断裂韧性测试
一.影响管线钢韧性的材料学因素
所谓韧性，是指材料在外载荷作用下抵抗开裂和裂纹扩展的能力，也就是材料在断裂前所经历的弹塑性变形过程中吸收能量的大小，它是强度和塑性的综合体现。准确地测试管线材料的断裂韧性不仅可确保管道使用的安全性，而且是在新产品研发中评价其冶金因素是否满足管材韧性要求的有效途径。
在前面成分分析部分已经详细论述了管线钢中各个合金元素对韧性的影响，这里就不在赘述。除了成分的影响外，影响韧性的因素还包括晶粒尺寸、组织结构、夹杂物的形态与分布等。
晶粒尺寸晶粒尺寸是唯一既能强化又能韧化的因素，在管线钢的控制轧制过程中，细化晶粒已作为韧化的一个重要的手段。实践证明，现代控轧工艺已经使得超细晶粒钢称为现实。对于少珠光体钢，晶粒尺寸可细化至几个微米。
不同组织的管线钢以及管线钢中的各个组织所占比例不同，韧性也会显著不同。在铁素体-珠光体管线钢中，随着珠光体含量的增加，管线钢的韧性降低，韧脆转变温度同时降低[1]
。目前普遍认为针状铁素体管线钢是具有良好的强韧匹配的。实际上，针状铁素体型管线钢的显微组织通常为针状铁素体和多边形铁素体的混合组织，随着加速冷却速率的提高，可能在组织中出现分布的M-A小岛[2]。一般认为多边形铁素体不是管线钢的理想组织形态[3]。对于针状铁素体的强韧性，Tanaka[4]认为：针状铁素体组织与贝氏体组织相比，有高的韧性原因是贝氏体具有较大的断裂单元(有效晶粒尺寸)，而针状铁素体具有较小的断裂单元(有效晶粒尺寸)。但Tanaka同时认为，100%的针状铁素体具有高的强度，但韧性较低。而提高韧性的有效方法是通过降低变形温度并增加在奥氏体非再结晶区的变形量获得细小晶粒的多边形铁素体加针状铁素体的混合组织。韧性提高的原因是多边形铁素体及针状铁素体的细化[5]。肖福仁认为：在针状铁素体中，裂纹扩展必定强烈地受到彼此咬合、互相交错分布的细小的针状铁素体条束的阻碍，从而有效地提高了钢的强韧性[5]。
图1 裂纹在针状铁素体中的扩展模型
夹杂物以及M-A组元的形状、数量、尺寸和分布同样对管线钢的韧性产生重要的影响。当体积分数一定时，夹杂物以及M-A组元尺寸越细小、分布越弥散，管线钢的韧性越好。
曾光廷等[6]研究了硫化物和氮化物夹杂对钢的断裂韧性的影响，并与Krafft模型计算值进行了比较，结果得出：对断裂韧性的危害由小到大依次为VN→TiS→AlN→NbN→ZrN→Al2S3→CeS→MnS ；夹杂物含量与断裂韧性大小呈线性反比关系，TiS对断裂韧性没有影响。 M-A组元的平均弦长是引起CGHAZ韧性降低的重要原因之一，一般认为当M-A组元的平均弦长小于2μm 时，不足以构成Griffith 裂纹临界尺寸2μm[7]。
M-A组元是铁素体基体中的脆性相，是决定韧性变化的主要因素之一。有学者对M-A组元的定量研究把M-A组元对粒状贝氏体韧性的影响用M-A组元的性质即平均宽度、总量、线密度、形状因子4个特征参数来评价[8]。M-A组元平均宽度a反映了M-A组元特征尺寸； M-A组元所占面积比S是反映M-A组元总量的特征量；单位长度上M-A组元数量N可表征M-A组元线密度；M-A组元的形状有长条形和方块形两种，M-A组元形状的这种差别对组织韧性影响很大，为此要对其进行定量区分，定义长宽比Ra<3的M-A组元为方块形，Ra≥3的M-A组元为长条形。可归结为：在其他翻个特征参数不变的前提下，a越小，S越小，N越小，R越大韧性越好。Zhao[8,9]等人提出了M-A组元形态特征 因子F的概念，其定义如下：
F?S?a?N/R
显然F越小越好
M/A岛的体积分数和大小一定时，有尖角的M/A岛易产生应力集中诱发裂纹，降低了材料强度和韧性。细小弥散分布的M/A岛状组织能阻碍位错运动和疲劳裂纹扩展，不易因应力
[10]
集中而诱发裂纹，并使其长度小于裂纹失稳扩展的临界尺寸，提高了钢材强度和韧性。 二．试验方法
过去曾经使用V 缺口夏比或落锤撕裂吸收能或剪切区来表征断裂韧度。随着管线工业的不断发展,输气管线向着高压、低温、富气、厚壁和高等级钢方向发展,管道材料韧度不段提高, 以往以夏比冲击能和DWTT能量作为断裂韧度指标已不再适应了。近来多使用断裂力学参数，比如裂纹尖端张开位移（CTOD）或者裂纹尖端张开角（CTOA）来表示。 1. 夏比冲击实验 这是一种评价材料断裂韧度传统的实验方法。它通过夏比冲击功来评价材料的断裂韧度。近30 年来,BMI（Battelle Merorial Institute）、EPRG/ AISI ( 美国钢联) 、BGC(英国燃气公司) 、CSM/ Italsider、Mannnesm ann 研究院等通过大量的科研工作和全尺寸爆破实验, 分别提出了输气钢管延性止裂与CVN 的关系式[11]：
Battelle: CVN?2.38?10?5?h2(Rt)1/3 AISI: CVN?2.38?10?4?h1.5D0.5
BGC: CVN?10?3?h(2.08Rt?0.5?10?3vR1.25t?0.75) Mannesm ann: CVN?20exp(2.87?10Japan：CVN?2.498?10Italsider/CSM：
?6?7?h1.75D1.09h0.585)
?h2.33D0.3t0.4
CVN?2.52?10?4R?h?1.245?10?5Rt?h2H?1?0.627t?6.8?10?8R2Ht?1
式中:
CVN为2/3尺寸夏比冲击吸收功（J） σh为环向应力（MPa） D为钢管外径（mm） R为钢管半径（mm） T为钢管壁厚（mm） H为管顶埋深（mm）
需要指出的是上述公式适用于低韧性材料，但是目前管线钢的强度和韧性都很高，通过上述公式预测止裂韧性与实测值相差较大。Leis经过研究对BMI公式提出了如下修正[12]：
CVNarrest?CVNBMI CVN<94J
2.04CVNarrest?CVNBMI?0.002CVNBMI?21.18 CVN>94J
同时，Leis指出为了增加安全性可以用2.1代替指数2.04[13]。
当出现下列情况之一时,应对Leis 修正公式预测值进行全尺寸实物爆破试验验证: ①管道的设计参数超过了国际上已经过的全尺寸止裂爆破试验的数据范围; ②钢管材料断口分离和上平台现象比较严重( CVP/ CV 100 > 1. 25，); ③输送介质为富气[11]。
钢管材料断口分离比较严重( CVP/ CV 100 ≥1. 25) ,又无法进行全尺寸实物爆破试验时,可采用比较保守的处理办法,将Battelle 半经验公式预测的CVN 乘以CVP/ CV 100 [11]。
CVN*?CVNBMI?CVP/CV100 CVNBMI < 94 J
2.04CVN*?(CVNBMI?0.002CVNBMI?21.18)?CVP/CV100 CVNBMI > 94 J
2．落锤撕裂实验（DWTT）
落锤撕裂实验早期主要用于根据断口形貌确定钢的韧脆转变温度, 近年来也用于评价材料的断裂韧度。它同样也是根据耗散能量来评价材料的断裂韧度。落锤撕裂试样尺寸明显大于夏比冲击试样，为裂纹扩展提供了更长的韧带长度，使扩展功所占比例大大提高。
对于压制缺口DWTT及夏比冲击功的关系，Wilkowski提出对老式控轧钢[14]：
(E/A)PN?DWTT?3(E/A)Charpy?0.63
其中EPN-DWTT为标准压制缺口DWTT能量； APN-DWTT为DWTT试样断裂面积； ECharpy为夏比冲击上平台能； ACharpy为夏比冲击试样断裂面积。
对于淬火回火高强度高韧钢，西安管材研究所和清华大学根据最新试验数据对日本HLP提出的公式进行修正，建议取[15]：
0.6 (E/A)PN?DWTT?3.5B1.5(E/A)Charpy可以通过DWTT方法预测当量CVN，利用已有的止裂韧性预测公式进行止裂预测。
3. 裂纹尖端张开位移方法（CTOD）
裂纹尖端张开位移，指裂纹体受张开型载荷后原裂纹尖端处两表面所张开的相对距离。CTOD 值的大小反映了裂纹尖端材料抵抗开裂的能力。在试验中，把待测材料做成带有预制裂纹的试样，加上外载后，裂纹尖端处有一个可以被测定的张开位移CTOD 值。CTOD 值越大，表示裂纹尖端材料的抗开裂性能越好，即韧性越好；反之，CTOD 值越小，表示裂纹尖端材料的抗开裂性能越差，即韧性越差[16]。
管线钢管断裂韧性测试
