基于主曲線法的高鋼級管道環(huán)焊縫韌性表征

李雨恒，馬 強，羅海寶，孟維健，宿彥通，孫 偉，李德軍，孟致遠

（1.國家管網(wǎng)集團天津天然氣管道有限責任公司，天津 400657；2.國家管網(wǎng)集團河北建投天然氣有限公司，石家莊 050000）

0 前 言

為了滿足國內(nèi)日益增長的能源需求，高壓、大直徑、大輸量成為我國油氣管道建設的主要方向。但隨著高鋼級、大直徑管道的應用，我國油氣長輸管道環(huán)焊縫問題日益突顯，環(huán)焊縫事故不斷增多[1-2]。在環(huán)焊縫質(zhì)量控制中，業(yè)內(nèi)普遍關注的重點之一是環(huán)焊縫的韌性。目前，管線鋼管環(huán)焊縫的韌性表征試驗方法主要有夏比沖擊試驗（CVN）、斷裂韌性試驗（KIC、CTOD、JIC）等。夏比沖擊試驗反映的是材料的沖擊韌性，主要通過吸收功和剪切斷面率對韌性進行表征，試驗過程較方便，應用廣泛，但沖擊試驗無法直接獲取關鍵的斷裂力學參數(shù)，如KIC、JIC、δ。斷裂韌性試驗可以直接獲取斷裂力學參數(shù)，但需要進行多組試驗，并且試驗過程復雜、費時費力。因此，國內(nèi)外很多學者都在進行沖擊韌性和斷裂韌性轉(zhuǎn)化關系的研究，并在Q345R、16Mn 和管線鋼上有成功的應用[3-5]。有些成果已經(jīng)被寫入相關標準中，如BS 7910[6]、API 579[7]、ASTM E1921[8]等。但 在 管 線鋼環(huán)焊縫方面，相關研究鮮有報道。

環(huán)焊縫沖擊韌性與斷裂韌性轉(zhuǎn)化關系對于焊接工藝評定、焊縫適用性評價、斷裂評估等具有重要意義。因此，本研究對現(xiàn)有的沖擊韌性與斷裂韌性轉(zhuǎn)化關系方法進行了對比分析，確定不同方法的適用范圍和限制條件，并通過試驗分析了主曲線方法在管線鋼管環(huán)焊縫韌性表征上的可行性。

1 韌性表征與轉(zhuǎn)換關系研究進展

鐵素體鋼有韌脆轉(zhuǎn)變的現(xiàn)象，其沖擊韌性韌脆轉(zhuǎn)變曲線分為三個部分：上平臺、下平臺和韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)。在上平臺區(qū)，材料具有較高的韌性；在下平臺區(qū)，材料表現(xiàn)為脆性；在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)，材料斷裂韌度呈現(xiàn)分散性和離散性。

1.1 基于經(jīng)驗的轉(zhuǎn)化關系

近幾十年來，國內(nèi)外研究學者對鐵素體鋼韌脆轉(zhuǎn)變情況下的沖擊韌性與斷裂韌性的關系進行了大量研究。總體來看，沖擊韌性與斷裂韌性之間的經(jīng)驗公式可以分為一步法和兩步法。其中，一步法公式見表1 中公式（1）～公式（5）。公式（1）是Barsom 和Rolfe[9]通過研究一些不同強度的鋼得到的夏比沖擊上平臺和韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的沖擊功與斷裂韌性之間的經(jīng)驗公式。公式（2）是Sailors 和Corton[10]得出的韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的沖擊功與斷裂韌性經(jīng)驗公式，后被API 579 收錄。Roberts[11]在分析了大量的沖擊功以及斷裂韌度數(shù)據(jù)后得出公式（3），也被稱為WRC265 關系式。公式（4）和公式（5）是BS 7910[6]給出的下平臺和上平臺的轉(zhuǎn)化公式。

表1 韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)主要經(jīng)驗公式

兩步法考慮了加載速率的影響，首先根據(jù)經(jīng)驗公式將CVN 數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為動態(tài)斷裂韌性KId，然 后 將KId轉(zhuǎn) 化 為KIC。表1 中 公 式（6） 為WRC265 給 出的KId轉(zhuǎn) 化公 式，公 式（7） 為Roberts 和Newton[11]給出的KId轉(zhuǎn)化公式。

KId與KIC轉(zhuǎn)化公式由Barsom 等[9]通過對250～965 MPa 屈服強度范圍內(nèi)多種材料的研究得出，具體表達式為

式中：σys——常溫下的屈服強度，MPa。

1.2 主曲線轉(zhuǎn)化關系

由于鐵素體鋼轉(zhuǎn)變溫度區(qū)內(nèi)斷裂韌性的高度分散性，導致韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)內(nèi)的斷裂韌性數(shù)據(jù)處理成為困擾工程界的一大難題。20世紀80年代，芬蘭科學家Wallin 等[12-14]提出了主曲線法（Master Curve），該方法基于統(tǒng)計學角度科學地描述了材料斷裂韌性的分布規(guī)律。因此，該方法也受到國際重視，并逐漸納入標準規(guī)范ASTM E1921、API 579和BS 7910中。

Wallin 采用三參數(shù)Weibull 分布描述斷裂韌性的離散性，通過少量斷裂韌性試驗確定參考溫度T0，得到不同累積失效概率下斷裂韌性隨溫度的分布規(guī)律，建立韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)域斷裂韌性隨溫度分布的主曲線，即

式中：KIC——平面應變斷裂韌性，MPa·m1/2；

T——溫度，℃；

T0——為參考溫度，℃；

TK——溫度常數(shù)，℃；

B——為實際試樣厚度，mm；

Pf——失效概率，取50%時即為主曲線。

2 X80管線鋼管環(huán)焊縫韌性測試試驗

為了研究高鋼級管道環(huán)焊縫的韌性轉(zhuǎn)化關系，本研究制備了規(guī)格為Φ1 219 mm×25.7 mm 的X80鋼管環(huán)焊縫。焊縫坡口為22°單V形坡口，焊接方法采用STT+FCAW-S組合工藝。焊接完成后進行化學、拉伸、沖擊、SENB等相關測試。焊縫化學成分分析結果見表2。

表2 環(huán)焊縫化學成分 %

對管體母材和焊縫金屬分別做系列溫度拉伸試驗，拉伸試樣為Φ10 mm 的圓棒拉伸樣，測試結果如圖1 所示。通過圖1 可以看出，焊縫及母材的拉伸屈服強度和抗拉強度都隨試驗溫度降低而升高。

圖1 環(huán)焊縫系列溫度的拉伸性能分布曲線

依據(jù)ASTM E1921-20，采用SENB 試樣對焊縫的斷裂韌性進行了測試。SENB 試樣斷口形貌如圖2 所示，試樣尺寸如圖3 所示，其中W=20 mm，B=10 mm，L=120 mm，a0/W=0.5，疲勞裂紋長度為2 mm，裂紋處于內(nèi)表面根焊中心線。試驗溫度為-60 ℃，試驗結果見表3。

圖2 SENB試樣斷口示意圖

圖3 SENB試樣尺寸示意圖

表3 SENB試驗結果

3 X80管線鋼環(huán)焊縫基于主曲線的韌性轉(zhuǎn)化分析

根據(jù)ASTM E1921，采用主曲線法對X80 管線鋼環(huán)焊縫的韌性轉(zhuǎn)化關系進行分析。

主曲線法要求試樣裂尖保持高拘束度應力狀態(tài)，這樣得到的T0與尺寸無關，ASTM E1921 要求采用以下公式對KJC進行有效性檢查，即

式 中：KJC（limit）——標 準 測 試KJC的 上 限 值，MPa·m1/2；

b0——初始韌帶尺寸（W-a0），mm；

W——試件厚度，mm；

a0——預制裂紋深度，mm；

σys（Ta）——試驗溫度下的材料屈服強度，MPa；

Mlimit——標準規(guī)定的無量綱變形極限，取30；

v——泊松比。

非標準尺寸（25.4 mm）的試樣，均根據(jù)公式（12）進行轉(zhuǎn)換成1T厚的斷裂韌性值，即

式中：B0——人為規(guī)定的標準試樣厚度，25.4 mm；

KJC(1T)—— 標 準 試 樣 測 試 得 到 的KJC，MPa·m1/2。

本研究采用單溫度法（-60 ℃）進行主曲線計算。首先采用公式（13）計算三參數(shù)Weibull分布尺度參數(shù)K0，即

式中：N——總試樣數(shù);

r——有效試樣數(shù)。

將K0代入公式（14）中，得到累積失效概率為50%的中值斷裂韌性KJC（med），即

將公式（14）的結果帶入公式（10）中，便得到參考溫度T0。

通過公式（11）～公式（14）得到KJC（limit）、KJC(1T)、K0和KJC（med）的結果，見表4。

表4 主曲線關鍵參數(shù)計算結果

基于表4 計算結果，可知參考溫度T0為-84.7 ℃，參考溫度檢驗有效。因此可以得到，該X80管線鋼半自動焊環(huán)焊縫的主曲線公式為

圖4 為斷裂韌性測試結果、失效概率為95%與5%的上下邊界曲線和主曲線的繪制圖。通過圖4可以看出，大部分試驗數(shù)據(jù)都落在累計失效概率為5%和95%的曲線之間，表明主曲線法能夠較好地描述高鋼級管道環(huán)焊縫韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的韌性離散情況。

圖4 環(huán)焊縫主曲線圖

4 結束語

本研究針對高鋼級管線鋼管環(huán)焊縫韌性表征問題，分析對比了現(xiàn)有沖擊韌性與斷裂韌性轉(zhuǎn)化關系方法，確定不同方法的適用范圍和限制條件。通過試驗分析了主曲線方法在管線鋼管環(huán)焊縫韌性表征上的可行性。結果表明，主曲線法能夠較好地描述高鋼級管道環(huán)焊縫韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的韌性離散情況，高鋼級管道環(huán)焊縫可以采用基于主曲線的韌性表征方法。