管道鋼在近中性pH環境下靜水試驗中裂紋擴展的模擬

管道鋼在近中性pH環境下靜水試驗中裂紋擴展的模擬

摘要：本研究的目的是了解裂紋尺寸、氫、室溫蠕變和加載過程對管道鋼靜水壓試驗裂紋擴展的影響 在接近中性的pH水土壤環境中。 在水力試驗中發現裂紋擴展，但與裂紋尖端的應力強度因子沒有線性關系。 裂紋擴展主要是驅動，采用內部氫輔助裂解機制，而不是氫環境輔助裂解機制。 在斷裂之前，室溫蠕變引起的過度塑性變形，旋轉減少了水力壓力測試過程中裂紋的推進。 較低的加載速率通常通過靜水載荷引起較大的裂紋擴展。 在高應力狀態下，加載過程中出現了更多的裂紋擴展。

1. 引言

管道安全是一個重要的問題，因為管道的故障往往會導致許多重大后果，從服務中斷、環境破壞到人類休閑  聯系，以及生態系統的長期崩潰[1]。 地下水引起的埋地管道應力腐蝕開裂(SCC)是管道失效的主要原因之一。 兩種類型的SCC在PIP中  到目前為止，根據分解涂層下電解質的pH值、高pHSC和近中性pHSC[1-4]，已經鑒定了Eline鋼。 這些類型的SCC在管道中的機制可以在文獻[2,3]中找到。

高PH SCC裂紋一般為晶間裂紋，而近中性PH的裂紋為穿晶裂紋為了避免管道的意外故障，靜壓試驗已被廣泛用作檢測管道[1,6]中存在臨界尺寸裂紋的可靠方法。 在水力發電期間  靜態試驗，管道充滿水，加載到高于設計壓力的壓力。 如果管道在試驗中幸存下來，則可以假定管道中裂紋的最大尺寸。只要已知裂紋擴展速率，就可以在靜水試驗后的操作壓力下確定安全操作時間。

 雖然可以檢測到管道中存在臨界尺寸的裂紋，但靜水試驗本身是一次循環疲勞載荷，可以引起大量的生長，導致額外的損傷  到管道[7-10]。 不會導致裂紋擴展的加載條件一直是許多研究[9,10]的主題。 萊斯[9]分析了空氣中試驗的裂紋擴展 管鋼最大試驗壓力、保溫時間、缺陷幾何形狀、強度和韌性的函數，不考慮腐蝕環境的影響。 陳[10]得出結論，裂縫  靜水載荷引起的超前性與環境有關，靜水試驗可以重新激活小休眠裂紋，使其生長到更大的尺寸。 因此，靜水測試的好處，在試驗過程中，裂紋的生長可能會減少傷害。

最近已經確定，氫是控制管道鋼在接近中性pH環境下裂紋擴展的關鍵因素[11-16]。 氫濃度的增加 在鋼中促進裂紋擴展[15]，降低管道鋼[16]的斷裂韌性。 鋼洛夫[17]將氫對裂紋擴展的影響分為以下兩類 內氫輔助開裂(IHAC)和氫環境輔助開裂(HEAC)。[17,18]是上述兩種機制的圖形表示。 IHAC和HEAC都很不穩定 由氫的來源脫落，導致開裂。 在HEAC中，在裂紋表面產生原子氫，并擴散到裂紋尖端。 在IHAC中，原子氫通過晶體擴散  從其他區域到裂紋尖端的晶格。 陳[11]已經確定，IHAC主要負責管道鋼在接近中性的pH環境下的裂紋擴展。

除了氫效應外，室溫蠕變是管道鋼的另一個特征。 靜態保持或動態 低加載速率下的加載將導致加載過程中預先存在或新產生的移動位錯運動引起的塑性變形。 室溫蠕變會使裂紋變鈍 尖端，隨后減緩裂紋擴展[19]。 同時，通過應變硬化機制對裂紋尖端材料進行硬化。

圖 1. 原理圖，顯示由氫脆驅動的環境輔助開裂

 

本文所描述的研究目的是確定在近中性pH環境下管道鋼靜水壓試驗中影響裂紋擴展的各種因素 。 相信研究結果將有助于優化靜水測試策略，以達到最大的裂紋修復效果。

2.實驗

 對具有鐵素體-珠光體組織的X-65管線鋼(448MPa)進行了靜水模擬。 標準緊湊張力(CT)試樣由X-65管與Mac機加工 垂直于管箍方向的凹槽。 CT標本厚度9±0.2mm。 將X-65管從SPECTRA能源傳輸系統中移除，并被確定為具有dev  私奔近中性pH應力腐蝕裂紋使用15年后。

 根據ASTME647-08中描述的程序，進行疲勞預裂以從加工缺口產生尖銳的裂紋尖端。 CT片兩側預裂長度  表面控制為2.5mm，實際差值小于0.1mm。 為了實現精確的測量，CT試樣的表面在預裂前被拋光到600砂礫 ，用光學顯微鏡測量了空氣中的裂紋和裂紋長度。

如圖所示。 對疲勞前裂紋CT試樣進行了兩種不同的包覆，以產生不同的裂紋擴展氫源場景。圖2a被定義為I型，這是所謂的“內部氫輔助開裂”，其中有裂紋的試樣表面的區域被涂覆，以便只允許在鏡面上產生氫 表面并通過厚度擴散到裂紋尖端。 涂層條邊緣與試樣中心的距離小于厚度的一半(4.5mm)。 在水壓試驗模擬之前，試樣在極低載荷(約0.5kN)下暴露在接近中性的pH環境中約300h，這是根據擴散系數確定的氫在鋼中要求氫到達試樣的中心。 鋼中氫氣濃度在300h沉浸后小于1ppm，近中性pH環境[22,23]中的腐蝕。為此，除試樣口外，試樣表面完全覆蓋環氧涂層。 整個試樣將預先暴露在接近中性的pH溶膠中 離子在靜水模擬前僅為0.5h，以穩定電位系統。 通過設置，只有裂紋縫隙和裂紋尖端將暴露在所使用的水溶液中。

在空氣中靜置24h后，在75%的最小屈服強度(SMYS)下進行了一些靜水模擬。 這是為了引入室溫蠕變a  不是裂紋尖端。 室溫蠕變可以使裂紋尖端變鈍，降低裂紋尖端的應力強度因子。

 靜水模擬試樣暴露于合成的土壤溶液(C2溶液[24])中，其化學成分如下：274mg/L硫酸鎂(MgSO4)、255mg/L鈣CHL  奧立德(CaCl2)、606mg/L碳酸鈣(CaCO3)、195mg/L碳酸氫鈉(NaHCO3)和35mg/L氯化鉀(KCl)。 在此之前和期間，用5%CO2平衡N2對溶液進行凈化 測試達到接近中性的pH值約6.29。 溶液和環境溫度控制在30±0.1℃。

用臥式氣動加載機對CT試樣進行了靜壓試驗的室內模擬，將試樣針孔加載并密封在充滿溶液的試驗池中。 a 在模擬實驗中，采用自組裝電位下降系統測量裂紋尺寸，詳見參考文獻。 [25]。 靜水壓力（應力）方案如圖所示。 3. 最大應力110%SMYS維持1h進行強度試驗。 強度試驗后，加載降低到100%SMYS，在應力水平上保持4h，稱為l 烘焙測試。 此后，試樣再次卸載至0.5KN，并保持約6h，以達到穩定的電位滴讀數。 兩個加載過程，稱為1步和2步，在此期間在前3.5h將加載至110%SMYS，研究加載速率對裂紋擴展的影響。 在一步加載中，在加載過程中保持相同的加載速率為110%SMYS，而在第兩步加載，不同的加載75%SMYS前后采用不同的加載速率。

圖2. 示意圖顯示(A)內部氫輔助開裂的I型試樣；(B)氫環境輔助開裂的II型試樣。

 

圖 3. 模擬靜水試驗加載程序。

 

 表1實驗條件矩陣。

 

在本研究中，根據現場管道表面裂紋的典型尺寸，確定了靜水試驗中使用的應力水平。 從斷口的特點 在現場發現，在厚度為9.88mm的管道中，假定并使用了長度/深度為10(2c/a=10，2c：裂紋表面長度；a：裂紋深度)的半橢圓形狀裂紋  計算應力強度因子。 根據上述假設，在裂紋尖端的深度方向上，應力強度因子為33.7、55.1和68.7MPam，當深度分別為1.5、3.22和4.22mm的半橢圓裂紋加載到100%SMYS時。 1.5、3.22和4.22毫米是實際管道表面裂紋的一些假定深度。 他的電腦  當厚度為9.88mm的X-65管加載到100時，樣品被加載到不同的載荷水平，以達到與表面裂紋相同的裂紋尖端應力強度因子百分比。 共調查了18個樣本，其中兩個樣本在實驗室空氣中測試。 表1列出了本調查中使用的所有樣本的測試條件。

試驗結束后，立即將試樣從溶液中取出，用丙酮清洗并干燥，以防止任何腐蝕。 部分標本切片觀察cr  阿克尖形貌和裂紋擴展路徑。 所有試樣均在液氮中斷裂，掃描電鏡(SEM)對斷裂表面進行了觀察)。

3 結果

3.1. 裂紋擴展行為1.5mm深裂紋

圖4給出了四個CT試樣(CT-01、CT-02、CT-03和CT-04)的靜水模擬時間對裂紋深度為1.5mm的測量電位的變化。 詳細的t 表1給出了四個樣品的測試條件。 將電位曲線歸一化為相同的起始電位值。 所有四t的電位下降曲線的總趨勢  EST是相似的，它的特點是隨著載荷的增加而增加電位，隨著卸載而減小電位。 然而，四種試驗的電位水平有很大的不同。 t  最終電位通常低于靜水試驗前記錄的電位。 已知電位變化與兩個測點之間的電阻有關  這可能受當前系統中裂紋長度、卸載過程中裂紋閉合程度、裂紋口寬度和應力水平等幾個因素的影響 埃斯[10]。 因此，電位的變化不能僅僅與裂紋擴展引起的電阻的增加有關。

在掃描電鏡(SEM)上對裂縫表面進行了靜液壓試驗，確定了裂縫的實際。 無花果。 顯示了上述四種樣品在靜水TE后的斷口形貌  圣。在圖中可以識別斷口上的兩個不同區域。 5：一個具有解理形態的區域，對應于液氮中的斷裂和與解理相鄰的區域 形態，這必須是由預疲勞裂紋在空氣中形成之前的靜水試驗。 這些SEM觀察表明，1.5mm深裂紋在hy期間沒有發生裂紋擴展  機器人測試。

3.2. 裂紋擴展行為3.22mm深裂紋

由于1.5毫米深裂紋沒有測量生長，因此增加了載荷，以模擬較大深度裂紋的靜水試驗。 根據參考文獻。 有深度的裂縫3.22毫米會傳播，這就是我們選擇3.22毫米深裂紋的原因。

圖 4. 假設深度為1.5mm的裂紋在靜水試驗模擬中的電位變化。

 

比較了C2溶液中水壓試驗模擬前后深度為3.22mm的裂紋試樣的實測電位。 如圖所示。 6、記錄的最終電位 在I型試樣上，用兩步加載(CT-05和CT-06)進行的試驗高于靜水試驗前測量的電位。 對于II型標本(CT-12和CT-07)進行檢測  兩步加載后，電位降低。 對于所有具有1步加載的試樣，記錄的最終電位低于靜水試驗前記錄的電位。

圖7 顯示了兩步加載試樣的斷口。 三個特征區，而不是圖中觀察到的兩個特征區。 在圖中所示的斷口上可以識別。在液氮破裂后形成的解理區與空氣中預疲勞形成的解理區之間存在一個獨立的區域。 這個區域似乎是穿晶的 形貌比預疲勞區粗糙得多。 它的準解理形態似乎與氫脆[7]引起的一致。 在如圖所示的SEM圖像上測量了水壓試驗開裂區的長度。 在2-期間，爬行標本的7a和b分別約為100和70um  第一型試樣的階躍靜水載荷。 然而，對于II型試樣，只有兩個不同的區域對應于前疲勞區和解理區.

圖 5. 掃描電鏡照片顯示試樣(A)CT-01，(B)CT-02，(C)CT-03和(D)CT-04靜水試驗后的斷口形貌。

 

圖 6. 在C2溶液中，用不同的程序試驗模擬前后，假定深度為3.22mm的裂紋對應試樣的測量電位。

 

圖8 顯示了I型試樣的裂紋尖端形貌。 一個非常尖銳的裂紋尖端被清楚地看到，這與以前報道的[10]觀察結果是一致的。 比較圖。 8a與b，cr 非CREPT樣品的ACK尖端似乎比爬行樣品更鋒利。 在這兩種情況下，裂紋都被發現在晶粒上傳播，這表明它的穿晶性質，這也是不利的  與斷口表面的形貌有關。

圖9在1步加載下，9顯示了試樣斷裂表面的形貌。 未切割I型試樣的形貌(圖。 被認為與圖中的相似。 除了t 靜水裂縫區較短，約45lm。 相反，在水壓試驗前，I型試樣在蠕變載荷下的斷口上沒有發現靜水裂紋區。 為類型  在靜水試驗中，II試樣沒有觀察到裂紋擴展。

 為了進一步驗證近中性pH環境下的靜水試驗結果，采用帶和w的試樣在空氣中進行了兩步加載過程的靜水模擬 在靜水模擬之前沒有蠕變變形。 兩個裸試件靜液壓試驗后測得的電位均低于試驗前記錄的電位。 只有一個 在斷裂表面發現預疲勞區和脆性解理區(圖1。 10)。

3.3. 深裂4.22mm裂紋擴展行為

隨著裂紋深度的增加，在相同的靜水試驗下，裂紋尖端的應力強度因子會更高。 在斷口表面進行的SEM觀察表明，Crac 對于un-crept-和60lm的爬行I型樣本，KS已經為大約85lm提前，如圖所示。 分別為11a和b。 然而，沒有觀察到所有II型試樣(Fi)的裂紋擴展 g.11c和d)。 有趣的是，在I型試樣的靜水生長區或在II型試樣的解理區和預疲勞區之間的邊界處發現了韌性韌窩  果膠。 這些韌性斷裂特征在1.5mm裂紋和3.22mm裂紋的靜水模擬中沒有。

圖7. 掃描電鏡照片顯示試樣的斷口(A)CT-05，(B)CT-06，(C)CT-12和(D)CT-07在兩步程序靜水測試模擬中測試

 

圖 8. 標本橫截面(A)CT-05和(B)CT-06后兩步程序靜水試驗模擬

4. 討論

 近中性pH環境下管道鋼裂紋擴展的研究[11,26]。 認為近中性pH環境下裂紋擴展與兩種競爭有關 裂紋尖端的過程：內在鈍化和外在銳化。 前者來源于裂紋尖端的低溫蠕變，這是由于近靜載荷或疲勞，在很低的頻率下，在變形裂紋尖端上的活性溶解而不鈍化裂紋表面[19]。 外部銳化是由疲勞和疲勞機制決定的 氫的影響。 內部和外部過程的平衡決定了裂紋是經歷休眠還是主動生長。 從以前的研究中進一步確定了這一點 裂紋尖端腐蝕產生的氫在裂紋擴展方面是次要的，與管道表面產生的氫量相比，無論是由于一般腐蝕還是由于管道表面產生的氫量陰極反應。

 靜水試驗是一種只有一個循環的疲勞載荷。 先前提出的裂紋擴展機制應適用于靜水試驗[7-10]中發生的裂紋擴展。 事實上，目前的研究進一步驗證了在近中性pH環境中裂紋擴展的機制，正如先前所提出的那樣。

氫的影響：只有當I型試樣被預先暴露在接近中性的pH環境中足夠的時間時，才會在靜水試驗中出現裂紋擴展，如圖所示. 12。建議在近中性pH環境下，內部氫輔助開裂應是控制管道開裂的主要機制。在預暴露過程中，由于I型試樣的直接接觸近中性的pH環境，裂紋尖端腐蝕或氫效應，即所謂的氫環境輔助開裂，應起到一定的作用 在近中性pH開裂中起次要作用，至少在裂紋擴展階段。 這也與II型試樣的結果是一致的，在所有水中沒有觀察到裂紋擴展 模擬。 所有這些都表明，管道表面圍繞現有裂紋的氫源，類似于I型試樣的情況，是裂紋擴展的關鍵。

加載過程/加載速率的影響：在1步加載中觀察到較少的裂紋擴展。 這兩種程序在性質上的區別是加載速率。 一步加載速度，  它保持不變，比初始加載速率低但高于2步加載的第二/最終加載速率。 在近中性pH環境下，較低的加載速率會產生較高的裂紋擴展 每個周期。 在此基礎上，可以得出結論，在第二階段的2步加載速率是最重要的裂紋擴展。

室溫蠕變效應：在靜水試驗前，當I型試樣在75%SMYS下保持24h時，靜水載荷引起的裂紋擴展一直較小。  這種靜態保持允許發生蠕變變形，可以使裂紋尖端變鈍，降低裂紋擴展的應力強度。

 除了上述發現外，還獲得了一些關于靜水試驗過程中裂紋擴展的新見解。 一個令人驚訝的發現是裂紋推進之間的非線性關系  裂紋尖端的靜水載荷和最大應力強度因子。 如圖所示。 在最高應力強度因子下，靜水載荷過程中裂紋擴展較少 將深度較長的裂紋加載到相同的應力水平。 在這種情況下，考慮到c之間的競爭，裂紋擴展行為仍然可以合理化 機架尖端銳化和裂紋尖端鈍化，如前面的[8,10]所示。 然而，必須作出一些額外的考慮，使這一異常趨勢合理化。 首先，韌性酒窩已經  觀察到表面被靜水載荷破壞。 韌性韌窩的觀察表明裂紋尖端前塑性區塑性變形程度較大。眾所周知，微裂紋或韌窩的形成可能導致微裂紋增韌，從而放松材料[19,20]中的應力。 這可能部分解釋了為什么裂紋擴展較少的原因 ，當裂紋加載到較高的應力強度因子時，測量了S。 當裂紋尖端材料發生嚴重變形時，K-奇異可能不存在，彈塑性斷裂力學概念也不存在 與J積分一樣，應使用J積分來量化裂紋尖端的應力狀態。 這將在今后的調查中得到充分考慮。

5. 結論

 在靜水載荷作用下出現裂紋擴展，但與裂紋尖端應力強度因子沒有線性關系。 （2）裂紋擴展主要通過內氫驅動 基因輔助裂解機制，而不是氫環境輔助裂解機制。 （3）靜水壓試驗前的室溫蠕變可以減少水硬性裂紋的擴展  c裝車。 過大的塑性變形導致塑性區形成延性韌窩，減少了靜水加載過程中的裂紋推進。 （4）較低的裝載率通常導致la  靜水載荷對Rger裂紋擴展的影響。 在高應力狀態下，加載過程中出現了更多的裂紋擴展。

圖 9. 掃描電鏡照片顯示試樣斷裂表面(A)CT-13，(B)CT-10，(C)CT-14和(D)CT-15后一步程序靜水測試模擬

 

圖 10. 掃描電鏡照片顯示試樣(A)CT-17和(B)CT-18在空氣中測試的斷口。

圖 11. 試樣(A)CT-21、(B)CT-22、(C)CT-19和(D)CT-20斷口的SEM形貌。

圖 12. 不同實驗條件下裂紋深度與裂紋深度或裂紋深度/壁厚之比。

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