavior［M］.Xi′an：Shaanxi Science and Technology Publishing House，1995.

［2］ WIDENMAIER K A，ROTHWELL A B.The practical application of fracture control to natural gas pipelines［C］∥Proceedings of the 7thInternational Pipeline Conference，29 September－3October 2008，Calgary，Canada.New York：American Society of Mechanical Engineers，2008：399－406.

［3］ WILKOWSKI G，RUDLAND D，XU H，et al.Effect of grade on ductile fracture arrest criteria for gas pipelines［C］∥Proceedings of the 6thInternational Pipeline Conference，25－29September 2006，Calgary，Canada.New York：American Society of Mechanical Engineers，2006：369－384

［4］ WILKOWSKI G M，MAXEY W A，EIBER R J.Use of the DWTT energy for predicting ductile fracture behavior in controlled－rolled steel line pipes［J］.Canadian Metallurgical Quarterly，1980，19（1）：59－77.

［5］ FEARNEHOUGH G D.Fracture propagation control in gas pipeline：A survey of relevant studies［J］.International Journal of Pressure Vessels and Piping，1974，2（4）：257－282.

［6］ HALSEN K O，HEIER E.Drop weight tear testing of high toughness pipeline material［C］∥2004International Pipeline Conference，4－8October 2004，Calgary，Alberta，Canada.New York：International Petroleum Technology Institute，2004.

［7］ TAKUYA H，YOSHIO T，YASUHIRO S，et al.Metallurgical design and development of high deformable X100 line pipe steels suitable for strain－based design［C］∥Proceedings of the 7thInternational Pipeline Conference，29 September－3October 2008，Calgary，Canada.New York：American Society of Mechanical Engineers，2008：593－599.

［8］ 中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局，中國國家標準化管理委員會.GB／T 8363—2007鐵素體鋼落錘撕裂試驗方法［S］.北京：中國標準出版社，2007.General Administration of Quality Supervision，Inspection and Quarantine of People＇s Republic of China，Standardization Administration of the People′s Republic of China.GB／T 8363－2007Test method for drop－weight tear test of steel products［S］.Beijing：Standards Press of China，2007.

［9］ YANG Zheng，KIM C B，F(xiàn)ENG Yaorong，et al.Abnormal fracture appearance in drop－weight tear test specimens of pipeline steel［J］.Materials Science and Engineering：A，2008（483／484）：239－241.

［10］ PUSSEGODA L N，VERBIT S，DINOVITZER A，et al.Review of CTOA as a measure of ductile fracture toughness［C］∥Proceedings of the 3rdInternational Pipeline Conference，21－24May 2000，Brugge，Belgium.Amsterdam：Elsevier Science，2000：247－254.

［11］ PUSSEGODA L N，MALIK L，DINOVITZER A.An interim approach to determine dynamic ductile fracture resistance of modern high toughness pipeline steels［C］∥proceedings of the 3rdInternational Pipeline Conference，21－24May 2000，Brugge，Belgium.Amsterdam：Elsevier Science，2000：239－246.

［12］ DENYS R.Pipeline technology（Volume I）［M］.Amsterdam：Elsevier，2000：343－358.

［13］ SHIN S Y，HWANG B，LEE S，et al.Effects of notch shape and specimen thickness on drop－weight tear test properties of API X70and X80line－pipe steels［J］.Metalllurgical and Materials Transactions A，2007，38（3）：537－551.