·956· 工程科学学报，第38卷，第7期 对于X-70钢，当i=4mAcm2时，所有4个试样 k=g,I[]. (2) 全部出现氢鼓泡.当i=2mA·cm2时，4个试样均未产 一般k=1.5-2.0回.仿照这个思路，按照式(2)，我们 生氢鼓泡.当i=3mA·cm2时，5个试样中有3个产生 把X-70管线钢和20钢在外加恒载荷σ=σ，时不发 氢鼓泡，2个未出现.由此得出X-70管线钢产生氢鼓 生氢致开裂的门槛氢质量分数和输送煤制天然气 泡的临界电流密度为3mA·cm2.这时出现氢鼓泡的 服役时进入管道中氢质量分数[w:]之比称为外加载 3个试样中氢质量分数分别为1.06×106、2.71× 荷为σ时不发生氢致断裂的安全系数，即 10-6和4.72×106，其平均值及95%置信区间为w。= k-m=10h/wm]=0.92×10-6/(0.20×10-6)=4.6, (2.83±3.36)×10-6，此即为X-70钢发生氢损伤的 k2o=0h/[wu]=2.07×10-6/(0.30×10-6)=6.9. 门槛氢质量分数 同理，X-70钢和20钢在煤制天然气中长期服役时不 对于20钢，当i=10mAcm2时，3个试样全部出 发生氢损伤的安全系数为 现氢鼓泡.当i=6mA·cm2时，3个试样均未产生氢鼓 k-m=w./eu]=2.83×10-6/(0.20×10-6)=14.2, 泡.当i=8mA·cm2时，4个试样中有3个产生氢鼓 k50=w./5wH]=3.51×10-6/(0.30×10-6)=11.7. 泡，1个未出现.由此得出20钢产生氢鼓泡的临界电 由上述结果可知，X-70管线钢和20钢在外加恒 流密度为8mAcm2.这时3个出现氢鼓泡的试样中 载荷σ=σ，时不发生氢致开裂的门槛氢质量分数wh 氢质量分数分别为1.72×10-6、4.65×10-6和4.16× 和服役时进入管道中氢质量分数[w]之比均大于 10-6,其平均值及95%置信区间为w。=(3.51±2.88)× 4.5.与工程应力的安全系数（通常取1.5~2.0）相比 106,此即为20钢发生氢损伤的门槛氢质量分数. 大了许多.当然，到底这个比值该取多大作为标准，有 3服役安全性评估及讨论 待于未来有了大量的实际运行数据支撑后再总结确 定.但是无论如何，由本文的实验结果看，在现在的煤 钢材在充氢过程中（浸泡充氢、气相充氢和电解 制天然气中使用不会发生氢致延迟开裂，更不会出现 充氢)进入试样的氢质量分数随充氢时间升高而升 氢损伤，是安全的，且具有大的“氢继续进入的含量空 高，当充氢时间超过临界时间t.时，即当t>t,氢已扩 间”.因此，我们判断，X-70钢和20*钢在煤制天然气 散到达试样中心并均匀化，试样中氢质量分数就保持 中服役时所进入的氢含量不会导致发生氢损伤和延迟 动态稳定，不再随充氢时间延长而增大.1和管材壁厚 开裂，且具有高的服役安全系数. B及氢的扩散系数D有关.对输气管，H从内壁向外 将X-70钢和20钢的氢致开裂和氢损伤门槛值 壁单方向扩散，最大扩散距离为回 数据和其他合金钢的研究数据结合起来，汇总成表3. X=4 Di. (1) 从表中可以看出各种钢材无应力下发生氢损伤的门槛 当H从内壁扩散至外壁时，即X=B(壁厚)时， 氢质量分数心远大于有应力时发生延迟开裂（或氢致 管线中氢质量分数就不再随服役时间而升高.对X一 塑性损失)的门槛氢质量分数w,即随着氢含量升高， 70管线钢，氢的扩散系数D=7.6×107cm2.s1o 当钢中氢含量达到延迟开裂的门槛值W时，钢首先产 (20°钢的氢扩散系数至少在同一数量级，因为它们都 生氢致延迟开裂；只有当氢含量继续升高，才会达到氢 是铁素体钢，但20°钢中氢陷阱更少.有文献表明四， 损伤门槛值地，钢才有可能发生氢损伤（即出现氢鼓 20钢的扩散系数比X-70还要大一些).通常，管线壁 泡或裂纹等) 厚不会超过30mm.令X.=B=30mm,由式(1)可求 表3各类钢的氢损伤门槛氢质量分数吧。和氢致延迟开裂门槛氢 出te: 质量分数W山 t。=B/16D=900mm2/(16×7.6×10-5mm2s-l)= Table 3 Hydrogen damage threshold we and hydrogen-induced cracking 7.4×105s=206h. threshold of several kinds of steel 这表明X-70管线钢服役至206h(约8.6d)时氢含量 材料 /MPao.10-6w/10-60.h文献 就已饱和，长期服役不会使管线中氢含量再升高.如 20*钢 365 3.51 2.07 1.7 本文 果氢的扩散系数更大的话，氢含量达到饱和的时间会 X-70钢 578 2.83 0.92 3.1 本文 更短.拉伸试样厚度为1mm,远小于上述假设的30 车轮钢 900 1.3 0.2 6.5 02] 含V重轨钢 900 2.03 0.26 7.8 03] mm,所以在720h的实验周期内，整个试样中氢含量分 重轨钢 847 0.7 0.09 7.8 i3] 布早已达到均匀.由此可见，我们规定的实验周期为 油井管SM90 810 5.8 0.75 7.7 4] 720h的数据完全可适用于管线长期服役的条件 油井管28 CrMoTi 800 8.5 0.73 11.6 14] 工程上把材料的屈服强度σ，和构件服役应力（或 油井管26 CrMoaS 900 9.4 0.8 11.8 14 许用应力)[]之比称为安全系数，即 马氏体时效钢2060 14.3 0.4 35 05]工程科学学报，第 38 卷，第 7 期 对于 X--70 钢，当 i = 4 mA·cm － 2时，所有 4 个试样 全部出现氢鼓泡． 当 i = 2 mA·cm － 2时，4 个试样均未产 生氢鼓泡． 当 i = 3 mA·cm － 2时，5 个试样中有 3 个产生 氢鼓泡，2 个未出现． 由此得出 X--70 管线钢产生氢鼓 泡的临界电流密度为 3 mA·cm － 2 ． 这时出现氢鼓泡的 3 个试 样 中 氢 质 量 分 数 分 别 为 1. 06 × 10 － 6、2. 71 × 10 － 6和 4. 72 × 10 － 6，其平均值及 95% 置信区间为 wc = ( 2. 83 ± 3. 36) × 10 － 6，此即为 X--70 钢发生氢损伤的 门槛氢质量分数． 对于 20# 钢，当 i = 10 mA·cm － 2时，3 个试样全部出 现氢鼓泡． 当 i = 6 mA·cm － 2时，3 个试样均未产生氢鼓 泡． 当 i = 8 mA·cm － 2时，4 个试样中有 3 个产生氢鼓 泡，1 个未出现． 由此得出 20# 钢产生氢鼓泡的临界电 流密度为 8 mA·cm － 2 ． 这时 3 个出现氢鼓泡的试样中 氢质量分数分别为 1. 72 × 10 － 6、4. 65 × 10 － 6和 4. 16 × 10 － 6，其平均值及 95% 置信区间为 wc = ( 3. 51 ± 2. 88) × 10 － 6，此即为 20# 钢发生氢损伤的门槛氢质量分数． 3 服役安全性评估及讨论 钢材在充氢过程中( 浸泡充氢、气相充氢和电解 充氢) 进入试样的氢质量分数随充氢时间 t 升高而升 高，当充氢时间超过临界时间 tc时，即当 t ＞ tc，氢已扩 散到达试样中心并均匀化，试样中氢质量分数就保持 动态稳定，不再随充氢时间延长而增大． tc和管材壁厚 B 及氢的扩散系数 D 有关． 对输气管，H 从内壁向外 壁单方向扩散，最大扩散距离为［2］ Xmax = 4 槡Dt． ( 1) 当 H 从内壁扩散至外壁时，即 Xmax = B ( 壁厚) 时， 管线中氢质量分数就不再随服役时间而升高． 对 X-- 70 管线钢，氢的扩散系数 D = 7. 6 × 10 － 7 cm2 ·s － 1［10］ ( 20# 钢的氢扩散系数至少在同一数量级，因为它们都 是铁素体钢，但 20# 钢中氢陷阱更少． 有文献表明［11］， 20# 钢的扩散系数比 X--70 还要大一些) ． 通常，管线壁 厚不会超过 30 mm． 令 Xmax = B = 30 mm，由式( 1) 可求 出 tc : tc = B2 /16D = 900 mm2 /( 16 × 7. 6 × 10 － 5 mm2 ·s － 1 ) = 7. 4 × 105 s = 206 h． 这表明 X--70 管线钢服役至 206 h ( 约 8. 6 d) 时氢含量 就已饱和，长期服役不会使管线中氢含量再升高． 如 果氢的扩散系数更大的话，氢含量达到饱和的时间会 更短． 拉伸试样厚度为 1 mm，远小于上述假设的 30 mm，所以在 720 h 的实验周期内，整个试样中氢含量分 布早已达到均匀． 由此可见，我们规定的实验周期为 720 h 的数据完全可适用于管线长期服役的条件． 工程上把材料的屈服强度 σs和构件服役应力( 或 许用应力) ［σ］之比称为安全系数［9］，即 k = σs /［σ］． ( 2) 一般 k = 1. 5 － 2. 0［9］． 仿照这个思路，按照式( 2) ，我们 把 X--70 管线钢和 20# 钢在外加恒载荷 σ = σs时不发 生氢致开裂的门槛氢质量分数 wth和输送煤制天然气 服役时进入管道中氢质量分数［wH］之比称为外加载 荷为 σs时不发生氢致断裂的安全系数，即 kX--70 = wth /［wH］= 0. 92 × 10 － 6 /( 0. 20 × 10 － 6 ) = 4. 6， k20 = wth /［wH］= 2. 07 × 10 － 6 /( 0. 30 × 10 － 6 ) = 6. 9． 同理，X--70 钢和 20# 钢在煤制天然气中长期服役时不 发生氢损伤的安全系数为 k' X--70 = wc /［wH］= 2. 83 × 10 － 6 /( 0. 20 × 10 － 6 ) = 14. 2， k' 20 = wc /［wH］= 3. 51 × 10 － 6 /( 0. 30 × 10 － 6 ) = 11. 7． 由上述结果可知，X--70 管线钢和 20# 钢在外加恒 载荷 σ = σs时不发生氢致开裂的门槛氢质量分数 wth 和服役时进入管道中氢质量分数［wH］之比 均 大 于 4. 5． 与工程应力的安全系数( 通常取 1. 5 ～ 2. 0) 相比 大了许多． 当然，到底这个比值该取多大作为标准，有 待于未来有了大量的实际运行数据支撑后再总结确 定． 但是无论如何，由本文的实验结果看，在现在的煤 制天然气中使用不会发生氢致延迟开裂，更不会出现 氢损伤，是安全的，且具有大的“氢继续进入的含量空 间”． 因此，我们判断，X--70 钢和 20# 钢在煤制天然气 中服役时所进入的氢含量不会导致发生氢损伤和延迟 开裂，且具有高的服役安全系数． 将 X--70 钢和 20# 钢的氢致开裂和氢损伤门槛值 数据和其他合金钢的研究数据结合起来，汇总成表 3． 从表中可以看出各种钢材无应力下发生氢损伤的门槛 氢质量分数 wc远大于有应力时发生延迟开裂( 或氢致 塑性损失) 的门槛氢质量分数 wth，即随着氢含量升高， 当钢中氢含量达到延迟开裂的门槛值 wth时，钢首先产 生氢致延迟开裂; 只有当氢含量继续升高，才会达到氢 损伤门槛值 wc，钢才有可能发生氢损伤( 即出现氢鼓 泡或裂纹等) ． 表 3 各类钢的氢损伤门槛氢质量分数 wc 和氢致延迟开裂门槛氢 质量分数 wth Table 3 Hydrogen damage threshold wc and hydrogen-induced cracking threshold wth of several kinds of steel 材料 σb /MPa wc /10 － 6 wth /10 － 6 wc /wth 文献 20# 钢 365 3. 51 2. 07 1. 7 本文 X--70 钢 578 2. 83 0. 92 3. 1 本文 车轮钢 900 1. 3 0. 2 6. 5 ［12］ 含 V 重轨钢 900 2. 03 0. 26 7. 8 ［13］ 重轨钢 847 0. 7 0. 09 7. 8 ［13］ 油井管 SM90 810 5. 8 0. 75 7. 7 ［14］ 油井管 28CrMoTi 800 8. 5 0. 73 11. 6 ［14］ 油井管 26CrMo4 S 900 9. 4 0. 8 11. 8 ［14］ 马氏体时效钢 2060 14. 3 0. 4 35 ［15］ · 659 ·