张一苇，顾超华，李炎华，花争立，洪元俭，曾 胜

(1.浙江大学 化工机械研究所，杭州 310027；2.中国石油集团 石油管工程技术研究院，西安 710065；3.浙江工业大学 材料科学与工程学院，杭州 310014)

0 引言

近年来，为了解决天然气自给缺口，实现煤炭清洁利用，我国大力推动煤制合成天然气的发展。煤制气比普通天然气含氢量高，氢气体积分数一般在3vol%左右。但与传统的天然气输送管道相同，煤制气输送管材一般仍采用高强度低合金钢，这类钢氢脆敏感性较高[1-2]，煤制气中的氢被钢材表面吸附，会对管材的力学性能产生劣化作用[3-5]。另外，国际上很多风电制氢项目将制得的氢气直接掺入天然气管网输送，这类掺氢天然气同样含有体积分数较高的氢气[6-8]，许多国家为研究氢对管线材料的力学性能劣化影响，对管线钢开展了氢脆试验研究，其中以美国最为突出。

美国Sandia国家实验室为建立临氢环境金属材料力学性能数据库，对多种管线钢在空气和6.9 MPa纯氢环境中进行了拉伸试验,结论表明，管线钢在纯氢与空气中的屈服强度和抗拉强度变化不大，但断后伸长率有所降低，断面收缩率显著降低，且降低程度随材料强度的增加而增大;另外，同样对X52钢电阻焊管、X65和X70钢埋弧焊管的直焊缝在6.9 MPa纯氢环境中进行了拉伸试验，结论与母材类似，而焊缝处塑性劣化程度更加严重，但并未对X80钢焊管进行测试[9]。

临氢环境中管道的“合于使用”评定是管道运输系统完整性管理的重要内容，评定时常需要考虑管材的疲劳裂纹扩展性能[10-12]。研究表明，氢分压升高可能引起管线钢疲劳裂纹扩展速率加快[12-14]，影响的程度可能与加载频率、应力比和金属组织有关。在1.7 MPa 和21 MPa氢气环境下，X52,X100钢的疲劳裂纹扩展速率分别提高了1到2个数量级[15]。在21 MPa的氢气环境中，X60,X80钢的疲劳扩展速率提高了约20倍[16]。但有试验表明，氢分压达到4 MPa后多种管线钢的疲劳扩展速率达到极限值而不再随氢压升高[17]。对于管线钢的母材、环焊缝及热影响区，研究表明，由于残余应力的作用，环焊缝处的疲劳扩展速率最大[18]。

综上所述，这些管线钢氢脆试验研究中气体介质多为纯氢，对材料的劣化作用与低含氢环境的煤制天然气有所差别；研究管材多为母材或直缝焊管，我国在役天然气管道常用的螺旋焊管焊缝相关研究数据很少；同时，各国管线钢的化学成分和力学性能存在一定差异。因此，针对煤制天然气中氢气对国产X80钢螺旋焊管力学性能的影响开展研究具有重要工程意义。

本文参照GB/T 34542.2—2018《氢气储存输送系统 第2部分：金属材料与氢相容性试验方法》[19]，对国产X80钢螺旋焊管的母材和螺旋焊缝，在总压12 MPa、氢气体积分数分别为1vol%，2.2vol%和5vol%的模拟气环境下进行慢应变速率拉伸试验和疲劳裂纹扩展试验，以获得模拟气环境中的抗拉强度、断后伸长率、疲劳裂纹扩展速率等力学性能参数。本研究可为我国煤制气用输送管道的设计制造、安全评价、氢气含量选取及标准规范提供参考。

1 试验方法

1.1 材料

试验所用的X80钢螺旋缝埋弧焊管(SAWH)为我国常用天然气管道材料，取自西气东输三线管道，设计压力12 MPa，管径1219 mm，壁厚18.4 mm，在GB/T 34275—2017《压力管道规范 长输管道》的分级中属于5级输气管道[20]。钢管交货状态为热机械轧制，其母材化学成分见表1，母材和螺旋焊缝处的金相组织形貌见图1。

表1 X80管线钢化学成分 wt%

(a)母材 (b)螺旋焊缝

图1 材料金相组织形貌

母材组织主要由粒状贝氏体组成。螺旋焊缝组织主要由针状铁素体、粒状贝氏体和多边形铁素体组成。焊管的化学成分和力学性能符合GB/T 9711—2017《石油天然气工业 管线输送系统用钢管》标准中的钢管产品PSL2级规定[21]。

1.2 试验装置

相比预充氢试验，高压氢气环境试验中氢的吸附、扩散、传输和偏聚行为与管道的受力变形耦合在一起，能更为接近地再现真实临氢环境中氢气与构件所受应力、变形等实际相互作用关系，可同时满足与真实工况的环境相似、应力场相似和氢浓度场相似[22]。此外，X80钢氢扩散系数较奥氏体不锈钢大，可达到10-6cm2/s。采用预充氢试验时，材料处于非临氢环境中，外界氢浓度梯度低，预充氢的金属内部氢不断向外扩散，使内部氢含量明显降低，难以准确测得真实气体服役条件中的材料力学性能。因而本文选择高压氢气环境试验来展开材料的力学性能研究。

采用带高压环境箱的INSTRON万能试验机，其环境箱为自主研发，与含氢气体具有良好相容性，搭载于100 kN闭环伺服液压框架上，可以实现试样在目标气体环境中力学性能的测量。

1.3 试样尺寸及取样

参照试验标准[19,23-24]，从管道处取样并制成用于慢应变速率拉伸的圆棒试样和用于疲劳裂纹扩展试验的CT试样，试样尺寸如图2所示，取样方向和位置如图3所示。对于拉伸圆棒试样，母材处以横向取样试样，焊缝处须垂直于管道焊缝且焊缝中心位于光滑试样标距段的正中位置；对于CT试样，母材处的缺口方向与管道轴向平行；螺旋焊缝处的缺口方向平行于焊缝且缺口中心线位于焊缝中心。

(a)光滑圆棒试样 (b)紧凑拉伸试样

图2 试样结构尺寸示意

(a)母材 (b)螺旋焊缝

图3 取样方向示意

1.4 试验环境

美国Sandia实验室得到的试验结果表明，氮气环境中X80管线钢的力学性能和甲烷气体环境基本一致[9,17]，韩国标准科学研究院(KRISS)等多个研究机构也采用氮气和氢气的混合气体作为模拟气环境研究掺氢天然气中氢气对管线钢力学性能的影响[3-4,25]。为降低试验风险，同时消除其他气体杂质影响，本试验同样采用氮气和氢气的混合气体代替真实煤制天然气环境，以研究煤制天然气中氢气对X80钢螺旋焊管力学性能的影响。考虑到煤制气中含氢气体积分数的波动和不同工况，设置如表2所示的试验环境。

表2 混合气体试验环境

本试验用氮气和氢气均为99.999%的高纯气体，所有试验均在室温下进行，充入混合气体后需保压30 min再进行试验。

1.5 试验参数

光滑圆棒的慢应变速率拉伸试验采用位移控制，加载速率0.05 mm/min，应变率2.91×10-5s-1。疲劳裂纹扩展试验采用载荷控制，采用力值比R=0.1的正弦加载波形。预制裂纹在空气中进行，预制裂纹频率5 Hz，载荷从25 kN随裂纹长度增加逐步降至19 kN，最终预制裂纹长度为3 mm左右，使得预制裂纹缺口尖端的应力强度因子ΔK范围在30～35 MPa·m1/2之间；加载载荷19 kN，频率1 Hz，使裂纹总长度和试样宽度之比a/W在0.27～0.28之间时停止试验。

2 试验结果与分析

2.1 氢脆性能指标

煤制气中的氢气经过气态输运、物理吸附、氢分子离解、化学吸附、扩散和离解等过程，使X80钢螺旋焊管发生高压氢脆，从而劣化了焊管母材和螺旋焊缝的力学性能，具体可能包括其强度性能(如屈服强度和抗拉强度)、塑性性能(如断后伸长率和断面收缩率)以及疲劳性能(如疲劳裂纹扩展速率)。

为描述氢对X80钢螺旋焊管的劣化程度，选择标准和国际上常用的相对断面收缩率(RRA)、相对断后伸长率(RE)以及相对疲劳裂纹扩展速率增值(ICG)的性能指标来量化煤制天然气环境中管线钢的氢脆敏感程度，具体定义如下。

(1)

(2)

(3)

式中ESNG——含氢环境下断后伸长率，%；

EN——参考环境下断后伸长率，%；

RASNG——含氢环境下断面收缩率，%；

RAN——参考环境下断后收缩率，%；

在这些氢脆性能指标中，RE和RRA表征了煤制气中氢对螺旋焊管塑性性能的影响，ICG则表征了煤制气对螺旋焊管疲劳性能的影响。其中，标准ANSI/CSA CHMC1对RRA提出要求，认为RRA在90%以上时材料和氢相容性较好，可以不对标准进行修改，直接应用于服役环境。

2.2 慢应变速率拉伸试验

在参考环境和3种含氢环境下(氢气分数分别为0vol%,1vol%,2.2vol%和5vol%)对X80母材和螺旋焊缝进行试验，各做2组平行试验，选取1组典型值分析，获取慢拉伸应力-应变曲线和力学性能。由表3，4和图4可以看出，氢气的掺入并未明显影响材料的屈服强度和抗拉强度，但对于材料的塑性性能有一定影响。X80螺旋焊缝和母材处塑性性能劣化规律大致相同，前者断后伸长率和断面收缩率劣化更加严重，不过仍然能保证断后伸长率达到标准要求(不低于15.6%)[20]。分别用相对断面收缩率(RRA)、相对断后伸长率(RE)表征氢对X80母材和螺旋焊缝处塑性性能的劣化影响，结果如表5所示。

表3 母材的慢拉伸力学性能

表4 螺旋焊缝的慢拉伸拉伸力学性能

(a)母材

(b)螺旋焊缝

表5 氢气对材料塑性性能影响

可见，塑性性能劣化水平和氢气体积分数有关，氢气含量越高劣化越严重。且煤制气中氢对螺旋焊缝处塑性性能的劣化相比母材更加严重，5vol%H2环境中相对断后伸长率89.92%，相对断面收缩率93.80%，均为氢脆性能指标中的最低值。另外，母材和螺旋焊缝的相对断面收缩率均未低于90%，满足ANSI/CSA CHMC1对于材料氢气相容性的判断标准，可认为国产X80管线钢较适合在氢气分数5vol%以下环境使用。

为进一步研究煤制天然气对慢应变速率拉伸性能的影响，使用钨灯丝扫描电子显微镜(SEM) Hitachi-S3700N中拍摄X80管线钢的拉伸试样的断口形貌。

图5分别为母材和螺旋焊缝试样在氢气含量0vol%和5vol%H2环境中拉伸试样的断口形貌。

(a)母材(0vol%H2环境)

(b)母材(5vol%H2环境)

(c)螺旋焊缝(0vol%H2环境)

(d)螺旋焊缝(5vol%H2环境)

可以看出，两种环境中试样在断裂前都发生了明显的颈缩，整个断口呈现出清晰的韧性杯锥状断口特征，包括纤维区、放射区和剪切唇三部分，其中5vol%H2环境中的试样放射区面积较大，可以看出H2环境中材料塑性较差。放大后发现，0vol%H2环境中的断口显微形貌表现为等轴韧窝，并且在大韧窝中还分布着许多小韧窝，微孔深度较深，分布也很均匀；5vol%H2环境中韧窝的尺寸较小且不均匀，放射区边缘部位表现为具有如微孔和河流花样混合的准解理特征形貌。螺旋焊缝试样尽管与母材相比韧窝较小，但其在5vol%H2环境中同样有与母材相似的准解理特征形貌。

2.3 疲劳裂纹扩展试验

在参考环境和3种含氢环境下(氢气分数分别为1vol%,2.2vol%和5vol%)对X80母材和螺旋焊缝进行试验，各做2组平行试验，选取1组典型值进行分析。应力强度因子在35～75 MPa·m1/2范围内的疲劳裂纹扩展曲线如图6所示。

(a)母材

(b)螺旋焊缝

可以看出，母材和螺旋焊缝在氢气分数仅1vol%的环境下，疲劳裂纹扩展速率明显增加，随氢气体积分数的进一步增加，疲劳裂纹扩展速率少量增加，可用相对疲劳裂纹扩展速率增值ICG表征氢对X80母材和螺旋焊缝处疲劳性能的劣化影响。选取应力强度因子ΔK=40,60 MPa·m1/2，绘制不同氢气体积分数下的疲劳裂纹扩展速率da/dn和相对疲劳裂纹扩展速率增值ICG，见图7。

(a)

(b)

由图7可看出，对于ΔK=40,60 MPa·m1/2，只要试验环境含有少量氢气就会造成严重的疲劳性能劣化，以母材为例，氢气分数1vol%时疲劳裂纹扩展速率是0vol%参考环境时的7倍左右，同时随着氢气体积分数增加劣化程度会略微提高，氢气分数5vol%时疲劳裂纹扩展速率是0vol%参考环境时的15倍左右，劣化指标ICG均高于80%且最高达到94%。另外，无论是从绝对数值的疲劳裂纹扩展速率da/dn或是相对疲劳裂纹扩展速率增值指标ICG来看，螺旋焊缝在氢气中的疲劳性能都要好于母材。这可能是由于母材中只有粒状贝氏体组织，而螺旋焊缝中含有针状铁素体和粒状贝氏体组织，并形成弥散混合，铁素体边界是氢的强陷阱，能够降低氢扩散系数导致氢脆敏感性降低。另外，针状铁素体晶粒细小，相邻针状铁素体之间的方位差为大倾角，晶内分布的位错密度高，能够有效地阻止裂纹扩展[3,26]。

由于应力强度因子在35～75 MPa·m1/2范围时，疲劳裂纹扩展速率与应力强度因子的关系曲线在双对数坐标下近似为线性，所以可以使用Paris公式进行拟合。拟合结果如表6所示。

(4)

C，m——材料常数；

ΔK——应力强度因子，MPa·m1/2。

表6 Paris模型拟合结果

回归直线对于试验值的拟合程度用可决系数R2度量，R2的值越接近1，说明回归直线对观测值的拟合程度越好。由此可见,Paris模型可以很好地描述应力强度因子在35～75 MPa·m1/2范围内,X80管线钢母材和螺旋焊缝在煤制天然气环境中疲劳裂纹扩展速率与应力强度因子的关系。可基于试验中得到的Paris模型参数，在已知初始裂纹和断裂韧度的基础上求解管道的设计疲劳寿命，但准确的计算还需基于管道工况对Paris模型进行修正[4]。

3 结论

(1)慢应变速率拉伸试验表明，室温下煤制天然气中氢对X80钢螺旋焊管的母材和螺旋焊缝金属的抗拉强度、屈服强度基本没有影响，在一定程度上，降低了材料的断后伸长率和断面收缩率，但总体上影响不显著，相较母材，煤制天然气中氢对螺旋焊缝的塑性影响较大。参照ANSI/CSA CHMC1对材料氢气相容性的判断标准，仍可认为国产X80管线钢较适合在含5vol%以下氢气环境使用。

(2)疲劳裂纹扩展试验表明，室温下煤制天然气中氢明显增加了X80钢螺旋焊管的母材和螺旋焊缝金属的疲劳裂纹扩展速率，使其较0vol%的参考环境增加了7倍左右，劣化指标ICG均达到80%以上，且随氢气掺入比例的增加，疲劳裂纹扩展速率仍然有少量增加。Paris模型可以很好地描述X80管线钢母材和螺旋焊缝在煤制天然气环境中疲劳裂纹扩展速率与应力强度因子的关系。

(3)室温下煤制天然气中氢对X80管线钢螺旋焊缝塑性性能的劣化影响略大于母材，但对母材疲劳性能的劣化影响比螺旋焊缝小，其原因可能是母材和焊缝金属具有不同的金相组织。