1、高頻電阻焊管運輸疲勞失效分析 摘要：利用化學成分分析、力學性能檢測、壓扁試驗、宏觀及微觀分析等方法對輸送管道施工現場發現的其中兩根323.9mm×6.4mm HFW API5LL360/X52高頻電阻焊管縱向開裂的原因進行了分析。結果表明，高頻電阻焊管管體上縱向裂紋屬于運輸疲勞裂紋，管體表面折疊、塑性損傷及運輸過程中附加的周期應力等是高頻電阻焊管產生疲勞失效的主要原因。 某管線設計壓力6.4MPa，高頻電阻焊管規格為323.9mm×6.4mmHFWAPI5LL360/X52。該批高頻電阻焊管是業主委托第三方全過程監督，鋼管檢測合格后，首先用汽車運送到約20km處的碼頭，再裝

2、 暗褐色的均勻腐蝕形貌。A鋼管管端沿周向、距縱焊船經35天左右海運，最后用汽車裝載行駛約1500km被運送到施工現場。在施工現場對焊作業過程中，工程技術人員發現該批準備投料對接的高頻電阻焊管有根端部存在貫穿全壁厚的縱向裂紋。為了給長輸管道工程用鋼管的綜合質量控制及已鋪設管道工程的安全運營提供風險控制技術依據，本項目組在現場抽取兩根管體縱向開裂的高頻電阻焊管，對其管體開裂的原因進行分析。1 分析方法及結果1.1 宏觀分析圖1為2根存在管端開裂的高頻電阻焊管實物照片。高頻電阻焊管管體外壁覆蓋著致密的3 層PE防護層，且防護層沒有明顯損傷痕跡；管體外壁距鋼管端部約95mm為裸露段，該段管體外表面與內

3、表面均呈暗褐色的均勻腐蝕形貌。A鋼管管端沿周向、距縱焊縫150mm處有一條長約76.7mm貫穿全壁厚的縱向分布的裂紋；B鋼管管端沿周向、距縱焊縫約292mm處有一條長約40.5mm的貫穿全壁厚的縱向分布的裂紋，與裂紋相對應的管端處，有一條長約22mm的磕碰、卷邊塑性變形損傷缺陷存在。用機械方法剝離掉A、B管段防腐層 對全管段進行超聲檢測、磁粉檢測探傷，裸露管段長裂紋所在處，其外壁上有多條縱向分布的磁痕缺陷，其余部位未發現有超標缺陷存在，見圖2所示。1.2化學成分分析 采用ARL4460 直讀光譜儀，依據標準ASTMA751-2008鋼制品化學分析、實驗操作和術語，在鋼管距焊縫180°

4、位置取樣，對A、B兩根L360/X52高頻電阻焊管管體進行化學成分分析結果如表1所示。 由表1可看出，A、B兩根失效L360/X52高頻電阻焊管的化學成分均滿足管線設計要求。1.3 力學性能測試 拉伸試驗 從遠離裂紋處的失效高頻電阻焊管管段上，沿與鋼管焊縫成180°的管體處取橫向全壁厚板狀拉伸試樣，試樣規格為38.1mm×50mm（寬度×標距）。在UH-F500KNI型拉伸試驗機上，依據ASTMA370-2009鋼制品力學性能試驗的方法和定義標準進行拉伸試驗，試驗結果見表2。由表2可看出，A、B兩根失效高頻電阻焊管的拉伸性能均滿足管線設計要求。 沖擊試驗從遠離裂紋

5、處的鋼管段上 沿與鋼管焊縫成90°的管體處和管體裂紋兩側處 以管體壁厚中心為試樣中心線，沿縱向和橫向分別比取5 mm×10 mm×55mm的夏比V型缺口沖擊試樣。在ZBC2752-B型夏比擺錘試驗機上，按照ASTM A370-2009標準，在0條件下進行沖擊試驗，結果見表3。從表3可看出，A、B兩根失效高頻電阻焊管在0條件下的夏比V型缺口沖擊吸收能量及斷面剪切率試驗數值均滿足管線設計要求。 硬度試驗在與鋼管焊縫成90°處的管體上，垂直管體軸向取橫截面硬度試樣。按照ASTM E92-1982金屬材料維氏硬度測試方法標準要求，在距內、外表面各 1.5mm和壁

6、厚中心處，分別進行10kg載荷維氏硬度試驗，硬度計型號為HSV-20，試驗位置如圖3所示，試驗結果見表4。從表4可看出，A、B兩根失效高頻電阻焊管的母材硬度值均符合管線設計要求。在Tukon2100B顯微硬度計上對A、B兩根失效高頻電阻焊管組織流線特征明顯區域和無流線變形區域分別進行顯微硬度檢測，檢測點位置如圖3所示，結果見表5。裂紋附近組織變形區的硬度測量結果顯示，折疊所在處變形組織存在形變硬化現象，且部分檢測點硬度實測值已超出管線設計要求。1.4 壓扁試驗在A、B兩根失效高頻電阻焊管管段上取壓扁試樣，按照GB/T2462007金屬管壓扁試驗方法標準要求進行壓扁試驗，試驗設備為SHT4106

7、。試驗結果：將焊縫置于與受力方向0°位置，壓扁至2/3D直至貼合，未出現開裂。壓扁試驗結果，高頻電阻焊管符合工程設計要求。1.5 金相分析及斷口形貌 金相分析 從A、B兩根失效高頻電阻焊管管體上分別取樣，其顯微組織為珠光體加鐵素體，晶粒度級別為11.6級。 在A管距管端20mm處，沿垂直圖2中磁痕方向取金相分析試樣。光學顯微鏡下觀察發現外壁與磁痕方向對應的橫截面上有多個起始于表面的裂紋，這些裂紋主要可分為三大類：一類是縫隙內有灰色氧化物的裂紋，裂紋與外表面成一定的夾角向前延伸，后逐漸變為沿壁厚方向擴展，這類裂紋為鋼管表面折疊裂紋，近管壁層組織有明顯的塑性變形特征，其顯微組織見圖4（a

8、）；另一類是產生于表面局部小的點蝕坑底部的 裂紋 見圖4（b）第三類裂紋起源于管壁基體內大型氧化物夾雜 裂紋以穿晶 沿晶方式擴展 靠近表面夾雜處的裂紋已擴展至外表面，見圖4（c）。 在A管上沿垂直主裂紋方向取金相分析試樣在光學顯微鏡下觀察發現基體內多處折疊缺陷與主斷口面相貫通，且折疊附近組織存在明顯的變形流線，見圖 4（d）。該斷口起源于折疊裂紋缺陷。 B鋼管管體裂紋處金相試樣觀察結果與A鋼管基本相同 管體內 外壁折疊形貌見圖 5（a）、（b）；鋼管坡口面及管體上多處同樣也存在這類缺陷，見圖5（c）、（d）。 斷口掃描電鏡形貌 沿兩根失效高頻電阻焊管管體縱向長裂紋剖開A、B管體，其斷口宏觀形貌

9、見圖6（a）、（b）所示。宏觀觀察發現A鋼管斷口主要由內、外兩個大平臺構成，每個平臺又由多個小平臺組成，整體呈棕褐色腐蝕形貌。清洗干凈斷口，在掃描電鏡下觀察發現A鋼管斷口裂紋起源于內表面，具有明顯的多源疲勞特征，內側斷口呈擠壓形變腐蝕形貌靠近外壁斷口上放射線收斂于內壁疲勞斷口上放射線收斂于內壁疲勞斷口，見圖7折疊缺陷處； 對其表面銹蝕產物進行X射線能譜曲線分析可知，其主要由Fe、C、O、Ca、K、Mn、Cl等元素組成，X射線能譜曲線見圖8。根據上述斷口特征及分析結果可判斷該斷口為疲勞斷口，且外壁斷口是由起源于內壁的疲勞斷口再次啟動擴展而形成的。B鋼管斷口形貌特征幾乎與A鋼管斷口完全相同，裂紋分

10、別起源于外壁、內壁和管端塑性變形處，但以外壁為主，掃描電鏡下觀察斷口特征形貌幾乎與A鋼管相同，B鋼管長裂紋斷口掃描電鏡微觀形貌圖略。 。2 分析與討論 A、B兩根開裂鋼管實物樣品理化性能檢測結果顯示，遠離裂紋處管體原材料橫向拉伸強度、夏比沖擊吸收能量、硬度和主裂紋兩側各80mm處管體橫向夏比沖擊韌性指標均符合API5L標準及相關附加技術規范要求 。根據鋼管制造公司提供的該批鋼管投料、生產、檢測、表面防腐及貨物發運等質量管理流程，出庫鋼管質量完全符合該輸送管線工程技術要求。送檢的開裂管段，管體外防腐層完好，A、B鋼管段的管端裸露段外表面和整個管段內壁呈均勻腐蝕形貌，A鋼管無明顯壓痕、摔傷等塑性變

11、形痕跡。另據調查，該批鋼管生產過程中，甲方聘請第三方對整個生產流程實施了第三方監督。綜上所述，可初步排除該批鋼管中A、B兩根鋼管未防腐的裸露段在出庫前就存在穿透性裂紋缺陷的可能性。 管體表面縱向裂紋斷口掃描電鏡觀察結果表明，起始于A管體內、外表面的小裂紋和貫穿管端壁厚的長裂紋斷口特征一致，源區和擴展區都十分平坦，擴展區疲勞輝紋清晰可見，均為疲勞斷口，且為典型的多源疲勞。B鋼管表面縱向裂紋斷口可分為兩類，一類是起始于鋼管管端坡口棱角緣塑性損傷處的裂紋，其裂紋萌生主要與塑性損傷處材料組織形變硬化所導致的局部殘余應力集中有關，該斷口占整個斷口面積相對較小，擴展區呈扇形平臺狀，屬于疲勞裂紋擴展所形成的

12、；第二類裂紋特征幾乎相同于A鋼管縱向裂紋，裂紋更多的起始于外壁，內壁較少，也為多源疲勞斷口?？傊?，A、B兩根失效高頻電阻焊管上靠近端部管體裂紋，無論是起始于管體內表面或者是外表面的裂紋，其均以疲勞的方式沿壁厚方向擴展，多個疲勞區相互連通，最后貫穿整個全壁厚。管體上穿透性裂紋屬于疲勞裂紋。 開裂的鋼管均為新鋼管其在現場對焊作業之前，承載的可能性僅限于鋼管從出庫到現場的運輸過程中 即鋼管汽車陸運和海運路途中 在采用汽車運輸和轉運堆垛情況下 由于鋼管堆垛層數有限 存放在最底層鋼管在靜態下受力要小得多，只要符合相關標準條款要求，在堆垛存放狀態下鋼管所承受的力也不至于使鋼管產生明顯損傷否則 鋼管可能會發

13、生塑性形變。而據現場監督反映，在海運過程中，該批鋼管在船艙內堆垛高度達26層，根據估算，最底層鋼管承受來自其上面堆垛鋼管附加的重力達15t；另一方面，堆垛中鋼管可能還會受到來自相鄰鋼管給其附加的水平方向的約束力的作用；其次還受到下面支撐、固定墊塊對鋼管的支持力。 從上面分析可知 鋼管在靜態主要受上層鋼管累加重力 下面支撐固定墊塊對鋼管的支持力及水平方向約束力等三種力的作用；但在運輸途中，鋼管受力情況會隨外加動載發生較大的變化。一方面該鋼管D/t（D為鋼管外徑，t為鋼管壁厚）相對較大，位于船艙較底部堆垛鋼管受力較為復雜，水平方向有來自相鄰鋼管的約束力的作用，縱向除承受鋼管自重和下面固定墊塊作用外

14、，還要受堆在其上層的鋼管的累加重力，這些力的綜合作用使鋼管橫截面在水平方向和縱向可能發生交替屈曲形變。若鋼管在裝船時，誤將較短尺寸的較下層，這時放在其上層與之相鄰鋼管的受力狀況則更為苛刻；另外船在海中航行，遇到大的風浪，風浪會導致船舶上下、左右周期性顛簸和振動，一旦管體某一個部位固定墊塊移位，或管體局部與硬度較高的物體直接接觸，發生周期性碰撞、摩擦，管體表面或端部局部就會因塑性變形而產生應變硬化和組織應力集中。眾所周知，應力集中處是鋼管的薄弱環節之一，在疲勞載荷下，應力集中處易萌生疲勞裂紋擴展紋，并發生疲勞損傷，特別是當管體本身存在深的點蝕坑或大型夾雜物等缺陷時，其不僅破壞了鋼管材料力學性能的

15、連續性，且易引起材料形成局部應力集中；這些攜帶缺陷的鋼管在運輸途中，一旦受到周期性彎曲 應力作用，其缺陷處易萌生裂紋，且成為疲勞裂紋源，并使裂紋萌生期大大縮短、有效疲勞壽命顯著下降；當管體存在折疊等原始裂紋缺陷時，一旦外部附加的周期性彎曲應力達到或超過管體上折疊裂紋擴展斷裂韌性門檻值，折疊裂紋會直接成為疲勞裂紋源而擴展，使鋼管發生疲勞失效。在A、B鋼管試樣中，不僅發現了管壁深的點蝕坑或大型夾雜物處萌生擴展的裂紋，還發現了大量起始于內、外表面折疊缺陷的疲勞裂紋，在B鋼管端部損傷處也發現了起始于管端塑性變形的疲勞裂紋。據此可判斷A、B兩高頻電阻焊管屬于疲勞失效。 近年來 隨著管道工程建設項目的不斷

16、增加 有關鋼管在長途水路運輸過程中發生疲勞損傷的問題也逐步被更多的工程技術人員所認知 。APISPEC5LW規范就對鋼管在海運過程中如何預防鋼管發生疲勞損傷提出了明確的規范性要求 。運輸疲勞是一種低周次、高振幅的損傷形式。通常海浪的頻次在110次/s，裝滿船艙的鋼管其承受疲勞載荷的頻次與海水振動次數相當。據此有人選用直徑180mm、壁厚9 mm、疲勞壽命估算值635天、強度級別為625MPa的鐵素體加珠光體鋼管進行疲勞損傷模擬試驗結果顯示：發生失穩開裂鋼管的斷口形貌特征與實物鋼管疲勞斷口幾乎相同 并且鋼管疲勞壽命與估算值也吻合得很好；模擬試驗得出結論：當鋼管承受周期性外載振幅超過其疲勞門檻值時

17、，無缺陷位于船艙底部鋼管，在平滑過渡墊塊下也會發生疲勞失效；有原始塑性壓痕或無壓痕的鋼管，在較為堅硬枕木或尖銳墊塊約束下會發生早期疲勞失效。所以，據此可判斷本項目分析的A、B兩高頻電阻焊管管體開裂是在運輸途中產生的疲勞損傷，屬于運輸疲勞失效。 綜上所述，鋼管在海運過程中，因船艙顛簸，堆垛在其上層的鋼管給下層鋼管附加的垂直向下應力就變成了一個周期性的彎曲應力鋼管斷口金相 、掃描電鏡分析結果表明，該鋼管管體穿透性裂紋就是管壁折疊裂紋在運輸疲勞應力作用下快速擴展形成的；另外，該管體上塑性形變缺陷、點蝕坑底和淺表層夾雜等缺陷所形成的疲勞裂紋，不但加速了主斷口疲勞裂擴展的進程，而且也加速了A、B兩高頻電阻焊管管體的開裂。3 結論1） 管