輸氫海底管道材料選擇研究

王 猛

海洋石油工程股份有限公司,天津 300451

0 前言

1875年,Johnson W H[1]進(jìn)行了鋼在鹽酸和硫酸中的浸泡試驗,試驗表明鋼的斷裂韌度和斷裂應(yīng)變顯著降低，其原因是氫脆改變鋼的力學(xué)性能。從此,人們認(rèn)識到氫脆現(xiàn)象普遍存在于金屬中。氫脆的表現(xiàn)形式取決于材料、加載情況以及氫被引入材料的方式等因素，氫對材料作用根本機(jī)理存在爭議。一般來說,氫脆模型可分為兩種類型:一是力學(xué)模型,考慮裂紋尖端塑性應(yīng)力應(yīng)變和尖端區(qū)域氫濃度之間的相互作用,比較成熟的模型包括氫增強(qiáng)脫氧和氫增強(qiáng)局部塑性[2-3];二是氫擴(kuò)散過程動力學(xué)模型,該模型以氫脆機(jī)理研究為基礎(chǔ)，氫脆機(jī)理研究的前提是氫致開裂受表面反應(yīng)和氫擴(kuò)散速率控制[4-5]。

管線鋼受到氫氣的影響表現(xiàn)出延展性、斷裂韌性、裂紋萌生和擴(kuò)展以及抗疲勞性能的顯著降低。鋼的氫脆敏感性取決多個因素,包括化學(xué)成分、微觀組織(晶粒尺寸和相等)、充氫條件(充氫方法，氫的純度、壓力和溫度等)、試驗條件(溫度、加載頻率、應(yīng)力比和試樣尺寸等)，以上因素均會不同程度影響氫濃度和氫動力學(xué)。

氫脆使材料失效的形式表現(xiàn)為裂紋萌生及擴(kuò)展,因此采用斷裂力學(xué)方法進(jìn)行研究。例如,對于靜態(tài)載荷條件下,用斷裂韌度KIC、J積分JIC或裂紋擴(kuò)展阻力曲線J—R表示的斷裂韌度,以確定裂紋尖端的應(yīng)力場；對于循環(huán)載荷條件下,通過確定疲勞裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK(ΔK=Kmax-Kmin,Kmax為最大應(yīng)力強(qiáng)度因子,Kmin為最小應(yīng)力強(qiáng)度因子)的函數(shù)關(guān)系,評估材料的疲勞壽命。氫環(huán)境下的材料性能可通過不同試驗(慢應(yīng)變速率拉伸、斷裂韌度和疲勞裂紋擴(kuò)展速率等[6-8])相關(guān)的各種變量來評估是否滿足工程使用的要求。

本文考慮輸氫海底管道鋼的主要力學(xué)性能，包括拉伸性能、斷裂韌度和抗疲勞性能等,討論了管線鋼氫脆的相關(guān)主要因素,確定材料選擇的技術(shù)要求,以避免結(jié)構(gòu)材料在使用壽命期間的損壞和失效。

1 拉伸性能

在一定壓力的氫氣環(huán)境下,對缺口或圓棒試樣進(jìn)行慢應(yīng)變速率拉伸試驗,可判定氫對材料拉伸性能的影響。已有的試驗結(jié)果表明，氫脆對材料拉伸性能有顯著影響。Hofmann W等人[9]進(jìn)行了最早的慢應(yīng)變速率拉伸試驗,對碳含量0.22%的碳鋼在15.2 MPa氫氣壓力下的試驗結(jié)果表明,隨著氫氣壓力的增加,鋼的拉伸強(qiáng)度比在空氣中下降。而同一類型正火鋼在氫氣和空氣中的拉伸試驗結(jié)果無顯著差別。隨著鋼拉伸強(qiáng)度的增加,斷面收縮率減小,表明氫脆對鋼延展性的降低隨鋼拉伸強(qiáng)度增大而增強(qiáng)。提高應(yīng)力水平會降低碳鋼對氫脆失效的抗力[10]。氫氣壓力對金屬管道材料在150oC以下時力學(xué)性能降低有很大影響[11]。Walter R J等人[12]認(rèn)為氫氣環(huán)境中鋼拉伸性能的降低與氫氣壓力平方根呈線性函數(shù)關(guān)系。Oriani R A[13]進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)斷面收縮率的減少與氫壓力的平方根成正比。雖然斷面收縮面積減小,但氫對鐵素體鋼拉伸強(qiáng)度影響不大,該影響與微觀組織相關(guān)。鋼的斷口形貌為典型的沿晶斷裂,呈放射狀向周圍擴(kuò)展,靠近斷口邊緣處為準(zhǔn)解理斷裂，見圖1。

圖1 鋼的慢應(yīng)變速率拉伸試驗斷口典型形貌圖Fig.1 Typical fracture metallographic of steel for a slow strain rate tensile testing

管線鋼的相關(guān)試驗也表明其在氫中的斷面收縮率和延伸率相比在惰性氣體中的斷面收縮率和延伸率顯著減小,鋼的延展性顯著降低。鄭津洋等人[14]對S30408不銹鋼進(jìn)行了高壓氫環(huán)境的慢應(yīng)變速率拉伸試驗,材料的延伸率僅為惰性氣體中的30%。白光乾等人[15]對X52管線鋼進(jìn)行了試驗研究,結(jié)果顯示斷面收縮率最大降幅為80.4%,而延伸率最大降幅為52.3%。Marchi C S等人[16]對一系列碳錳鋼進(jìn)行了試驗研究，相比于光滑圓棒試樣,缺口試樣斷面收縮率減少更顯著,最高斷面收縮率減少高達(dá)80%，此外,氫輕微降低了試樣的拉伸強(qiáng)度。法國國家研究機(jī)構(gòu)資助的CATHY-GDF項目[17]探索了工業(yè)級X80管線鋼輸送加壓氫氣的能力，該項目進(jìn)行了氫氣壓力0.1～30 MPa的試驗,氫氣壓力為0.1～5 MPa時，鋼拉伸性能隨氫氣壓力增大而顯著降低；氫氣壓力為5～10 MPa時，鋼拉伸性能變化趨于平穩(wěn);氫氣壓力為10～30 MPa時，氫氣壓力變化不會導(dǎo)致鋼拉伸性能的顯著變化。

由于氫環(huán)境下鋼的延展性隨鋼拉伸強(qiáng)度增加而降低,應(yīng)用于氫環(huán)境的碳鋼材料通常是低強(qiáng)度鋼,目前已應(yīng)用的材料等級未超過X52鋼級,規(guī)定最小屈服強(qiáng)度小于358 MPa,規(guī)定最小拉伸強(qiáng)度小于550 MPa,且許用強(qiáng)度還應(yīng)考慮一定的安全系數(shù)。ASME B31.12 Hydrogen piping and pipelines[18](以下簡稱ASME B31.12)規(guī)定的安全系數(shù)由管道的位置等級和溫度修正因子決定,隨溫度的升高而降低。三級區(qū)域的管道,屈服強(qiáng)度的安全系數(shù)為50%；四級區(qū)域的管道,屈服強(qiáng)度的安全系數(shù)降低至40%。ASME STP-PT-006 Design guidelines for hydrogen piping and pipelines[19]中將許用強(qiáng)度安全系數(shù)表示為規(guī)定的最小抗拉強(qiáng)度和氫壓力平方根的函數(shù)，管道壓力為6.9～41 MPa時,安全系數(shù)可進(jìn)行線性插值。

2 斷裂韌度

雖然平面應(yīng)變斷裂韌度KIC和J積分JIC有一定的不足,如KIC是基于彈性力學(xué)推導(dǎo),僅適用于小范圍屈服,J積分僅適用于平面且不適用于亞臨界裂紋擴(kuò)展,但使用斷裂韌度作為裂紋起始斷裂準(zhǔn)則簡單易用,在工程中有重要意義。對于給定厚度的材料,KIC和JIC是其固有性能,即當(dāng)材料的斷裂韌度超過門檻值,裂紋開始擴(kuò)展。

已有試驗表明,鋼在壓力5.5 MPa或以上的空氣中斷裂韌度至少是在同等壓力氫氣中斷裂韌度的2倍[20],且斷裂韌度隨著氫壓力的增加而降低,但鋼對氫壓力的敏感性不強(qiáng)。斷裂韌度的降低大致遵循氫壓力的平方根[21],這表明氫壓力對鋼的斷裂韌度影響有限。

Marchi C S等人[16]的研究表明斷裂韌度對加載速率敏感。X42鋼在4 MPa壓力氫氣中,當(dāng)加載速率為3×10-5～3×10-4mm/s時,斷裂韌度不變,但隨著加載速率增加到3×10-3mm/s時,斷裂韌度增加了30%。

氣體成分對鋼的斷裂韌度也有影響。X42和X70鋼在氮氣、甲烷、氫氣,以及甲烷、一氧化碳和二氧化碳混合物中的斷裂韌度測量顯示,鋼在混氫氣體和氮氣中的斷裂韌度無明顯差異。甲烷對鋼的斷裂韌度沒有負(fù)面影響,但甲烷和氫氣的混合物會使鋼的斷裂韌度降低。此外,在含氫和一氧化碳的氣體混合物中,鋼的斷裂韌度不會降低[16]。

Stalheim D G等人[20,23]研究表明,大多數(shù)情況下斷裂韌度與屈服強(qiáng)度無關(guān)。Peral L B等人[24]的試驗表明,材料強(qiáng)度增加與斷裂韌度降低之間存在關(guān)聯(lián),但這種關(guān)聯(lián)只在高強(qiáng)度材料中出現(xiàn)。

ASME B31.12對脆斷控制和止裂的要求是基于延展性的增強(qiáng)考慮,并給出兩種設(shè)計方法。規(guī)定性的設(shè)計方法應(yīng)按照API SPEC 5L Line pipe附錄G的要求程序進(jìn)行斷裂延展性能試驗。每爐3個夏比試樣的平均剪切面積,對于全尺寸試樣不應(yīng)小于80%,對于縮小尺寸夏比試樣不應(yīng)小于85%,對于落錘撕裂試樣不應(yīng)小于40%。止裂性能要求沖擊試驗?zāi)芰孔钚≈禎M足式(1)的要求，且管材和焊縫的最大極限抗拉強(qiáng)度不應(yīng)超過690 MPa,規(guī)定的最小屈服強(qiáng)度不得超過482 MPa。

C=0.016(rt)0.39σh2

(1)

式中:C為全尺寸夏比沖擊能量,J;r為管道半徑,m;t為管道壁厚,m;σh為環(huán)向應(yīng)力,MPa。

按基于材料性能進(jìn)行設(shè)計時,管道和焊縫應(yīng)符合ASME BPVC Ⅷ div3 Article KD-10 special requirements for vessels in hydrogen service規(guī)定要求,測量材料的應(yīng)力強(qiáng)度因子門檻值,以保證材料在設(shè)計壓力或高于設(shè)計壓力和環(huán)境溫度下具有足夠的止裂能力。ASME B31.12規(guī)定材料的應(yīng)力強(qiáng)度因子門檻值ΔKth不小于55 MPa·m1/2。

3 疲勞裂紋擴(kuò)展

雖然氫的存在導(dǎo)致了鋼的延展性降低,但管線鋼的延展性損失是在達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度后發(fā)生的。而設(shè)計中考慮的管道許用強(qiáng)度遠(yuǎn)低于屈服強(qiáng)度。如果考慮循環(huán)載荷的作用,當(dāng)應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK達(dá)到應(yīng)力強(qiáng)度因子門檻值ΔKth后,裂紋將開始擴(kuò)展。因此，在確定材料適用性和保證安全設(shè)計時,考慮循環(huán)載荷的響應(yīng)比評估延展性損失更重要。在給定初始裂紋尺寸的情況下,疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗可用于評估材料剩余壽命。已有研究表明,氫環(huán)境下金屬疲勞裂紋擴(kuò)展速率比惰性氣體環(huán)境下金屬疲勞裂紋擴(kuò)展速率增加了10倍以上[25-29]。

疲勞裂紋擴(kuò)展速率曲線表示為疲勞裂紋擴(kuò)展速率和應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK的函數(shù)關(guān)系,曲線一般分為3個階段,見圖2。Ⅰ階段為裂紋低速擴(kuò)展階段，存在一個下限值，即應(yīng)力強(qiáng)度因子門檻值ΔKth,ΔK<ΔKth時,裂紋不擴(kuò)展或擴(kuò)展速率極低(<10-7mm/次)；Ⅱ階段為裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段，疲勞裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK遵循Paris公式[30],呈指數(shù)線性關(guān)系；Ⅲ階段為裂紋快速擴(kuò)展階段,最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax接近材料疲勞斷裂韌度ΔKC,裂紋擴(kuò)展明顯加快。Ⅲ階段對應(yīng)的疲勞壽命在整個裂紋擴(kuò)展過程中占比較小,一般情況下工程上可不予考慮,但對于低周疲勞,Ⅲ階段疲勞壽命仍然是需要考慮的。描述疲勞裂紋擴(kuò)展速率的模型除Paris模型外,還有Forman、Walker等模型[31-32]。Amaro R L等人[33]開發(fā)了管線鋼的氫致疲勞裂紋擴(kuò)展模型,考慮到各等級管線鋼中可能存在不同微觀結(jié)構(gòu)成分,在最壞情況下,模型應(yīng)能確保疲勞裂紋擴(kuò)展速率預(yù)測是保守的,因此對該模型單一上限簡化后,應(yīng)用于ASME B31.12中。簡化模型允許不高于20.7 MPa的設(shè)計壓力下使用最小規(guī)定屈服強(qiáng)度為480 MPa的材料。

圖2 疲勞裂紋擴(kuò)展速率曲線圖Fig.2 Fatigue crack propagation rate

影響疲勞裂紋擴(kuò)展速率的主要變量是應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK、加載頻率和氣體壓力。氣體組分、載荷波形、應(yīng)力比R、鋼的強(qiáng)度、微觀組織等因素也會影響疲勞裂紋擴(kuò)展速率。Slifka A J等人[28]對新舊X52管線鋼進(jìn)行了對比研究,結(jié)果表明新鋼材ΔK=13 MPa·m1/2和舊鋼材ΔK=15 MPa·m1/2時,疲勞裂紋擴(kuò)展速率曲線有一個過渡。過渡前,疲勞裂紋擴(kuò)展速率作為應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK函數(shù)的增加，可能是由于裂紋尖端氫濃度的增加;而過渡后,氫效應(yīng)飽和,疲勞裂紋擴(kuò)展速率的進(jìn)一步增加則歸因于應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK效應(yīng)。

管線鋼以加載頻率為敏感因素的試驗研究較少。參照壓力容器鋼的研究,Yoshioka S等人[34]和Nelson H G等人[35]的試驗發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋擴(kuò)展與加載頻率有關(guān),疲勞裂紋擴(kuò)展速率與加載頻率成反比。Wachob H F[36]的研究則表明疲勞裂紋擴(kuò)展速率與加載頻率無關(guān)。Vergani L等人[37]對ANSI 4130鋼進(jìn)行了試驗,結(jié)果表明低加載頻率(0.1～1 Hz)下的裂紋擴(kuò)展速率比高加載頻率(10 Hz)下要高,說明原子氫進(jìn)入晶格并在裂紋尖端聚集與時間相關(guān)。

氣體壓力對疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響是不同的。一方面，普通鐵素體鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率隨氫壓力的增加而增加；另一方面,Marchi C S等人[16]得出結(jié)論,鐵素體鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率對壓力依賴性很小。隨著氫壓力的增加,根據(jù)微觀結(jié)構(gòu)敏感性的變化,疲勞裂紋擴(kuò)展速率只能適度增加。在ΔK>30 MPa·m1/2情況下的測量結(jié)果表明,鐵素體鋼在氫氣壓力6.9～103.4 MPa范圍內(nèi),不論氫壓力如何,均會收斂到相近的疲勞裂紋擴(kuò)展速率[38]。

氫氣組分對疲勞裂紋擴(kuò)展也有影響。已有試驗結(jié)果表明氫氣中加入二氧化碳對疲勞裂紋擴(kuò)展速率沒有影響,混合氣體的裂紋擴(kuò)展速率與純氫裂紋擴(kuò)展速率相似[16]。氫加水蒸氣使疲勞裂紋擴(kuò)展速率高于純水蒸氣時的疲勞裂紋擴(kuò)展速率。氫加天然氣的疲勞裂紋擴(kuò)展速率與純氫的疲勞裂紋擴(kuò)展速率相似。此外,純天然氣中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率與空氣中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率幾乎相同。

Cialone H J等人[39-40]研究表明,對于恒定ΔK,應(yīng)力比R<0.5時,X42管線鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率幾乎不隨應(yīng)力比增大而增大;應(yīng)力比R>0.5時,裂紋擴(kuò)展速率隨應(yīng)力比的增大而增大。此外,Ⅱ階段裂紋擴(kuò)展在低應(yīng)力比下與惰性氣體中試驗結(jié)果差異顯著,在高應(yīng)力比時與惰性氣體中試驗結(jié)果差異較小。但應(yīng)力比的增加會導(dǎo)致Ⅲ階段裂紋提早發(fā)生,即Ⅲ階段疲勞裂紋擴(kuò)展所需應(yīng)力強(qiáng)度因子降低。如果將疲勞裂紋擴(kuò)展視為一個重復(fù)裂紋萌生的過程,則可以推斷,氫通過降低斷裂韌度減少引發(fā)裂紋所需的功,促進(jìn)了Ⅲ階段裂紋過早擴(kuò)展。實際上,應(yīng)力比不能控制疲勞裂紋擴(kuò)展速率。這種疲勞裂紋擴(kuò)展速率的增加是由循環(huán)載荷中最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax控制的。由于ΔK=Kmax(1-R),在固定應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔK時,應(yīng)力比R的增加導(dǎo)致最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax增加。因此應(yīng)力比越高,疲勞裂紋擴(kuò)展速率越快。

鋼強(qiáng)度通常被認(rèn)為與疲勞裂紋擴(kuò)展速率無關(guān)。Slifka A J等人[41]在氫氣壓力5.5 MPa、加載頻率1 Hz、R=0.5的試驗條件下，測量了屈服強(qiáng)度為325～800 MPa鐵素體鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率,發(fā)現(xiàn)屈服強(qiáng)度與疲勞裂紋擴(kuò)展速率之間沒有相關(guān)性。

微觀組織對鐵素體鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響是復(fù)雜的。Slifka A J等人[42]對比微觀組織和晶粒尺寸幾乎相同的X52和X70鋼材試驗結(jié)果表明,當(dāng)ΔK>10 MPa·m1/2時,疲勞裂紋擴(kuò)展速率無明顯差異,但與含有較多針狀鐵素體的鋼相比,含有較多貝氏體鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展速率較低。Krishnamurthy R等人[43]發(fā)現(xiàn),在相似的強(qiáng)度水平下,貝氏體、馬氏體和雙相微觀組織(鐵素體—馬氏體)的疲勞裂紋擴(kuò)展速率差異不大。Carroll M W等人[44]發(fā)現(xiàn),在接近大氣壓的氫氣中,加載頻率為0.1 Hz、R=0.5的試驗條件下對碳錳鋼進(jìn)行測試,微觀組織與疲勞裂紋擴(kuò)展速率之間沒有相關(guān)性。然而,Holbrook J H等人[45]將X42鋼(鐵素體—珠光體)、全鐵素體鋼和全珠光體鋼在氫氣壓力6.9 MPa、加載頻率1 Hz、R=0.1的試驗條件下進(jìn)行對比,發(fā)現(xiàn)這幾種鋼疲勞裂紋擴(kuò)展速率存在顯著差異。Stalheim D等人[46]通過在試驗室軋機(jī)的管材優(yōu)化,將平均晶粒度值4.7 μm和3.2 μm、晶相組織均勻度16.5 μm和8.5 μm的鋼分別進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展速率對比試驗，結(jié)果表明晶粒度和晶相組織均勻度優(yōu)化后的鋼具有更好的疲勞性能。

氫致疲勞裂紋擴(kuò)展速率增加不可避免。疲勞裂紋擴(kuò)展速率除與材料斷裂韌度、強(qiáng)度、微觀組織等固有性能相關(guān)外,實際的載荷對裂紋擴(kuò)展也有重要影響。因此，在保證材料有充足延展性和較高斷裂韌度的前提下,還應(yīng)考慮降低應(yīng)力水平,以提高裂紋啟動所需的應(yīng)力強(qiáng)度因子和裂紋擴(kuò)展Ⅲ階段的斷裂韌度,延遲材料的裂紋擴(kuò)展和增長疲勞壽命。

4 焊縫

焊接過程中劇烈的局部加熱,以及各種可擴(kuò)散的摻雜元素(如碳、硫等),意味著在焊接過程中會產(chǎn)生各種二次相和組合微觀組織。這些次級相和不同的微觀組織可能更容易發(fā)生氫脆。但隨著焊接技術(shù)和焊材質(zhì)量的提高,焊縫與母材的力學(xué)性能沒有太大差異。

光滑圓棒試樣焊縫拉伸性能與母材拉伸性能相似。但平行于焊縫的方向上試樣的斷面收縮率通常大于垂直于焊縫方向上試樣的斷面收縮率。而缺口試樣試驗結(jié)果表明焊縫與母材的拉伸性能非常一致,與試樣相對于焊縫的方向無關(guān)[16]。

焊縫的斷裂韌度取決于焊縫類型和裂紋擴(kuò)展位置。X60鋼在熔合區(qū)擴(kuò)展時,其斷裂韌度和抗裂紋擴(kuò)展能力較高。焊縫與母材的斷裂韌度無差異,而熱影響區(qū)的斷裂韌度較低。X42鋼電阻焊熱影響區(qū)的斷裂韌度低于母材的斷裂韌度[16]。

焊縫和熱影響區(qū)是否比母材表現(xiàn)出更大的疲勞裂紋擴(kuò)展速率取決于微觀組織、焊接工藝和焊縫強(qiáng)度。Somerday B P[47]的研究表明,當(dāng)ΔK≤12 MPa·m1/2時,X65鋼的熱影響區(qū)疲勞裂紋擴(kuò)展速率最低;當(dāng)ΔK>12 MPa·m1/2時,母材、焊縫和熱影響區(qū)的試驗結(jié)果具有不確定性。Olden V等人[48]發(fā)現(xiàn),X70鋼的焊縫和母材的斷裂韌度相似。Moro I等人[49]研究數(shù)據(jù)沒有顯示出X80鋼在10 MPa壓力下,母材、環(huán)焊縫和熱影響區(qū)之間有明顯的差異。Drexler E S等人[50]測試了氫氣壓力 5.5 MPa 和34 MPa下4種鋼(1964年制造的X52鋼，2011年制造的X52鋼，2005年制造的2種X70鋼,但化學(xué)成分和硬度有差別)，焊縫和熱影響區(qū)的疲勞裂紋擴(kuò)展速率與母材的相近。沒有明確的試驗數(shù)據(jù)表明,焊縫和熱影響區(qū)比母材更容易在氫中出現(xiàn)疲勞裂紋擴(kuò)展。

焊縫、熱影響區(qū)和母材疲勞裂紋擴(kuò)展速率的微小差異,通常歸因于微觀組織。高碳含量導(dǎo)致熱影響區(qū)熔合線處形成馬氏體,局部馬氏體的存在可以使熱影響區(qū)疲勞裂紋擴(kuò)展速率遠(yuǎn)高于母材疲勞裂紋擴(kuò)展速率。已有的研究也表明未回火馬氏體會導(dǎo)致氫脆增加[16,25,51-52]。在設(shè)計輸氫管道時必須注意控制和約束焊接引起的熱影響區(qū)組織變化,以避免產(chǎn)生馬氏體。

5 材料選擇建議

氫壓力對鋼的屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度沒有顯著影響,但會降低鋼的延展性(伸長率和斷面收縮率),即使是在相對較低的氫氣分壓下,鋼的斷裂韌性顯著降低,使其容易產(chǎn)生裂紋并加速疲勞裂紋擴(kuò)展。氫氣對管道材料力學(xué)性能的影響取決于諸多因素,包括材料本身的屬性、氣體壓力、氣體成分、加載速率、加載頻率和焊縫，控制這些因素可以使碳鋼在氫氣環(huán)境中安全應(yīng)用，正確的設(shè)計和材料選擇可以最大限度地減少氫脆的影響?；谏鲜鲇懻?管道材料選擇的建議有以下幾點。

1)焊接過程中劇烈的局部加熱、潛在不受控的冷卻速度以及各種可擴(kuò)散的摻雜元素,會產(chǎn)生各種二次相和組合微觀組織,更易使材料發(fā)生氫脆。ASME B31.12允許使用高頻電阻焊管和直縫埋弧焊管,但考慮到焊縫的氫脆風(fēng)險,在成本允許條件下宜選擇無縫鋼管。

2)微觀組織差異導(dǎo)致相同氫氣環(huán)境下材料性能降低也存在差異，基于前文的討論,鐵素體—珠光體鋼比鐵素體—馬氏體鋼的斷裂韌度降低程度低。微觀組織對氫致疲勞裂紋擴(kuò)展的影響是復(fù)雜的,不是單一因素決定的,還與應(yīng)力水平、應(yīng)力比等因素相關(guān),但可以得出的基本結(jié)論是晶粒度和晶相組織均勻度優(yōu)化后的鋼具有更好的疲勞性能。鋼的金相宜為鐵素體—珠光體或貝氏體。晶粒尺寸應(yīng)為ASTM 8等級或更細(xì)。應(yīng)對管節(jié)點的焊縫和熱影響區(qū)進(jìn)行熱處理,以模擬正火熱處理。

3)材料應(yīng)具有充足延展性和較高斷裂韌度,以提高裂紋啟動所需的應(yīng)力強(qiáng)度因子和裂紋擴(kuò)展Ⅲ階段的疲勞斷裂韌度,延遲材料的裂紋擴(kuò)展和增長疲勞壽命。

建議的沖擊能量接受標(biāo)準(zhǔn)為：3個試樣的夏比沖擊韌性剪切百分率均值不低于75%,單一最小值不低于60%。全尺寸橫向取樣的夏比沖擊能量平均值不低于94 J,單個最小值不低于71 J;縱向取樣夏比沖擊能量平均值不低于118 J,單個最小值不低于88 J。

4)慢應(yīng)變速率拉伸試驗的研究表明，鋼的強(qiáng)度越大,斷裂面積收縮率越小,因此宜選用低鋼級的管線鋼。ASME B31.12中允許的海底管道材料為API 5L PSL2 A級至X80級鋼。但對于X65以上鋼級,限制其最大操作壓力為10.34 MPa,而陸地管道如采用API 5L鋼,最大操作壓力不高于41.4 MPa。根據(jù)現(xiàn)有工程經(jīng)驗,目前尚無X52以上鋼級的工程應(yīng)用實例，一般選用API 5L PSL2 X52以下等級的鋼，對于X52等級鋼，其最大屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度不得高于其規(guī)定最小屈服強(qiáng)度的165 MPa。

ASME B31.12等輸氫管道規(guī)范中規(guī)定的強(qiáng)度安全系數(shù)較低,屈服強(qiáng)度最低折減了40%。一方面表明氫脆導(dǎo)致韌性性能降低是在材料到達(dá)屈服強(qiáng)度之前;另一方面為保證材料的安全,材料必須具有足夠的韌性裕量。但對于海底管道,由于安全系數(shù)對強(qiáng)度的折減,材料可使用強(qiáng)度較低。因此,低強(qiáng)度鋼和高安全系數(shù)使得海底管道強(qiáng)度設(shè)計變得困難,通常導(dǎo)致了管道壁厚的增加。

5)管線鋼中元素成分和硬度對氫脆的影響并未在文中詳細(xì)討論。根據(jù)已有研究表明,鋼的氫脆敏感性隨著碳和錳的含量增加而增加。現(xiàn)代的管線鋼為保證可焊性，已經(jīng)限制了碳和錳的含量,并通過增加其他元素以獲得更高強(qiáng)度,如鈦和釩,因此碳和錳的含量已不是影響氫脆的主要問題。但根據(jù)現(xiàn)有輸氫管道規(guī)范,硫和磷等有害元素仍需控制含量。建議硫含量不得超過0.01%(API 5L PSL2上限值為0.015%)，磷含量不得超過0.015%(API 5L PSL2上限值為0.025%)，最大碳當(dāng)量為0.35%(API 5L PSL2上限值為0.43%)。如添加鈦、鈮、硼、鋁等元素,應(yīng)考慮其對抗氫脆性能的影響。

對于管材硬度,母材、焊縫和熱影響區(qū)均應(yīng)測量,且不得超過95HRB。

6 結(jié)論

鑒于氫脆復(fù)雜性,宜考慮實際使用的氫氣組分、氫氣壓力、介質(zhì)溫度和循環(huán)載荷等條件,對擬選用的海底管道鋼管進(jìn)行氫氣環(huán)境試驗,以確定其抗氫脆性能。定量評估材料斷面收縮率、斷裂韌度和疲勞裂紋擴(kuò)展速率等材料性能。