管道鋼裂紋擴展阻力曲線測試研究

帥 健

(中國石油大學機械與儲運工程學院,北京 102249）

管道鋼裂紋擴展阻力曲線測試研究

帥 健

(中國石油大學機械與儲運工程學院,北京 102249）

采用多試樣法測試X65和X80兩種管材的R曲線、啟裂韌性及撕裂模量,對比分析R曲線參量的塑性鉸模型法和η因子法。結果表明：塑性鉸模型法和基于載荷-裂紋嘴位移曲線的η因子法的測試結果比較接近,基于載荷-加載線位移曲線的η因子法與前兩種方法的差別較大;對于中等強度的X65管材,塑性鉸模型法、基于載荷-裂紋嘴位移曲線和載荷-加載線位移曲線的η因子法得到的R曲線較為一致,而對高強度的X80管材,這3種方法得到的R曲線偏差較大,特別是δ-R曲線的分散性較高;基于R曲線的撕裂模量趨于穩定,展現了裂紋的穩態擴展特性。

管道鋼;斷裂韌性;阻力曲線;多試樣法;η因子法;塑性鉸模型

應用高強度高韌性管道鋼的高壓大口徑輸氣管道的軸向裂紋的長程擴展是其主要失效模式之一,往往會造成災難性的后果,因此對高壓管道的斷裂控制非常重要[1-2]。裂紋擴展阻力曲線(R曲線）能描述任何材料的斷裂行為。Krafft等[3]提出用K或Keff代替依賴于尺寸變化的KC作為R曲線的代表性參數。Zerbst[4]對K-R曲線測試方法進行了分析總結,編制了測試標準ASTM E561,最新版為ASTM E561-2005[5],該標準不同于ASTM E399-1990[6]之處在于取消了對試樣最小厚度的限制,但對裂紋擴展長度仍有限定。K-R曲線的缺點為：①裂尖塑性區以彈性為主,Keff可以存在小范圍的塑性屈服;②對試件有嚴格的尺寸要求。ASTM E813-1981[7]首次采用多試樣法獲取J-R曲線評估斷裂韌性,隨后,Joyce[8]提出了單試樣卸載柔度法,該方法被ASTM E1152-1987采用[9]。Anderson[10]對CTOD (crack tip opening displacement）作為斷裂韌性參數的研究作過詳細的回顧。最早的CTOD測試標準是BS 5762-1971[11],隨后,改版為BS 7448-1991[12],其中組合了K、J和CTOD的測量方法,最新修訂版為BS 7448-2005[13]。ASTM[14]發布了CTOD的測試標準ASTM E1290-1989,最新版為ASTM E1290-2008[15]和E1820-2008[16],兩者的區別在于后者給出更標準化的CTOD阻力曲線測試方法。ASTM[17]和ISO[18]分別發布了低約束條件下穩態裂紋擴展的斷裂韌性測試標準ASTM E2472-2006和ISO 22889-2007,提出了薄壁試樣的δ5-R曲線測試方法。R曲線的測試標準應用于高強度管道鋼存在一定問題。例如,同一材料、同一試樣使用不同標準得到的阻力曲線出現較大差別,采用J-R曲線表征高強度高韌性管道裂紋擴展能力的適用性和有效性仍不確定[19-20]。筆者采用多試樣法對X65和X80鋼級管道的J-R曲線或δ-R曲線進行研究,測定兩種管材的R曲線及斷裂韌性,研究管道鋼強度級別提高對斷裂韌性測試的影響。

1 測試方法

R阻力曲線的測試標準主要有BS 7448-2005[13]、ASTM E1820-2008[16]、ISO 12135-2002[21]和ASTM E2472[17],測量參數為J積分或CTOD。CTOD計算方法有兩種：一種為塑性鉸模型,另一種采用基于載荷-位移曲線圍線面積的η因子法,計算公式為

式中,Jel和Jpl分別為J積分的彈性和塑性分量;δel和δpl分別為δ的彈性和塑性分量;K為應力強度因子;σYS為材料屈服應力;σY為有效屈服應力;σUTS為材料拉伸極限應力;E為彈性模量;ν為泊松比; W、B、a0、z為試樣的幾何參數;rpl為旋轉因子;rpl(W -a0）為旋轉中心到裂尖距離,在BS 7448-2005標準中,規定對三點彎SENB試樣,rpl=0. 4;Vpl為載荷-裂紋嘴位移(F-CMOD）曲線中的塑性位移;Apl為載荷-加載線位移(F-VLL）曲線中的塑性面積;m*為一常數;平面應力取1.0,平面應變取2.0。

m和η都是與試件幾何尺寸相關的量,為(a0/ W）的函數,表示為

式中,C(T）(compact tension）為緊湊拉伸試件。

在不同標準中,對SENB試樣的η因子計算公式不同,例如,ASTM E1820中規定,當選用載荷-加載線位移曲線計算CTOD時,η=1.9。如果為載荷-裂紋嘴位移曲線,η計算為

至于裂紋擴展量,多試樣測試法中采用試驗后打斷試件直接測量,如九點測量取平均值;單試樣法中利用卸載柔度法反推求裂紋擴展長度。

2 測試過程

試樣取自于實際管道,X65和X80的直徑分別為864、1219 mm,厚度分別為11.8、18 mm,設計壓力分別為8.5、12 MPa。試驗得到兩種管材的應力/應變曲線見圖1,力學性能參數見表1,兩種管材為典型的高塑性鋼材。從圖1中可以看出,X65管材存在明顯的屈服平臺,且塑性變形量遠遠大于X80的。雖然X80管材有較高的屈服極限,但其屈服強度比大于0.9,應變硬化能力較差。

采用標準三點彎SENB試樣和緊湊拉伸試樣C (T）,試樣在管道上的取樣方向見圖2,試樣加工依據BS 7448-2005和ASTM E1820-2008。X65管道加工了SENB和C(T）兩種試樣,X80管道僅SENB一種,每種試樣制備10個,共3組。對試樣進行疲勞預制裂紋,如SENB試樣最大疲勞裂紋預制力約3.5 kN,循環次數大約在20000～30000。預制疲勞裂紋后的試樣初始裂紋長度a0=0.5 W,應力比小于0.1。

圖1 X65和X80管材拉伸應力應變曲線Fig.1 Tensile stress-strain curves for X65 and X80 steels

表1 X65和X80管材機械性能Table 1 Mechanical properties of X65 and X80 steels

圖2 SENB和C(T）試樣取樣圖Fig.2 Sampling diagram of SENB and C(T）specimens

在MTS 810-250型液壓伺服試驗機上進行試驗,SENB試樣安裝過程中加載線的長度應與兩輥中心間距相等,誤差不超過1%(0.8 mm）。試樣安裝時的跨距s(4W±1%）要保證壓頭、試樣裂紋和跨距的中心線三線合一。

采用多試樣法對每組10個試樣各自加載到不同位移,以產生不同的穩定裂紋擴展長度,繪制材料阻力曲線。采用位移控制加載模式,加載速率為0.5 mm/min,記錄載荷、位移、時間和CMOD四個參數。首先將第一個試樣加載到接近最大載荷平臺起始點,然后卸載,計算裂紋擴展長度,依據第一個試樣的裂紋擴展情況估計其他試樣的加載停機點,以保證試驗數據點的均勻分布。

試驗后,對試樣進行熱著色或二次疲勞,標識裂紋擴展位置,打斷試樣,采用“九點法”測量裂紋擴展長度Δa。測量過程中,應辨別預制裂紋區、延伸區和裂紋擴展區。測量儀器的準確度應不低于± 0.1%或0.025 mm。

3 結果及其分析

各試樣加載到不同位移水平,其載荷-加載線位移曲線見圖3、4。

圖3 SENB試件載荷-線位移曲線Fig.3 Load-line displacement curves of SENB specimens

圖4 C(T）試件載荷-加載線位移曲線Fig.4 Load-line displacement curves of C(T）specimens

從圖中可以看出,其曲線走勢基本一致,除X65管道的C(T）試樣載荷曲線分散性較大外,其他曲線分散性都很小。X65管道SENB與C(T）試樣最大載荷分別為(7.5±0.5）kN和(26.5±1.5）kN, X80管道SENB試樣最大載荷為(10.5±0.4）kN。加載過程中X80管道的個別試樣出現了載荷微小突降,其他試樣均未出現這種現象。

圖5為BS7448塑性鉸模型的計算結果。對于X65管道,C(T）試樣的δ-R曲線高于SENB試樣的;而啟裂后兩曲線趨勢基本相同,對于給定裂紋擴展量,X65管道的SENB和C(T）試樣的啟裂韌度分別為=0.42和=0.54,兩曲線的δ相差大約0.12 mm。兩種試樣在啟裂點的J積分值相差很小,=345 kJ/m2,=376 kJ/m2。啟裂后SENB試樣有更低的J值。與X65管材相比,X80有更高的δ和J值,X80管道的δ和J啟裂韌度分別為：=0.67,=499 kJ/m2。啟裂后兩種材料的δ-R曲線基本平行,相差大約0.25 mm。但是,對于J-R曲線,隨著裂紋擴展量增加X80與X65之間的J積分差值增大。

圖5 基于塑性鉸模型的R曲線Fig.5 R-curve based on plastic hinge model

試驗中,主要的記錄數據為載荷、加載線位移(VLL）、裂紋嘴張開位移(CMOD）和裂紋擴展量(Δa）。F-VLL曲線或F-CMOD曲線下的塑性面積Apl是η因子法計算J積分的最重要參數。根據這兩種曲線分別計算了X65和X80試樣的J積分見圖6、7。由圖6可看出：①X65-C(T）試樣基于FVLL曲線得到的CTOD和J值與SENB試樣的相差甚大,并且已超過X80管材SENB試樣得到的CTOD和J值;②通過J積分計算結果轉化得到CTOD值可信度較低,例如,圖6(a）中的X80管道SENB試樣在啟裂點后的δ甚至低于X65管道SENB試樣的。

與圖6相比,圖7中基于F-CMOD曲線得到的CTOD與J的準確度較高。圖7中顯示,X65管道SENB與C(T）試樣的斷裂韌性基本一致。當裂紋擴展量Δa＜1 mm時,X80管道的CTOD高于X65的,但裂紋擴展量超過1 mm后,X80管道的CTOD又低于X65的,主要原因為X65比X80有更好的延展性。由于X80的有效屈服應力較高,其J積分值高于X65的對應值,比較兩種材料的CTOD-R與JR曲線斜率,X65的R曲線斜率均大于X80的。

F-VLL、F-CMOD曲線以及塑性鉸模型3種方法得到的δ-R和J-R曲線對比見圖8。從圖8中可以看出,對于X65管材,這3種方法計算得到的斷裂韌性基本一致;而對于X80管材,3種方法得到的R曲線的差別較大,尤其δ-R曲線的分散性更大。這也說明,隨著管材強度提高,R曲線測試方法的準確性降低,因此,有必要改進現有R阻力曲線測試方法,改善測試方法的一致性。

圖6 基于F-VLL曲線的η因子法計算的R曲線Fig.6 R-curves calculated by η factor method based on F-VLLdata

圖7 基于F-CMOD曲線的η因子法計算的R曲線Fig.7 R-curves calculated by η factor method based on F-CMOD data

圖8 塑性鉸模型與η因子法計算的R曲線對比Fig.8 Comparison of R curves calculated by plastic hinge model and η-factor method

X65管材SENB和C(T）試件的R曲線對比見圖9。從鈍化到啟裂,C(T）與SENB試樣的R曲線均一致,斷裂韌性值相差很小。隨著裂紋擴展量的增加,C(T）試樣的R曲線逐漸趨于一條線,擴展變為穩定;但SENB試樣卻相反,R曲線分散性隨裂紋擴展量增加而增大。這是因為,與SENB試樣相比, C(T）試樣有較長裂紋擴展長度,可以一定程度上反映裂紋擴展特性;而SENB試樣具有的裂紋擴展長度較短,不適合于裂紋擴展,僅反映裂紋的啟裂韌性。

表2列出了X65和X80試樣的裂紋穩定擴展下限臨界值δIC和JIC,其中,δIC和JIC為穩定裂紋擴展量0.2 mm鈍化偏置線時對應的非尺寸敏感斷裂韌性。基于所有測試數據擬合X65和X80管材的裂紋擴展阻力曲線見式(7）～(10）。X65取SENB和C(T）試樣的平均值,啟裂韌度為：δIC=0.42 mm,JIC=425 kJ/m2;X80的啟裂韌性為：δIC=0.49 mm,JIC=504 kJ/m2。

圖9 X65鋼C(T）和SENB試樣的R曲線Fig.9 R curves of C(T）and SENB specimens for X65 steel

表2 X65與X80管材斷裂韌性Table 2 Fracture toughness of X65與X80 steel

當裂紋擴展一定量后,R曲線的斜率可以顯示出材料的穩定裂紋擴展特性,斜率較大的R曲線相對難以失穩擴展。對于J-R阻力曲線,通常用撕裂模量TR量化R曲線的斜率,該參數是一無量綱參數。X65管材不同試樣及不同方法得到的TR曲線如圖10所示。啟裂階段撕裂模量較高,之后逐漸減小至穩定。這也說明,R曲線不但可以反映裂紋啟裂特性,也能表征裂紋擴展特性。從圖10還可以看到,不同試樣及不同方法得到的撕裂模量曲線基本一致,其中最小撕裂模量為C(T）試樣由BS7448標準求得的J-Δa曲線的臨界斜率,約為175。

圖10 X65兩種試樣的TR曲線對比Fig.10 Comparison of TRcurves for two kinds of X65 specimens

4 結 論

(1）試驗測定X65的啟裂韌度為δIC=0.41 mm,JIC=425 kJ/m2;X80的啟裂韌度為δIC=0.49mm,JIC=504 kJ/m2。

(2）對于同一種管道鋼,SENB和C(T）兩種標準試樣測得的啟裂韌性相同,其中,C(T）試樣具有一致的穩態裂紋擴展曲線,較適用于測試管道鋼的裂紋擴展特性。

(3）塑性鉸模型法和基于載荷-裂紋嘴位移曲線的η因子法基本等效,相比之下,用載荷-加載線位移曲線得到的R曲線與前兩種方法的差別較大。

(4）對于X65管材,塑性鉸模型法與基于載荷-裂紋嘴位移曲線、載荷-加載線位移曲線的η因子法3種方法得到的R曲線較為一致;而對X80管材,這3種方法得到的R曲線偏差較大,特別是δ-R曲線的分散性較高,有必要改進高強度管材的R阻力曲線測試方法。

(5）基于R曲線的撕裂模量在啟裂階段的數值較大,啟裂之后,逐漸減小并趨于穩定,反映了裂紋的穩定擴展特性。

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(編輯 沈玉英）

Study on crack growth resistance curve test of pipeline steel

SHUAI Jian
(College of Mechanical and Transportation Engineering in China University of Petroleum,Beijing 102249,China）

The R-curve as well as fracture toughness and tearing module were tested for X65 and X80 steel using multi-specimen method,in which the characteristic parameters were J-integral and CTOD.Plastic hinge model and η factor method were compared.The results show that the test result of plastic hinge model is similar to that of η factor method based on load-crack mouth displacement curves,but has a relative large difference when compared with the test result of η factor method based on load-load line displacement curves.For X65 as mid strength pipeline steel,R curves by plastic hinge model and η factor method based on load-crack mouth displacement curves and load-load line displacement curves,are relatively consistent.However, for X80 as high strength pipeline steel,R curves,especially δ-R curves by the three methods,have a large dispersion.The tearing modulus based on the R curve tend to be a constant,which represents the steady propagation characteristics of crack.

pipeline steel;fracture toughness;resistance curve;multi-specimen method;η factor method;plastic hinge model

O 346.1

A

1673-5005(2013）05-0168-07

10.3969/j.issn.1673-5005.2013.05.024

2013-07-12

高等學校博士學科點專項科研基金項目(20100007110006）

帥健(1963-）,男,教授,博士生導師,主要從事安全科學與工程及工程力學的科研與教學工作。E-mail：sjclass@126.com。