近年來隨著全球經(jīng)濟(jì)迅速發(fā)展,能源消耗速度急劇攀升,可再生能源的開發(fā)和利用日益受到世界各國的重視。氫能被認(rèn)為是一種具有發(fā)展前景的可持續(xù)能源,利用現(xiàn)有的天然氣管網(wǎng)輸送氫氣以其經(jīng)濟(jì)與高效性受到國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注[1],許多國家正在嘗試或已經(jīng)將一定比例的氫氣混入現(xiàn)有的天然氣管網(wǎng)中來實(shí)現(xiàn)運(yùn)輸[2-4]。目前,長(zhǎng)距離輸送天然氣的管線材料主要為X70鋼,其可以通過較小的壁厚承載較高的輸送壓力,這有利于降低成本。然而,在輸送含氫天然氣時(shí)必須考慮安全問題,暴露在含氫氣體中的管線往往會(huì)發(fā)生氫脆和力學(xué)性能下降,這會(huì)造成安全事故和經(jīng)濟(jì)損失[5]。 

以往研究中大多采用電化學(xué)預(yù)充氫試樣分析氫對(duì)管線力學(xué)性能的影響[6-10],而近年的研究則認(rèn)為在氣態(tài)氫環(huán)境中進(jìn)行試驗(yàn)更符合目前工程實(shí)際需求[11]。研究表明,氫在管線表面吸附、溶解和擴(kuò)散,管線缺陷附近較高的氫壓會(huì)對(duì)管線造成氫損傷[12-17],使管線的斷裂方式從韌性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔?/span>[3,18-21],并且缺陷是導(dǎo)致其力學(xué)性能降低的主要影響因素[22]。目前天然氣管道的最佳摻氫比仍不明晰,含氫量不同的環(huán)境對(duì)X70鋼斷裂韌性的影響研究仍然缺乏。因此,為了保證鋼管線在設(shè)計(jì)壽命內(nèi)安全服役,確定不同氫含量下X70鋼的氫脆敏感程度,筆者采用氣相原位充氫方法開展了不同氫氣壓力條件下X70鋼管線的斷裂韌性試驗(yàn),并利用掃描電鏡分析了斷面形貌的變化,研究了不同氫氣壓力對(duì)X70鋼管線斷裂韌性的影響,這對(duì)確定氫在混合氣體中的最佳含量,評(píng)估長(zhǎng)期使用時(shí)氫氣和天然氣混合物與該管線的相容性,確保管道安全運(yùn)行具有重要意義。 

1.   試驗(yàn)

1.1   試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料選用國內(nèi)某鋼廠生產(chǎn)的API SPEC 5L X70鋼管線,它是我國“西氣東輸”工程西一線鋼管線的主要材料[23],其外徑為1 016 mm,壁厚為17.5 mm,抗拉強(qiáng)度為670 MPa,屈服強(qiáng)度為555 MPa,斷后伸長(zhǎng)率為24%,其化學(xué)成分見表1。按GB/T 21143-2014標(biāo)準(zhǔn)[24],將試驗(yàn)材料加工成如圖1所示的斷裂韌性緊湊拉伸（CT）試樣,試樣寬度W為38.1 mm,厚度B為12.7 mm。在試驗(yàn)開始前用砂紙逐級(jí)打磨試樣表面,以去除表面氧化層,用去離子水去除試樣表面的鐵屑,然后使用酒精、丙酮依次處理試樣表面以去除油污,最后用冷風(fēng)吹干,去除水漬。 

圖  1  緊湊拉伸試樣尺寸示意

Figure  1.  Schematic diagram of size of compact tensile specimen

采用自行設(shè)計(jì)的帶有壓力容器的Instron 8801伺服液壓疲勞測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行斷裂韌性測(cè)試,壓力容器可承受的最大壓力為20 MPa。壓力容器設(shè)置有進(jìn)氣連接口、壓力表連接口、引伸計(jì)連接口、真空泵連接口及出氣口。引伸計(jì)位于壓力容器內(nèi)部,通過引伸計(jì)連接口將引伸計(jì)信號(hào)線直接從壓力容器中引出,采用特制方法密封。為保證真空度,所有接口均經(jīng)過密封處理,上拉伸桿為靜密封,下拉伸桿為動(dòng)密封,均采用密封圈和真空脂密封。 

1.2   測(cè)試方法

為了消除機(jī)加工的影響,在測(cè)試前,用循環(huán)載荷預(yù)制長(zhǎng)3.8 mm的裂紋,使斷裂韌性試驗(yàn)所得裂紋尖端到加載線的距離（即裂紋長(zhǎng)度）和W的比值約為0.55。采用恒應(yīng)力強(qiáng)度因子（ΔK）法在空氣中預(yù)制裂紋,ΔK=30 MPa·m1/2,頻率為10 Hz,應(yīng)力比（R）為0.1。 

所有斷裂韌性試驗(yàn)均在原位氫氣環(huán)境中進(jìn)行,測(cè)試溫度為（20±5）℃。在充入測(cè)試氣體前使用真空泵對(duì)環(huán)境箱進(jìn)行抽真空排除內(nèi)部的空氣,然后向內(nèi)部充入氮?dú)?再用真空泵將氮?dú)獬槌?重復(fù)3次,確保空氣排放干凈后再向環(huán)境箱內(nèi)充入試驗(yàn)氣體。試驗(yàn)氣體由氮?dú)夂蜌錃饨M成,總壓力為12 MPa,4種環(huán)境中的氫分壓分別為0,0.60,0.96,1.20 MPa,其余用氮?dú)庋a(bǔ)充,待壓力穩(wěn)定后開始斷裂韌性測(cè)試。測(cè)試結(jié)束后,將試樣沿裂紋擴(kuò)展路徑分割,通過掃描電子顯微鏡（SEM）觀察其斷面形貌。 

斷裂韌性試驗(yàn)揭示了單調(diào)加載期間J積分值與裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度Δa之間的關(guān)系,這是評(píng)估宏觀裂紋擴(kuò)展穩(wěn)定性的有效方法。在本研究中,根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[24]中規(guī)定的程序進(jìn)行測(cè)試,CT試樣通過迭代間歇卸載循環(huán)單調(diào)加載,進(jìn)而通過載荷（F）-位移曲線繪制J-Δa阻力曲線,每次循環(huán)的J積分值根據(jù)載荷-位移曲線下方的面積確定,將該計(jì)算中的位移定義為裂紋張開位移（SCOD）,該位移通過安裝在機(jī)械缺口邊緣的引伸計(jì)測(cè)量。斷裂韌度J0則由J-Δa阻力曲線與0.2 mm偏移線的交點(diǎn)確定,其中鈍化線方程見式（1）。第i個(gè)加卸載順序?qū)?yīng)的Ji積分值可按式（2）計(jì)算。 

式中：為J積分的彈性部分,為J積分的塑性部分；E為彈性模量；ν為泊松比；K為應(yīng)力強(qiáng)度因子。 

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[24]中的要求,從F-SCOD圖中可以計(jì)算出平面應(yīng)變斷裂韌度KIC的條件值KQ,根據(jù)判據(jù)進(jìn)行條件值的判定,各個(gè)環(huán)境中對(duì)應(yīng)的KQ值按式（3）計(jì)算。 

式中：FQ為F-SCOD曲線彈性階段平均斜率95%的直線與曲線交點(diǎn)對(duì)應(yīng)的F值；B為試樣厚度；W為試樣寬度；g（a0/W）為應(yīng)力強(qiáng)度因子系數(shù)。 

2.   結(jié)果與討論

2.1   氫氣壓力對(duì)斷裂韌性的影響

由圖2（a）可見：與無氫環(huán)境相比,在含氫環(huán)境中F值顯著降低,無氫時(shí)F值在加載過程中較為穩(wěn)定,F在到達(dá)最大值后的8個(gè)循環(huán)內(nèi)緩慢降低,但是在含氫環(huán)境中,特別是在1.2 MPa氫分壓下,F在達(dá)到最大值后迅速下降,表明裂紋快速擴(kuò)展；在氫氣環(huán)境中F-SCOD曲線整體位于無氫環(huán)境的下方,隨著氫氣壓力的升高,F-SCOD曲線彈性階段向塑性階段的轉(zhuǎn)變點(diǎn)逐漸降低,F-SCOD曲線的峰值點(diǎn)也逐漸降低,在塑性階段,F值隨著氫氣壓力的增加而降低,這表明氫引起的連續(xù)裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致X70鋼試樣載荷降低[25]。 

圖  2  在不同氫氣壓力下X70鋼管線經(jīng)斷裂韌性測(cè)試后的F-SCOD和J-Δa阻力曲線

Figure  2.  F-SCOD (a) and J-Δa resistance (b) curves of X70 steel pipeline after fracture toughness test at different hydrogen pressures

由圖2（b）可見：在加載/卸載循環(huán)過程中裂紋逐漸擴(kuò)展,J積分值隨裂紋長(zhǎng)度的增加而增加,但增長(zhǎng)幅度逐漸降低；與無氫環(huán)境相比,隨著氫氣壓力的升高,J-Δa阻力曲線的斜率逐漸減小。在不同氫氣壓力環(huán)境中J-Δa阻力曲線和偏移線的交點(diǎn),即斷裂韌性J0,其隨氫氣壓力的升高逐漸降低,在無氫環(huán)境中,J0為660 kJ·m-2,當(dāng)氫氣壓力為0.60 MPa時(shí),J0為505 kJ·m-2,當(dāng)氫氣壓力升高至0.96 MPa和1.20 MPa時(shí),J0分別降低至427 kJ·m-2和415 kJ·m-2。這表明氫氣壓力影響X70鋼試樣在斷裂過程中的能量吸收,氫氣壓力越高,吸收的能量越少。 

表2為在不同氫氣壓力下X70鋼管線的斷裂韌性測(cè)試結(jié)果和脆化指數(shù)I（J）。其中,Fmax為試驗(yàn)過程中的最大加載力。由表2可見,根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[24]中的規(guī)定,所有試樣的Fmax/FQ都大于1.1,表明本試驗(yàn)未滿足標(biāo)準(zhǔn)中線彈性的試驗(yàn)條件,所以KQ值不能作為平面應(yīng)變斷裂韌度KIC；另外,隨著氫氣壓力的不斷升高,J0值和KQ值均不斷降低,但J0值降低幅度減緩；KQ值在0.6 MPa和0.96 MPa氫氣壓力下降低幅度不大,當(dāng)氫氣壓力增至1.2 MPa時(shí),KQ值發(fā)生較大幅度的下降。為了量化氫對(duì)X70鋼管線斷裂韌性的影響,引入以J0為標(biāo)準(zhǔn)的脆化指數(shù)I（J）,其計(jì)算公式見式（4）。I（J）表示與無氫環(huán)境相比斷裂韌性在氫氣環(huán)境中的降低程度,其值越大說明氫氣導(dǎo)致的脆化效果越明顯。 

式中：JIC為無氫環(huán)境中的斷裂韌性；JIH為含氫環(huán)境中的斷裂韌性。 

由表2還可見,氫氣會(huì)導(dǎo)致X70鋼管線的斷裂韌性損失,并且隨著氫氣壓力的升高,I（J）逐漸增大,即斷裂韌性損失越多。這是因?yàn)闅湓釉诹鸭y尖端累積復(fù)合成為氫分子,隨著氫含量的不斷增大,該處氫氣壓力不斷升高而產(chǎn)生較高的局部高壓,高壓促進(jìn)了裂紋的擴(kuò)展,導(dǎo)致X70鋼管線發(fā)生嚴(yán)重的脆化[26],并且隨著外部環(huán)境氫氣壓力的增大,這種脆化現(xiàn)象逐漸加重。 

2.2   氫氣壓力對(duì)斷面形貌的影響

由圖3可見：試樣斷裂表面可分為三個(gè)區(qū)域,即預(yù)制裂紋區(qū)、伸張區(qū)和裂紋擴(kuò)展區(qū),在圖中以淺色虛線分隔開,斷面形貌較為平滑的是預(yù)制裂紋區(qū),伸張區(qū)在預(yù)制裂紋后形成,而斷面形貌較為粗糙的區(qū)域是裂紋擴(kuò)展區(qū)。在無氫環(huán)境中,裂紋擴(kuò)展區(qū)主要呈韌窩狀的韌性斷裂特征；當(dāng)氫氣壓力為0.6 MPa時(shí),試樣斷面的裂紋擴(kuò)展區(qū)被大量韌窩覆蓋,但出現(xiàn)了少量解理面,與無氫環(huán)境相比,伸張區(qū)寬度有所減?。划?dāng)氫氣壓力升高至0.96 MPa時(shí),裂紋擴(kuò)展區(qū)韌窩數(shù)量明顯減少,伸張區(qū)長(zhǎng)度變短,出現(xiàn)長(zhǎng)約為400 μm的裂紋；當(dāng)氫氣壓力達(dá)到1.2 MPa時(shí),未觀察到伸張區(qū),裂紋擴(kuò)展區(qū)出現(xiàn)了具有脆性特征的準(zhǔn)解理斷裂形貌,并出現(xiàn)大裂紋和一些孔洞,與0.96 MPa氫氣壓力條件相比,裂紋深度和長(zhǎng)度均增加,韌窩很難被發(fā)現(xiàn),只能在一些微小區(qū)域可見少量韌窩。綜上所述,隨著氫氣壓力的增加,X70鋼管線斷面形式從韌性斷裂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔?氫氣導(dǎo)致X70鋼管線發(fā)生氫脆現(xiàn)象,并且隨氫氣壓力的升高,氫脆現(xiàn)象越明顯。 

圖  3  不同氫氣壓力下X70鋼管線經(jīng)斷裂韌性測(cè)試后的斷口整體形貌和局部放大形貌

Figure  3.  Overall fracture morphology and local enlarged morphology of X70 steel pipeline after fracture toughness test at different hydrogen pressures

3.   結(jié)論

（1）在無氫環(huán)境中,X70鋼管線的J0值為660 kJ·m-2,當(dāng)氫氣壓力為0.6 MPa時(shí)J0值為505 kJ·m-2,隨著氫氣壓力不斷提升至0.96 MPa和1.20 MPa,J0值分別降低至427 kJ·m-2和415 kJ·m-2。 

（2）在0.60,0.96,1.20 MPa氫氣壓力下X70鋼管線的J0值較無氫環(huán)境中分別下降了23.4%、35.3%和37.1%,KQ值較無氫環(huán)境中分別下降了0.9%、4.2%和27.5%。 

（3）隨著氫氣壓力的升高,X70鋼管線斷面形式從韌性斷裂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈詳嗔选?/span>

文章來源——材料與測(cè)試網(wǎng)