楊家兵

(中韓(武漢)石油化工有限公司,湖北 武漢 430082)

耐熱鋼是指在高溫環(huán)境下具有較高的強度和良好的化學穩(wěn)定性的合金鋼。工程上按照其正火組織將耐熱鋼分為奧氏體耐熱鋼、馬氏體耐熱鋼、鐵素體耐熱鋼和珠光體耐熱鋼等【1】。耐熱鋼因其優(yōu)越的性能被廣泛應(yīng)用在石油化工、航空航天、能源電力等領(lǐng)域。然而,在實際工程中卻時常發(fā)現(xiàn)耐熱鋼設(shè)備在遠低于設(shè)計壽命的情況下出現(xiàn)蠕變斷裂失效,這與耐熱鋼所處服役環(huán)境有著密切的關(guān)系。研究發(fā)現(xiàn)【2】,高溫環(huán)境下耐熱鋼的力學性能與常溫(較低溫)時有著顯著的差別,即使應(yīng)力遠低于常溫屈服強度,鋼材也會發(fā)生蠕變斷裂。

考慮到蠕變斷裂的危害性,國內(nèi)外研究者對不同金屬材料的蠕變斷裂機制作了大量的研究。劉源等【3】在600 ℃、100 MPa應(yīng)力條件下進行了P91鐵素體耐熱鋼的蠕變試驗,通過掃描電鏡及EBSD(電子背散射衍射技術(shù))對蠕變過程中不同區(qū)域的微觀組織進行了觀察,發(fā)現(xiàn)經(jīng)過 2 000 h蠕變試驗,P91鐵素體耐熱鋼微觀組織中形成了大量的蠕變孔洞,這或?qū)⑹荘91鐵素體耐熱鋼發(fā)生蠕變斷裂的一個積極因素。Yu等【4】對G115馬氏體耐熱鋼在923 K溫度下進行了一系列不同加載應(yīng)力(130～200 MPa)的蠕變試驗,其研究結(jié)果表明, 應(yīng)力升高可以有效地促進空洞的形核和生長, 進而加速G115馬氏體耐熱鋼蠕變斷裂進程。

然而,目前國內(nèi)外關(guān)于P12耐熱鋼的高溫蠕變性能方面的研究極少。P12耐熱鋼是美國ASTM A335/A335M“高溫服役用鐵素體無縫合金鋼管標準規(guī)范”中的低合金鋼,屬于珠光體耐熱鋼【5-7】。在某石化企業(yè)中有大量P12耐熱鋼高溫蒸汽管道服役,服役溫度在500 ℃以上。這些管道更換成本高,發(fā)生蠕變斷裂失效或?qū)⒁l(fā)嚴重的后果。因此研究其蠕變斷裂機理并準確、合理地預(yù)測管道的服役壽命有著重要的意義。

為此,本文將從微觀組織演化角度研究P12耐熱鋼蠕變斷裂機理,并通過系列高溫持久試驗確定P12耐熱鋼Manson-Haferd參數(shù)PMH(σ),以便進行P12耐熱鋼蒸汽管道的壽命預(yù)測。

1 試驗方法與過程

1.1 P12耐熱鋼蠕變試驗

金屬材料的微觀組織結(jié)構(gòu)是決定其宏觀力學性能的重要因素,為此通過研究P12耐熱鋼蠕變過程中微觀組織演化情況揭示其蠕變斷裂機理。為獲得不同蠕變時間下的P12耐熱鋼試樣,對P12耐熱鋼在630 ℃、70 MPa應(yīng)力條件下進行了一系列不同加載時間(0～360 h,步長為30 h)的蠕變試驗,試樣編號為0～12號,其中0號為原始材料試樣,不參與蠕變試驗。所有蠕變試驗均在如圖1所示的RDJ系列機械式蠕變持久試驗機上進行。最終,蠕變試驗后的1～12號試樣如圖2 所示。

圖1 RDJ系列機械式蠕變持久試驗機

圖2 蠕變后的1～12號試樣

1.2 P12耐熱鋼微觀組織檢測試驗

為探究P12耐熱鋼蠕變過程中微觀組織的演化情況,對上述0～12號試樣進行金相顯微組織檢測。檢測流程為: 取試樣的截面樣、 鑲嵌、 磨制、 拋光、 腐蝕、 觀察組織, 其中截面樣選取在試樣正中央位置。所有試樣的檢測觀察倍數(shù)均分別為100×、200×、500×和1 000×。圖3所示為0號試樣的金相顯微組織圖像,白色區(qū)域為鐵素體組織,黑色區(qū)域為珠光體組織,需要說明的是,白色區(qū)域中的黑色小點并非為珠光體組織,而是碳化物。

圖3 0號試樣的金相顯微組織圖像

圖4所示為1～12號試樣觀測倍數(shù)為1 000×的金相顯微組織圖像。由圖4可知,1～6號試樣金相組織成分為鐵素體、珠光體和極少量的碳化物,而7～12號試樣金相組織成分為鐵素體、珠光體和大量的碳化物,且蠕變時間越長,碳化物的分析量越多。

圖4 1～12號試樣的金相顯微組織圖像(1 000×)

為了進一步研究P12耐熱鋼在高溫蠕變條件下微觀組織結(jié)構(gòu)的變化情況,尤其是其珠光體組織的演化情況,對P12耐熱鋼部分試樣(0、3、6、8～12號)進行具有更高放大倍數(shù)的掃描電鏡分析。上述試樣的檢測觀察倍數(shù)為2 000×、5 000×、10 000×、15 000×和20 000×。圖5所示為0號試樣的掃描電鏡圖像,深色區(qū)域為鐵素體基體,淺色突出區(qū)域為滲碳體組織,而深色區(qū)域中出現(xiàn)的淺色白點為碳化物。圖6所示為上述8個試樣觀測倍數(shù)為20 000×的掃描電鏡圖像。由圖6可知,隨著蠕變時間的延長,珠光體組織發(fā)生了明顯的球化現(xiàn)象,滲碳體組織的形狀由片狀逐漸變化為球狀或粒狀,其尺寸和數(shù)量也隨蠕變時間的累積而下降。

圖5 0號試樣的掃描電鏡圖像

2 P12耐熱鋼蠕變過程中微觀組織演化的定量研究

由圖4和圖6可知,隨著蠕變時間的延長,P12耐熱鋼微觀組織發(fā)生了明顯的變化,主要體現(xiàn)在珠光體球化和碳化物析出兩方面。為了定量分析其微觀組織演化情況,即定量確定碳化物析出情況以及珠光體球化情況,本文基于Python語言并結(jié)合計算機圖像技術(shù)對各試樣的金相顯微組織圖像和掃描電鏡圖像進行圖像處理。

2.1 碳化物析出程度隨蠕變時間的變化

為研究P12耐熱鋼蠕變過程中碳化物析出程度的變化情況,對0～12號試樣中觀測倍數(shù)為1 000×的金相顯微組織圖像進行圖像處理,具體步驟包括:圖像二值化處理、填充孔洞、分水嶺分割、降噪處理、編號、統(tǒng)計分析。圖7所示為經(jīng)圖像處理后的12號試樣的金相顯微組織,圖像中將碳化物逐一進行了編號,統(tǒng)計碳化物編號數(shù)即可得到其碳化物個數(shù),而對每個碳化物區(qū)域進行像素點統(tǒng)計可以獲得每個碳化物區(qū)域的面積等數(shù)據(jù)。

表1所示為0～12號試樣中碳化物個數(shù)、 總面積、 平均面積和組織占比。很明顯, 隨著蠕變時間的不斷累加, 整體上P12耐熱鋼微觀組織中碳化物析出程度不斷上升。這種上升不僅體現(xiàn)在碳化物的數(shù)量上, 碳化物平均尺寸也隨之上升, 也就是說蠕變過程中P12耐熱鋼微觀組織中的碳化物組織在不斷“生長”。此外, 碳化物組織占比也隨著蠕變程度的加深而增大, 未服役P12耐熱鋼材料(0號試樣)中碳化物組織僅有0.010%,而在11號試樣中(即持久時間為330 h)碳化物組織占比卻高達3.459%。而碳化物的析出或?qū)⑷趸饘俨牧系暮暧^力學性能, 尤其是耐熱鋼的斷裂韌性(抵抗裂紋擴展能力), 這意味著P12耐熱鋼發(fā)生蠕變斷裂或許在一定程度上是由碳化物大量析出導致其抵抗裂紋能力下降而造成的。

2.2 珠光體球化程度隨蠕變時間的變化

珠光體球化是指當溫度較高時,原子活動力增強,擴散速度增加,片狀滲碳體便逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹闋? 再積聚成大球團, 從而使材料的屈服點、 抗拉強度、 沖擊韌性、 蠕變極限和持久極限產(chǎn)生下降的現(xiàn)象【8】。為定量分析蠕變過程中P12耐熱鋼微觀組織中珠光體球化的情況, 對圖6中的8個試樣觀測倍數(shù)為20 000×的掃描電鏡圖像進行圖像處理, 以獲得其珠光體球化級別、 滲碳體數(shù)量、 滲碳體總面積和滲碳體平均面積等數(shù)據(jù), 如表2所示。

由表2可知,隨著蠕變時間的不斷延長,P12耐熱鋼中珠光體組織發(fā)生了明顯的球化現(xiàn)象,值得注意的是,12號試樣在630 ℃、70 MPa應(yīng)力條件下只進行了360 h的蠕變試驗,試樣的球化等級已經(jīng)高達3級,可以預(yù)見,若蠕變時間繼續(xù)延長幾千或上萬小時,其球化等級會更高或完全球化,甚至有可能斷裂,說明P12耐熱鋼在超溫狀況下材料性能將隨蠕變時間延長而進一步劣化。而滲碳體數(shù)量隨著蠕變時間的累積而減少。此外,滲碳體的尺寸也發(fā)生了明顯的變化,0～12號試樣的平均面積由2.26×10-4μm2降低到1.51×10-4μm2。由此可見,珠光體球化在P12耐熱鋼的蠕變斷裂過程中起到重要的作用。

3 基于Manson-Haferd參數(shù)法的P12高溫蒸汽管道壽命預(yù)測分析

3.1 Manson-Haferd參數(shù)法

Manson和Haferd【9】對金屬材料的高溫持久試驗數(shù)據(jù)進行分析時,發(fā)現(xiàn)應(yīng)力一定時溫度和斷裂時間的對數(shù)之間呈線性關(guān)系,如式(1)所示。

PMH(σ)=(lgtr-lgta)/(T-Ta)

(1)

式中:PMH(σ)——與應(yīng)力σ有關(guān)的Manson-Haferd參數(shù);

T——絕對溫度,K;

tr——斷裂時間,h;

lgta、Ta——為與金屬自身相關(guān)的材料常數(shù)。

由于目前缺乏P12耐熱鋼高溫持久試驗數(shù)據(jù),并不能直接確定其材料常數(shù)lgta和Ta。但一直以來M-H常數(shù)(Ta、lgta)都被認為是兩個相對獨立的數(shù)值,在數(shù)據(jù)處理過程中往往需要確定這兩個常數(shù)的值。前期工作【10】表明,許多耐熱鋼的M-H常數(shù)(Ta、lgta)之間存在良好的線性關(guān)系,如圖8所示。分析發(fā)現(xiàn),在直線上選取不同的M-H 常數(shù)對預(yù)測精度的影響較小,即M-H常數(shù)(Ta、lgta)可以在圖8所示直線上較寬的范圍內(nèi)取值,并且對預(yù)測精度的影響不大。這同時也提出了一種可能性:可以選取1組M-H常數(shù)來關(guān)聯(lián)部分鋼種的持久性能數(shù)據(jù),這樣不僅可使高溫性能數(shù)據(jù)的外推變得簡便,還能使之保持較高的預(yù)測精度。

日本國立材料研究所NIMS中牌號為1Cr-0.5Mo鋼與P12耐熱鋼具有極為相近的成分與力學性能,所以本文暫時以1Cr-0.5Mo鋼的材料常數(shù)lgta和Ta作為P12耐熱鋼的材料常數(shù),即lgta取值為510,Ta取值為13.097 98,待積累一定的P12耐熱鋼高溫持久試驗數(shù)據(jù)后再進行修正。因此,對于P12耐熱鋼,式(1)可描述為式(2)。

PMH(σ)=(lgtr-510)/(T-13.097 98)

(2)

通過式(2)可以對一定溫度、應(yīng)力條件下的P12耐熱鋼設(shè)備進行壽命預(yù)測。但其中PMH(σ)目前并不知曉,因此還需確定P12耐熱鋼的PMH(σ)參數(shù)。

3.2 P12耐熱鋼PMH(σ)參數(shù)的確定

為獲取P12耐熱鋼PMH(σ)參數(shù)與應(yīng)力σ之間的關(guān)系,對P12耐熱鋼進行系列高溫持久試驗,結(jié)果如表3所示。

對表3中的持久試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)擬合(如圖9所示),發(fā)現(xiàn)PMH(σ)與應(yīng)力σ之間的關(guān)系可以采用多項式進行描述,如式(3)所示。

圖9 P12耐熱鋼高溫持久試驗數(shù)據(jù)擬合

PMH(σ)=0.171 87-0.296 44lgσ+

0.150 38(lgσ)2-0.026 22(lgσ)3

(3)

由于項目科研經(jīng)費有限,持久試驗數(shù)據(jù)較少,持久試驗的最長時間只有300 h,所以式(3)的精度有待大量試驗數(shù)據(jù)進行修正和驗證,后續(xù)將持續(xù)開展持久試驗工作。

3.3 P12耐熱鋼高溫蒸汽管道的壽命預(yù)測

P12耐熱鋼高溫蒸汽管道規(guī)格為DN350,即外徑355.6 mm,壁厚15.5 mm,管道的內(nèi)壓折算應(yīng)力σ為43.15 MPa,服役溫度條件為520 ℃。將上述條件參數(shù)帶入式(3)并聯(lián)立式(2)可得:

(4)

求解式(4)可算出內(nèi)壓折算應(yīng)力σ為43.15 MPa、服役溫度為520 ℃的P12耐熱鋼高溫蒸汽管道的服役壽命為19.98萬h。

4 結(jié)論

為探究P12耐熱鋼蠕變斷裂機理并預(yù)測P12耐熱鋼高溫蒸汽管道服役壽命,進行了系列高溫蠕變試驗、高溫持久試驗、金相顯微組織檢測試驗和掃描電鏡試驗,并基于Python語言以及結(jié)合計算機圖像處理技術(shù)對P12耐熱鋼微觀組織圖像進行圖像處理,得到了以下結(jié)論:

1) 蠕變時間的延長會加劇碳化物的析出程度,一方面碳化物的數(shù)量不斷上升,另一方面碳化物的尺寸也隨蠕變時間的累積而增大,這意味著碳化物組織在P12耐熱鋼蠕變過程中是不斷成長的,這或?qū)档蚉12耐熱鋼的力學性能。

2) 蠕變現(xiàn)象的發(fā)生同時會導致P12耐熱鋼微觀組織中的珠光體成分發(fā)生球化現(xiàn)象,當蠕變時間達到360 h時,P12耐熱鋼珠光體球化級別高達3級,且隨蠕變時間的持續(xù)延長,珠光體球化級別或?qū)⒏?。此?珠光體中的滲碳體尺寸、數(shù)量隨蠕變時間的增大而減小,這或?qū)⑹荘12耐熱鋼蠕變斷裂的重要機理之一。

3) 通過高溫持久試驗可以歸納出P12耐熱鋼Manson-Haferd參數(shù)PMH(σ)與應(yīng)力σ之間的關(guān)系,由此可確定P12耐熱鋼溫度-應(yīng)力-時間三者之間的關(guān)系式,進而可外推預(yù)測P12耐熱鋼高溫蒸汽管道的服役壽命。