李一哲, 龔寶明, 劉秀國, 王東坡, 鄧彩艷

天津大學材料科學與工程學院天津市現代連接技術重點實驗室 天津 300354

摘要

關鍵詞： 斷裂韌性 ; 面外拘束效應 ; 單邊缺口拉伸 ; 完整性評估

隨著管線輸送壓力的不斷提高,管道的服役條件日趨苛刻。面對嚴苛的服役環境,管線鋼需要有足夠的抵抗大變形的能力。為了確保大變形條件下結構完整性評估的準確性,“基于應變”的設計準則被提出并得到逐步完善[1]。研究[2,3,4,5]發現,相較于單邊缺口彎曲試樣(SENB)的高裂紋尖端拘束度,單邊缺口拉伸試樣(SENT)能夠更好地再現管線實際服役條件下裂紋尖端的拘束情況,因而被廣泛應用于管線鋼的評估流程中。

斷裂韌性是管道與壓力容器等鋼結構完整性評估的一項重要輸入參量[6,7]。目前對于實際較大結構件的斷裂韌性,多通過實驗室條件下小尺寸試樣的實驗結果來預測。然而,材料的斷裂韌性不是一個常數,而是隨著結構的幾何尺寸的變化而改變。隨著工程結構尺寸和強度級別的增加,實驗室尺度和實際尺度的差別越來越大。因此,實驗室數據對實際結構的指導意義如何成為工程設計和安全性評價中面臨的重大難題。

在延性斷裂中,試樣的尺寸效應通常由試樣厚度和韌帶長度的不同所引起的裂紋尖端拘束水平的差異來表征。相對于裂紋面的方向,拘束可被分為面內拘束與面外拘束2種形式。其中面內拘束受試樣形式、裂紋深度和加載方式等的影響,而面外拘束主要與試樣厚度(B)有關[8,9,10,11]。DNV-RP-F108和BSI 8571等標準推薦的SENT試樣尺寸為B×B或B×1/2B的矩形試樣[12,13]。相較于標準所推薦的試樣尺寸,沿圓周方向的面外拘束對管道的斷裂韌性有極大影響,需要在結構完整性評估中特別注意[14,15,16]。然而,目前SENT試樣的面外拘束對斷裂韌性的影響還沒有被系統地論證研究。本工作通過斷裂韌性實驗和全場應變測量技術,系統研究試樣厚度對SENT試樣斷裂韌性的影響,為管線工程設計中斷裂韌性的選取方法提供參考。

1 實驗方法

1.1 SENT斷裂韌性實驗

實驗所用材料為API X90管線鋼,其化學成分(質量分數,%)為：C 0.06,Si 0.25,S 0.001,P 0.007,Mn 1.80,Nb 0.09,Cr 0.02,Ti 0.3,Fe余量。經實驗測得所用API X90鋼的平均下屈服強度為σy=640 MPa,抗拉強度為σb=792 MPa,拉伸曲線如圖1所示。從外徑1013 mm、壁厚31 mm管道沿管徑向截取SENT試樣。鑒于本工作研究重點為試樣厚度對SENT試樣斷裂韌性的影響,因此選用母材試樣進行實驗,以減少由于焊縫組織不均勻造成的數據分散性。依據ASTM E1820[17]在室溫下預制疲勞裂紋,制備6組相同初始裂紋長度、不同厚度的SENT試樣,試樣尺寸見表1。為了促進裂紋前緣的均勻擴展,引入根部圓角為0.5 mm的60°側邊槽[18],試樣的凈厚度為85%B,幾何形狀如圖2所示。

圖1   X90鋼的應力-應變曲線

Fig.1   The true stress-strain curve of X90 steel

圖2   進行斷裂韌性實驗的SENT試樣

Fig.2   The six size-scale clamped SENT specimens with side-groove

實驗在室溫下MTS E64伺服液壓萬能試驗機上進行。SENT試樣通過液壓手柄夾持的方式加載,采用位移控制加載方式,加載和卸載的速率均為0.01 mm/s。為獲得裂紋阻力擴展曲線,采用柔度卸載法,在固定的裂紋嘴張開位移(CMOD)間隔(0.15 mm)進行卸載-加載的循環。在每次卸載前,試驗機應至少保持5 s的位移恒定來穩定載荷。為了獲得足夠大的裂紋擴展量,在柔度卸載實驗中,試樣需要加載過最大載荷,并至少降至最大載荷的80%才可停止實驗。SENT試樣斷裂后,通過JSM 6300掃描電鏡(SEM)對斷口形貌進行測量,從對應于雙引伸計安裝位置的試樣的厚度中性面處,量取不同厚度SENT試樣的伸張區寬度(SZW)。

實驗采用雙引伸計法,依據相似三角形理論,對雙引伸計測量得到的位移值進行線性外推計算裂紋尖端張開位移(CTOD)值[19]：

$?={?}_1-\frac{?+{?}_1}{{?}_2-{?}_1}({?}_2-{?}_1)$(1)

$?={?}_1-\frac{{?}_1}{{?}_2-{?}_1}({?}_2-{?}_1)$(2)

式中,δ為裂紋尖端張開位移;a為初始裂紋長度;V為裂紋嘴張開位移;V1、V2分別為高低刀口引伸計裂紋嘴張開位移中的塑性位移部分;雙刀口的高度分別為h1=2 mm,h2=8 mm。在實驗測量裂紋擴展阻力響應的過程中,最關鍵的一步就是對瞬時裂紋長度的準確計算。柔度卸載法給出了計算裂紋擴展量ai與CMOD瞬時柔度之間的關系式：

${?}_{?}/?=1.6485-9.1005{?}_{?}+33.025{?}_{?}^2-78.467{?}_{?}^3+97.344{?}_{?}^4-47.227{?}_{?}^5$(3)

${?}_{?}=\frac{1}{1+\sqrt[]{?{?}_{\mathrm{e}}{?}_{?}}}$(4)

式中,W為試樣寬度;ui為歸一化柔度：Ci為瞬時柔度(第i個卸載時載荷-位移曲線的斜率),由試樣卸載和加載階段的數據點進行線性擬合得到;E為彈性模量;Be為試樣有效厚度：

${?}_{\mathrm{e}}=?-(?-{?}_{\mathrm{N}}{)}^2/?$(5)

式中,BN為試樣凈厚度。在以往的研究中使用柔度卸載法對裂紋擴展量進行估算時,經常會遇到初始裂紋擴展量為負的情況,這顯然與物理事實相違背。最近的研究[20]發現,使用柔度卸載測得的最低柔度所對應的數據點與裂紋起裂點大致吻合。因而在本工作中,對應最小裂紋長度(最低柔度)的數據點被選為試樣的起裂點。相關修正初始裂紋長度的具體細節參見文獻[20]。

1.2 全場應變測量

在進行斷裂韌性實驗的同時,通過Vic-3D 5M數字圖像關聯(DIC)系統對SENT試樣的側表面進行全場應變測量,這項技術已成功測定了開有側邊槽SENT試樣的裂紋擴展阻力曲線,通過DIC計算得到的臨界CTOD值(δC)與雙引伸計法計算得到的結果非常相符[21]。本研究中試樣的側面被噴以細粒散斑圖案,2部2448×2048分辨率的攝像機同時對加載中的試樣進行拍攝,記錄試樣的變形過程。拍攝頻率為1 frame/s,每組實驗記錄大約600張圖像。對得到的圖像用DIC內置編碼進行后處理后,得到試樣表面的應變場。需要注意的是,由于側邊槽的存在,裂紋尖端附近區域的變形無法被DIC捕捉到,本工作只分析側邊槽臨近區域的變形情況。

2 結果與討論

2.1 面外拘束對斷裂韌性的影響

實驗得到的試樣載荷-位移曲線如圖3所示。裂紋擴展阻力曲線由雙引伸計法測得的CTOD和柔度卸載法計算的裂紋擴展量確定。在a/W=0.3~0.5時,雙引伸計法計算SENT試樣斷裂韌性的精度得到硅膠復刻法[22]和DIC[21]的實驗驗證。事實上,雙引伸計方法測量得到的擴展裂紋的CTOD值具有明確的物理意義,而傳統的J積分轉換法計算的擴展裂紋CTOD結果所指代的物理意義并不明確[23]。不同厚度SENT試樣的裂紋擴展阻力曲線如圖4所示。δC由Δa=0.2 mm偏移線得到[17]：

${?}_{\mathrm{C}}={?}_{?}?\mathrm{\Delta }?$(6)

式中,Δa為裂紋擴展量;Mδ為構造線斜率,一般取1.4。對某些裂紋擴展阻力曲線初始斜率遠遠大于1.4的情況,可以取裂紋阻力曲線起始段數據點的最小二乘線性回歸線的斜率作為構造線的斜率Mδ[17]。不同試樣厚度的δC如圖5所示?？梢钥闯?SENT試樣的δC對厚度的變化很敏感,隨著厚度的增加而下降。這表明現行標準推薦的SENT試樣尺寸測試得到的δC偏高,由此得到的斷裂韌性值將在全尺寸結構設計中過高估計管道系統的安全裕度。另一方面,當試樣的厚度寬度比達到B/W=4時,δC達到下平臺,當試樣厚度繼續增加時,δC基本不變。

圖3   SENT試樣的載荷-位移曲線

Fig.3   P-V curves of SENT specimens (The solid line and the dash line correspond to the lower and higher gauges, respectively. P—applied load, V—crack mouth opening displacement)

圖4   不同厚度試樣的裂紋擴展阻力曲線

Fig.4   δ-Δa curves of SENT specimens with various thicknesses (δ—crack tip opening displacement, Δa—ductile crack extension)

圖5   試樣厚度對臨界裂紋尖端張開位移(δC)的影響

Fig.5   The thickness effect of SENT specimens on the critical crack tip opening displacement (δC) determined by the double-clip gauge method

2.2 全場應變

圖6給出了DIC測得的不同厚度尺寸SENT試樣對應于δC載荷時的縱向應變圖案?？梢钥闯?隨著試樣厚度的增加,試樣起裂時的最大縱向應變峰值急劇下降。一般地,試樣的典型變形圖案由2個局部集中于裂紋尖端的高應變區構成。然而隨著試樣厚度的增加,高縱向應變區域集中的位置發生了明顯變化,如圖6所示。當B/W=0.5時,2個高應變區起始于裂紋尖端區域;當B/W=1時,高應變區的一部分出現在試樣的未開裂側。當B/W≥3時,應變圖案趨于穩定,高應變區域位于距裂紋面一定距離的未開裂側。通過DIC觀察到的高應變區域的遷移很好地驗證和解釋了SENT斷裂韌性實驗的結果。厚度較大的試樣因為高的應力三軸度,在裂紋起裂前難以發生塑性變形,這就限制了裂紋尖端的鈍化和張開變形過程,進而導致了由于力的中心線與試樣幾何中心線不重合產生的附加彎矩。相反地,厚度較小的試樣應力三軸度較低,容易在裂紋起裂前發生塑性變形,因而具有較高的δC。

圖6   不同厚度SENT試樣的縱向應變

Fig.6   Longitudinal strains in SENT specimens with various thicknesses
(a) B/W=0.5 (b) B/W=1 (c) B/W=2 (d) B/W=3 (e) B/W=4 (f) B/W=6

2.3 伸張區寬度

斷裂韌性與斷口微觀參量關系的研究具有重要意義。伸張區是指在裂紋起裂過程中,由于裂紋尖端鈍化而形成的與裂紋擴展區有明顯區別的區域。SZW與δC具有良好的關聯性,SZW越大,對應的δC越高[24,25]。從圖7可以看出,SZW隨著試樣厚度的增加而不斷減小。定義WSZW為伸張區寬度,鈍化角為θSZW,則：

${?}_{\mathrm{SZW}}=\arctan \left(\frac{{{{?}_{\mathrm{S}}}_{\mathrm{Z}}}_{\mathrm{W}}}{0.5{?}_{\mathrm{C}}}\right)$(7)

圖8給出了θSZW隨試樣厚度的變化?？梢钥闯?鈍化角分成了明顯的上下2個區域。總的來說,隨著試樣厚度(面外拘束)的增加,裂紋起裂時的鈍化角變尖銳,塑性變形的程度降低,進而導致了較低的斷裂韌性。結合DIC觀測到的應變場結果,在試樣厚度增加到一定程度時(本工作中為B/W=4),高的面外拘束控制了試樣的整個變形過程,斷裂韌性不再繼續降低。由以上結果可以推測,當試樣厚度繼續增加,試樣裂紋面的應力分布趨于穩定,試樣由平面應力主導狀態轉變為平面應變主導狀態并趨于穩定,斷裂韌性相對獨立于試樣厚度。據此,可以在工程結構的安全設計和完整性評價中,將B/W=4作為斷裂韌性與試樣厚度無關的一個參考尺寸。而現行標準諸如DNV-RP-F108和BSI 8571等推薦的SENT試樣尺寸得到的CTOD值不夠保守,這將可能導致全尺寸管道系統完整性評估的過高的安全裕度,使缺陷驗收標準在相同工況下相對寬松,造成重大工程事故和災難性后果。

圖7   不同尺寸SENT試樣的伸張區寬度(WSZW)

Fig.7   The measured stretching zone width (WSZW) of SENT specimens with various thicknesses
(a) B/W=0.5 (b) B/W=1 (c) B/W=2 (d) B/W=3 (e) B/W=4 (f) B/W=6

圖8   不同尺寸SENT試樣的鈍化角(θSZW)

Fig.8   The effect of B/W on the θSZW for SENT specimens (θSZW—blunting angle related to the stretching zone width)

3 結論

(1) CTOD值對面外拘束很敏感,隨著試樣厚度的增加而不斷降低。當B/W=4時,SENT試樣的臨界CTOD值δC達到平臺,當試樣厚度繼續增加時,δC基本不變。因此在管線工程設計中,可以將B/W=4作為SENT試樣斷裂韌性與試樣厚度無關的一個參考試樣尺寸。

(2) 全場應變測量發現最大縱向應變峰值隨著試樣厚度的增加而急速下降。隨著試樣厚度的增加,高縱向應變區域發生遷移。當B/W≥3時,應變圖案趨于穩定,高應變區域集中于距裂紋面一定距離的未開裂側。這均表明隨著面外拘束的增加,裂紋尖端的塑性變形能力降低。伸張區寬度和鈍化角隨試樣厚度的變化進一步印證和解釋了面外拘束對斷裂韌性的影響。

來源--金屬學報