表面自然腐蝕后帶缺陷管鋼的力學(xué)性能研究

盧召紅，韓璐澤，徐 艷*，王尊策,2

(1.東北石油大學(xué)，黑龍江 大慶 163318； 2.中國(guó)石油管道科技研究中心重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 廊坊065000)

油氣輸送管道是一種特殊的承壓裝備，如果發(fā)生泄漏不僅會(huì)帶來大量的經(jīng)濟(jì)損失，而且泄漏所產(chǎn)生的環(huán)境污染會(huì)造成更加嚴(yán)重的二次災(zāi)害，在高后果區(qū)產(chǎn)生的損失更是不可估量。現(xiàn)役管道在運(yùn)行過程中，由于運(yùn)輸介質(zhì)的腐蝕性和外部環(huán)境的腐蝕作用，會(huì)影響管道的力學(xué)性能，導(dǎo)致其承壓能力減弱，甚至?xí)斐晒艿来┛谆蚱茐牡群蠊鸞1-2]。腐蝕管道鋼的力學(xué)性能與其銹蝕程度相關(guān)，目前，眾多學(xué)者通過測(cè)量最大截面損失率、有效截面厚度或鋼材體積損失率等方法對(duì)帶腐蝕缺陷管鋼的剩余強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)評(píng)估[3-4]，但對(duì)于腐蝕后的鋼材變形性能未做細(xì)致研究。隨著研究的不斷深入，人們對(duì)于腐蝕鋼的本構(gòu)關(guān)系有了進(jìn)一步的認(rèn)識(shí)[5]。邱斌等[6]利用試驗(yàn)的方法研究腐蝕損失率對(duì)鋼材力學(xué)性能的影響，通過對(duì)不同腐蝕程度的Q235試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)腐蝕損失率小于4%時(shí)，銹蝕缺陷對(duì)鋼材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度沒有明顯的影響，當(dāng)腐蝕損失率大于4%時(shí)，銹蝕后鋼材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度隨銹蝕率的增大呈現(xiàn)明顯的線性退化趨勢(shì)。退化速率與銹蝕鋼板表面銹蝕形貌特征密切有關(guān)[7]。Nakai等[8]發(fā)現(xiàn)銹坑對(duì)腐蝕鋼材的強(qiáng)度和延性有顯著影響，強(qiáng)度和延性隨銹坑深度和密度的增大顯著降低。Tatsuro等[9]對(duì)點(diǎn)蝕構(gòu)件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得出隨著點(diǎn)蝕蝕坑深度的增加，拉伸強(qiáng)度逐漸降低，總延伸率急劇下降。Zhang[10]根據(jù)彈塑性斷裂力學(xué)中的Tresca屈服準(zhǔn)則，討論了均勻腐蝕管道在內(nèi)壓和軸向力共同作用下的剩余強(qiáng)度計(jì)算，給出了缺陷尺寸、缺陷下的最大允許工作壓力和殘余強(qiáng)度的計(jì)算公式。在此基礎(chǔ)上，提出了基于可靠性的腐蝕管道剩余壽命預(yù)測(cè)方法。針對(duì)現(xiàn)役的鋼制輸送管道，由于無法精確測(cè)量出其腐蝕度和剩余力學(xué)性能指標(biāo)，擬通過研究腐蝕損失率與鋼材性能之間的影響，來推算出腐蝕損失程度對(duì)管道鋼的力學(xué)性能的影響。腐蝕損失程度可根據(jù)管道所處的環(huán)境及保護(hù)措施，由腐蝕率推算得到，由此可對(duì)管道使用周期內(nèi)各時(shí)間點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行評(píng)估，為預(yù)防在役管道泄漏及維護(hù)提供參考依據(jù)。

本文通過拉伸試驗(yàn)的方法，分析不同腐蝕程度的API 5L X52N管鋼力學(xué)性能，研究腐蝕損失率對(duì)帶腐蝕缺陷管鋼力學(xué)性能的影響，并分析腐蝕缺陷處的應(yīng)力集中問題。

1 帶腐蝕缺陷管鋼材料力學(xué)性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為API 5L X52N管鋼，圖1(a)所示為埋地管線截取后放置室外自然環(huán)境自然腐蝕后的表觀現(xiàn)象。圖1(b)為帶腐蝕的管道鋼內(nèi)表面清洗后的表觀現(xiàn)象。

圖1 帶腐蝕缺陷管道圖Fig.1 The piping drawing with corrosion defects

依照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》 (GB/T 228.1—2010)[11]和《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》 (GB/T 2975—2018)[12]中對(duì)于切取圓鋼管拉伸樣坯中相關(guān)說明來確定拉伸樣坯的相關(guān)參數(shù)，試件尺寸如圖2所示。

圖2 試件設(shè)計(jì)加工圖(單位：mm)Fig.2 The design chart of the specimens

利用失重法測(cè)定試件的腐蝕損失率η，建立腐蝕損失率η與腐蝕率ηs的關(guān)系。并用SuperView W1三維表面形貌儀掃描試件，借助Pro ENGINEER分析軟件獲取試件表面幾何特征參數(shù)。

試驗(yàn)方法和步驟參照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[11]，主要通過WAW-1000型電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)、電子引伸計(jì)、DH3817Y數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等儀器對(duì)力和變形進(jìn)行自動(dòng)采集、記錄。試驗(yàn)環(huán)境溫度為室溫。試件加載裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)加載裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Fig.3 Specimen loading device and data acquisition system

鋼材彈性階段和屈服階段的加載速率設(shè)定為0.75 mm/min，塑性強(qiáng)化階段的加載速率設(shè)定為0.5 mm/min。試件標(biāo)距設(shè)定為50 mm，標(biāo)距之間的變形利用引伸計(jì)進(jìn)行測(cè)量，加載后期為防止引伸計(jì)損壞，降低拉伸加載速率為0.25 mm/min，直至試件拉斷。試件的泊松比通過測(cè)量橫向應(yīng)變與縱向應(yīng)變值，然后經(jīng)過計(jì)算確定。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

根據(jù)試驗(yàn)方法測(cè)定各試件的數(shù)據(jù)參數(shù)并計(jì)算出各試件的腐蝕損失率η，按腐蝕損失率從小到大的順序給各個(gè)試件編號(hào)，其中G001為未腐蝕管鋼；G10i為腐蝕年限1年的管鋼；G20i為腐蝕年限2年的管鋼。參照Xu[13]提出的方法，對(duì)選取的鋼管試樣表面腐蝕坑參數(shù)進(jìn)行分析，得出各試樣表面的最大腐蝕深度dmax，平均腐蝕深度dav，最大腐蝕坑長(zhǎng)度(拉伸方向)lmax，最大腐蝕坑寬度(垂直于拉伸方向)ωmax。按公式(1)計(jì)算各試件最大坑深寬比βmax，并標(biāo)注出位置，測(cè)量結(jié)果如表1所示。

表1 各試件基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of each specimen

(1)

圖4為試件拉伸破壞形態(tài)，各試件拉伸破壞后均有明顯的頸縮現(xiàn)象，隨著腐蝕損失率的增大，斷裂位置由試件中間向兩側(cè)不確定方向發(fā)展，且具有離散性。斷裂位置與腐蝕損失率及腐蝕坑深寬比有關(guān)，一般發(fā)生在深寬比最大處。

本測(cè)區(qū)形狀為矩形區(qū)域，面積約46 km2，測(cè)區(qū)地勢(shì)起伏較大，最大地面高差為300 m。航向間隔7條基線布設(shè)一個(gè)平高控制點(diǎn)，旁向間隔5條航線布設(shè)一排平高控制點(diǎn)。按常規(guī)像控點(diǎn)布設(shè)要求在測(cè)區(qū)內(nèi)選擇48個(gè)均勻分幅的明顯地物點(diǎn)作為地面控制點(diǎn)，采用GPS RTK測(cè)量方法測(cè)定其平面坐標(biāo)和高程。經(jīng)檢核，各像控點(diǎn)平面精度、高程精度均優(yōu)于±0.2 m，達(dá)到規(guī)范規(guī)定的精度要求。

圖4 試件拉伸破壞形態(tài)圖Fig.4 Tensile failure diagram of specimen

試件的屈服強(qiáng)度是根據(jù)每個(gè)試件在不同腐蝕情況下，通過拉伸試驗(yàn)測(cè)量得出的真實(shí)屈服強(qiáng)度。根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果，得到腐蝕損失率與屈服強(qiáng)度以及屈服荷載之間的關(guān)系，如圖5和圖6所示。

圖5 腐蝕損失率與屈服強(qiáng)度關(guān)系Fig.5 The relation between corrosion loss rate and yield strength

圖5曲線具有明顯的離散性，而圖6具有明顯的下降趨勢(shì)。由圖5和圖6分析可得，在腐蝕損失率在22%范圍內(nèi)，隨著腐蝕損失率的增大，構(gòu)件的屈服荷載逐漸降低，但屈服強(qiáng)度與腐蝕損失率的相關(guān)程度較低。

圖6 腐蝕損失率與屈服荷載關(guān)系Fig.6 The corrosion loss rates eta relationship with yield load

圖7與圖8為試驗(yàn)測(cè)定的試件腐蝕坑最大深寬比與試件的屈服強(qiáng)度、腐蝕坑最大深寬比與極限強(qiáng)度的關(guān)系。試件截取選用的管道鋼腐蝕條件基本相同，各試件腐蝕坑的最大深寬比多集中在0.06附近。但隨著最大深寬比的增大，屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度均明顯減小，這與表面腐蝕坑引起的應(yīng)力集中導(dǎo)致的鋼材強(qiáng)度退化有關(guān)。

圖7 最大深寬比與屈服強(qiáng)度關(guān)系Fig.7 The relation between maximum depth-width ratio and yield strength

圖8 最大深寬比與極限強(qiáng)度關(guān)系Fig.8 The relation between maximum depth-width ratio and ultimate strength

為了分析腐蝕鋼材的力學(xué)性能，引入等效彈性模量，該等效彈性模量是指按結(jié)構(gòu)的真實(shí)屈服承載力計(jì)算的彈性模量。定義試件的等效彈性模量Ee[14]如下式所示。

(2)

式中：py為坑蝕管道鋼試件的屈服承載力；ΔL為試件沿長(zhǎng)度方向的變形量；A為試件面積。

如圖9和圖10所示，等效彈性模量隨腐蝕損失率的增加而減小，而彈性模量與腐蝕損失率的相關(guān)度小。

圖9 腐蝕損失率與等效彈性模量關(guān)系Fig.9 The relation between corrosion loss rate and equivalent elastic modulus

圖10 腐蝕損失率與彈性模量關(guān)系Fig.10 The relation between corrosion loss rate and elastic modulus

為了分析等效彈性模量與材料彈性模量之間的關(guān)系，引入等效彈性模量與彈性模量的比值ζ，按照公式(3)計(jì)算并建立η-ζ關(guān)系，如圖11所示。

圖11 η-ζ關(guān)系曲線Fig.11 η-ζ relation curve

(3)

利用“L-M”(Levenberg-Marquardt)算法將試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合并建立η-ζ非線性經(jīng)驗(yàn)公式，如公式(4)所示。

ζ′=0.46+0.54e-η1.4/124

(4)

式中，ζ′是基于公式計(jì)算得到的等效彈性模量與彈性模量的比值。

將等效彈性模量Ee作為材料的彈性模量，用于分析帶腐蝕缺陷管道鋼的力學(xué)性能，則有Ee與Es之間的近似計(jì)算公式如(5)所示。

(5)

利用公式可推算出含腐蝕缺陷管鋼的等效彈性模量，只需測(cè)定腐蝕損失率，即可推出不同腐蝕缺陷的管鋼在拉壓作用下的力與變形關(guān)系。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比，公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值基本吻合，如圖12所示。

圖12 Ee分析結(jié)果對(duì)比Fig.12 Comparison of Ee analysis results

2 管鋼腐蝕坑處應(yīng)力狀態(tài)有限元分析

2.1 應(yīng)力集中系數(shù)Kt

在拉力作用下，帶腐蝕缺陷的管鋼在腐蝕坑處易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，使管鋼過早屈服或斷裂。Cerit 等[5]利用有限元分析方法對(duì)應(yīng)力集中問題進(jìn)行研究，建立了一系列三維半橢圓點(diǎn)狀腐蝕模型，系統(tǒng)地研究了在單軸拉伸作用下半橢圓形腐蝕坑處的應(yīng)力分布情況，得出了腐蝕坑深寬比是影響應(yīng)力集中系數(shù)的主要因素，并提出了應(yīng)力集中系數(shù)Kt的計(jì)算式如公式(6)所示。

(6)

式中：d為腐蝕坑的深度，ω為半橢圓形腐蝕坑的寬度，垂直于受力方向的尺寸。

2.2 有限元模型的建立

利用ABAQUS有限元分析軟件，建立帶腐蝕缺陷管鋼分析模型(圖13)。分析中使用的實(shí)體模型尺寸同試驗(yàn)試件尺寸，腐蝕坑采用三維半球形腐蝕坑，腐蝕坑深寬比根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的βmax值進(jìn)行確定。在臨界截面上，腐蝕坑處的應(yīng)力集中系數(shù)Kt，通過使用由橫截面面積確定的最大名義應(yīng)力σs,max與未開孔的標(biāo)準(zhǔn)名義應(yīng)力σs的比值來計(jì)算確定。由于坑的寬度ω遠(yuǎn)小于構(gòu)件的尺寸，在計(jì)算凈面積時(shí)可忽略不計(jì)。

圖13 管鋼腐蝕缺陷處有限元分析模型Fig.13 Finite element analysis model of corrosion defect of pipe steel

2.3 有限元結(jié)果分析

根據(jù)上述要求建立不同深寬比腐蝕坑處的應(yīng)力分析模型。對(duì)帶腐蝕缺陷的管鋼試件進(jìn)行全截面拉伸，分析管鋼試件腐蝕坑處應(yīng)力狀態(tài)。

根據(jù)公式(6)和有限元分析計(jì)算出各試件腐蝕坑處的應(yīng)力集中系數(shù)，如表2所示。從表2中數(shù)值可以看出，腐蝕坑處的應(yīng)力集中系數(shù)隨著最大深寬比的增加而增大。公式法和有限元分析得到的應(yīng)力集中系數(shù)Kt基本一致，誤差在10%以內(nèi)。

表2 管鋼試件腐蝕坑處應(yīng)力集中系數(shù)Tab.2 Corrosion coefficient of steel pit at test tube

3 結(jié)論

1) 通過對(duì)含腐蝕缺陷的管鋼進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著腐蝕損失率的增大，斷裂位置由試件中間向兩側(cè)離散性發(fā)展，且其斷裂位置一般發(fā)生在腐蝕坑最大深寬比處。含腐蝕缺陷的管鋼隨著腐蝕程度(腐蝕損失率22%以內(nèi))的增加，其屈服強(qiáng)度、彈性模量與腐蝕損失率的相關(guān)度較低，而屈服荷載和等效彈性模量隨著腐蝕程度的增加而明顯降低。

2)根據(jù)試驗(yàn)得到的等效彈性模量Ee與彈性模量Es的比值ζ，利用“L-M”算法建立ζ′與腐蝕損失率η之間的表達(dá)式，并且與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，得出公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值基本吻合，利用該公式可推算出腐蝕缺陷管鋼等效彈性模量。

3)腐蝕管道鋼的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度與腐蝕坑最大深寬比有較大關(guān)系，隨著最大深寬比的增大，屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度均明顯減小，這與表面腐蝕坑引起的應(yīng)力集中所導(dǎo)致鋼材的強(qiáng)度退化有關(guān)。利用軟件模擬計(jì)算出的應(yīng)力集中系數(shù)結(jié)果與利用公式計(jì)算出的結(jié)果基本一致，并且管鋼腐蝕坑處的應(yīng)力集中系數(shù)與腐蝕坑最大深寬比基本同幅度增大。