小沖桿試驗測試回火脆化對加氫反應器用鋼焊縫力學性能的影響

張恩勇，喻 燦，徐一飛，關凱書

（華東理工大學承壓系統與安全教育部重點實驗室，上海200237）

0 引 言

石油煉制工業中的加氫反應器常處于375～575℃的工作環境中，該溫度正處在加氫反應器焊縫（2.25Cr-1Mo鋼）的回火脆化溫度區，因此焊縫回火脆化難以避免。國內外針對2.25Cr-1Mo鋼焊縫回火脆化的研究很多，但大多數研究是以傳統的力學性能試驗為基礎，需要大量試樣，且取樣時往往對設備造成一定的損傷和破壞，因此很難直接獲得材料經長期運行后性能的劣化狀況。

Manaha等［1］首先提出了用于研究長期服役核電材料經中子輻照后脆化的小沖桿試驗（SPT）法。該方法所用試樣很小，厚度僅為0.5mm，這使得在不影響設備正常使用前提下從在役設備上取樣并確定材料的實際性能成為可能［2］，它是一種既有效、又經濟的測試手段［3］。經過幾十年的發展，小沖桿試驗已在測定材料的常規力學性能、韌脆轉變溫度、斷裂韌性和蠕變性能等方面取得了較大進展。

目前，針對加氫反應器用2.25Cr-1Mo鋼焊縫回火脆化的小沖桿試驗研究還很少。因此，作者對回火脆態及脫脆熱處理后的2.25Cr-1Mo鋼焊縫進行了低溫小沖桿試驗，研究了它們的拉伸性能以及韌脆轉變溫度，并分析了試樣的斷口形貌。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試樣隨機取自某石化企業高溫運行100 000h后加氫反應器上的2.25Cr-1Mo鋼焊縫，其化學成分見表1。加氫反應器的工作條件：溫度427℃，壓力17.2MPa，介質為H2和H2S混合氣；經過高溫運行100 000h后材料已經發生回火脆化（簡稱回火態）。對部分焊縫試樣進行脫脆處理，脫脆工藝為600℃×2h后空冷。

先將脫脆處理前后的2.25Cr-1Mo鋼焊縫加工成φ10mm，厚度0.6mm的小圓片，并分別記為回火態和脫脆態試樣；然后用金相砂紙粗磨，再用1200＃金相砂紙精磨至（0.5±0.01）mm 厚，去除線切割引起的切割紋路和表面受熱硬化層，嚴格控制圓片的厚度和表面粗糙度，保證試驗的可靠性。

表1 2.25Cr-1Mo鋼焊縫的化學成分（質量分數）Tab.1 Chemical composition of 2.25Cr-1Mo steel weld（mass） %

1.2 試驗方法

進行小沖桿試驗時將試樣通過螺釘固定在上、下夾頭之間，限制其自由移動，如圖1所示，采用電子萬能試驗機對試樣進行加載，直至試樣破裂，試驗機自動停止加載并記錄試驗過程中的載荷-下壓位移數據。

圖1 小沖桿試驗裝置示意Fig.1 Schematic illustration of SPT equipment

對回火態和脫脆態試樣進行小沖桿試驗（-196～22℃）和常規沖擊試驗（-40～160℃）。在小沖桿試驗過程中通過專用的低溫環境箱來控制試驗溫度并保溫足夠長時間（10min），沖桿速度為1.5mm·min-1，脫脆態試樣進行兩組平行試驗，回火態試樣進行三組平行試驗；常規沖擊試驗采用標準V型缺口試樣，按照GB/T 229-2007《金屬夏比缺口沖擊試驗方法》進行。

2 試驗結果與討論

2.1 拉伸性能

圖2 不同溫度下回火態和脫脆態試樣的SPT載荷-位移曲線Fig.2 SPT load-displacement curves of tempered sample（a）and de-embrittled sample（b）at different temperatures

由圖2可見，在試驗溫度范圍內，隨著溫度降低，SPT載荷-位移曲線斜率逐漸增大，當溫度降至-160℃后，曲線斜率基本不再變化；隨著溫度降低，斷裂點的位移逐漸減小，斷裂的最大載荷先升高后降低；當溫度降低到一定值時，曲線中沒有載荷下降階段而直接斷裂，即試樣的斷裂形式由韌性斷裂逐漸變成脆性斷裂。

對比回火態和脫脆態試樣的SPT載荷-位移曲線可以發現，脫脆態試樣在-120℃的曲線上出現了載荷的下降階段，而回火態的曲線則是直接斷裂。這說明脫脆處理使得2.25Cr-1Mo鋼焊縫的韌性得到恢復。此外，經過脫脆處理后，焊縫斷裂的最大載荷變大。

SPT載荷-位移曲線上沒有如同單軸拉伸曲線那樣明顯的屈服點［4］。確定小沖桿試驗屈服載荷的方法較多，最為常用的方法［5］是將載荷-位移曲線的第一段和第二段取出，如圖3所示，運用最小二乘法對曲線的第一段進行擬合，擬合初始點為坐標原點；然后再對曲線的第二段進行最小二乘法擬合，擬合的終點為B（位移為0.5mm），這樣就可以獲得兩條擬合直線L1與L2的交點，確定該交點橫坐標在載荷-位移曲線上對應的點A，把此點的載荷定義為小沖桿的屈服載荷Fe，載荷-位移曲線的最高點對應的載荷定義為抗拉載荷Fm。然后將Fe及Fm與對應的標準拉伸的屈服強度和抗拉強度數據進行經驗關聯，從而建立小沖桿試驗特征值（屈服載荷、抗拉載荷）與標準拉伸試驗特征值（屈服強度、抗拉強度）的關聯公式。

圖3 SPT屈服載荷的確定方法Fig.3 Determination method of SPT yield load

將作者課題組根據28種材料擬合的拉伸強度經驗關聯公式應用于計算2.25Cr-1Mo鋼焊縫的屈服強度和抗拉強度。

式中：ReL為屈服強度；Rm為抗拉強度；h0為試樣初始厚度；um為最大載荷對應的位移。

由圖4可見，通過關聯式計算得到的回火態與脫脆態試樣的屈服強度和抗拉強度都隨溫度的降低而逐漸升高，它們隨溫度的變化趨勢基本一致，但回火態試樣的屈服強度和抗拉強度較脫脆態試樣的明顯大。這種現象表明回火脆化使得2.25Cr-1Mo鋼焊縫發生了回火強化效應［6］。由于該數據是SPT測試后通過擬合公式得到的，對于其是否能正確地表征材料的回火脆化程度，需要進一步核實。

圖4 回火態與脫脆態試樣的屈服強度與抗拉強度Fig.4 Yield strength and tensile strength of tempered and de-embrittled samples

2.2 韌脆轉變溫度

Finarelli等［7］曾通過特別裝置對小沖桿試驗過程中試樣中裂紋的產生及擴展情況進行觀察，發現裂紋從最高載荷點Fm附近開始產生，并逐漸擴展，直到斷裂。因此將載荷-位移曲線包圍的面積進行積分計算，所得的結果就可近似為小沖桿試樣的斷裂能。在沖擊試驗中，沖擊功和試驗溫度的關系通常用Boltzmann函數和雙曲正切函數表示。對于一般材料而言，前者有較好的關聯系數和較小的誤差［8-9］。因此這里通過Boltzmann函數對小沖桿試樣斷裂能隨試驗溫度的關系進行擬合。

由圖5可見，隨溫度降低，SPT試樣斷裂能先逐步增大，然后又急劇減小，當溫度降低至-196℃時，斷裂能逐漸趨于平緩；脫脆態和回火態試樣SPT斷裂能的最大值分別出現在-120℃和-100℃左右，而且回火態試樣的SPT斷裂能曲線明顯偏向高溫側，脫脆態試樣的則偏向低溫側，這與沖擊試驗所得結果（見圖6）一致。

圖5 回火態與脫脆態試樣的SPT斷裂能-溫度曲線Fig.5 SPT fracture energy vs temperature curves of tempered and de-embrittled samples

圖6 回火態和脫脆態試樣的沖擊功-溫度曲線Fig.6 Impact energy vs temperature curves of tempered and de-embrittled samples

有研究者［10-11］將SPT斷裂能-溫度曲線上最高點的1/2處所對應的溫度定義為小沖桿的韌脆轉變溫度tSP，也有學者［12］把最大斷裂能與最小斷裂能平均值對應點的溫度定義為韌脆轉變溫度。觀察SPT斷裂能-溫度曲線可以發現，在-196℃處出現了近似沖擊試驗的下平臺，因此與沖擊試驗一樣，作者把上下平臺中間點所對應的溫度定義為小沖桿的韌脆轉變溫度。經計算可知，回火態試樣的tSP為-140℃，而脫脆態試樣的tSP為-166℃。

在工程中，常用V型缺口試樣的沖擊試驗來評價材料的回火脆性，用沖擊功為54J所對應的轉變溫度（tVTr54）或50%斷口纖維率所對應的轉變溫度（tFATT）作為韌脆轉變溫度的，回火態和脫脆態試樣的韌脆轉變溫度差（ΔtVTr54或ΔtFATT）即表示回火脆化程度（即回火脆化量）。

同樣，可以用小沖桿試驗獲得的回火態和脫脆態試樣韌脆轉變溫度的差值ΔtSP來評定其回火脆化量，小沖桿試驗和沖擊試驗得到的韌脆轉變溫度及回火脆化量見表2。由表可見，小沖桿試驗得到的韌脆轉變溫度tSP比沖擊試驗得到的韌脆轉變溫度tVTr54（或tFATT）低，沖擊試驗得到的回火脆化量為80℃左右，小沖桿試驗得到的回火脆化量為26℃。可見，小沖桿試驗可以用于評定材料的回火脆化，但所得的回火脆化程度小于常規沖擊試驗的結果。

表2 不同試驗方法獲得的回火態和脫脆態試樣韌脆轉變溫度及回火脆化量Tab.2 Ductile-brittle transition temperature and temper embrittlement of tempered and de-embrittled samples determined by different test methods ℃

2.3 斷口形貌

由圖7，8可見，隨著溫度降低，SPT斷口的頸縮越來越少，在-196℃時則直接表現為脆性斷裂；回火態試樣的SPT斷裂形式逐漸由韌性斷裂轉變為脆性斷裂，脫脆態試樣與回火態的規律基本一致，不同點在于，-160℃時脫脆態試樣斷口上仍有大面積頸縮，未出現直線型裂紋。這與SPT斷裂能計算結果相符合，即回火態試樣的tSP為-140℃，故在-160℃時為脆性斷裂，而脫脆態試樣的tSP為-166℃，故在-160℃時還未發生完全脆斷。可見，SPT斷口形貌可以表征材料的韌脆轉變特性。

由圖9，10可見，回火態試樣在-30℃（斷裂能擬合上平臺）時的斷口形貌呈全韌窩狀；-160℃（轉變區）時斷口形貌中出現了解理花樣，還有少量韌窩；-196℃時的斷口上基本不存在韌窩，為解理狀斷口。即隨著溫度的降低解理形貌所占比例增大，表現出了明顯的韌脆轉變特性，與SPT斷裂能計算結果相符合，說明SPT斷裂能可以表征回火脆化材料的韌脆轉變特性。

脫脆態試樣SPT斷口SEM形貌的變化規律與回火態試樣的基本一致，兩者的不同點在于，在-160℃時，脫脆態試樣SPT斷口中的韌窩較多。這說明在相同的SPT測試溫度下，回火脆化后材料的脆性更大，與斷口宏觀形貌趨勢和斷裂能計算結果一致，進一步說明SPT斷裂能可以有效地表征材料的回火脆化特性。

圖7 不同溫度下回火態試樣SPT斷口的宏觀形貌Fig.7 Macrographs of SPT fracture of tempered sample at different temperatures

圖8 不同溫度下脫脆態試樣SPT斷口的宏觀形貌Fig.8 Macrographs of SPT fracture of de-embrittled sample at different temperatures

圖9 不同溫度下回火態試樣SPT斷口的SEM形貌Fig.9 SEM morphology of SPT fracture of tempered sample at different temperatures

圖10 不同溫度下脫脆態試樣SPT斷口的SEM形貌Fig.10 SEM morphology of SPT fracture of de-embrittled sample at different temperatures

3 結 論

（1）在22～-196℃的溫度范圍內，回火態和脫脆態2.25Cr-1Mo鋼焊縫的屈服強度和抗拉強度均隨試驗溫度的降低而逐漸升高；回火脆化后的屈服強度和抗拉強度較脫脆處理后的明顯大，表現出一定的回火強化效應。

（2）小沖桿試驗得到回火態和脫脆態試樣的韌脆轉變溫度分別為-140℃和-166℃，韌脆轉變溫度差值（回火脆化量）為26℃，比沖擊試驗結果的（82 ℃）小。

（3）隨著溫度降低，試樣斷口形貌由全韌窩狀轉變為解理狀，斷裂形式由韌性斷裂轉變為脆性斷裂，說明其斷裂能可以用來表征材料的韌脆轉變特性，即小沖桿試驗可以用來評定材料的回火脆化程度。

［1］MANAHAN M，ARGON A，HARLING O.The development of a miniaturized disk bend test for the determination of post-irradiation mechanical properties［J］.Journal of Nuclear Materials，1981，104：1545-1550.

［2］關凱書，王志文.材料微觀缺陷對其小沖桿試驗結果的影響［J］.機械工程材料，2011，35（4）：25-27.

［3］楊正，楊思晟，凌祥，等.小沖孔能量法評價Q345R的屈服強度［J］.塑性工程學報，2012，19（6）：95-101.

［4］關凱書，黃奕昶，李璞.小沖桿測試材料屈服載荷的有限元分析［J］.塑性工程學報，2007，14（6）：152-156.

［5］MAO X，TAKAHASH I.Development of a further mirriaturized specimen of 3mm diameter for tem disk（3mm）smallpunch test［J］.Journal of Nuclear Materials，1987，150：42-52.

［6］鐘巍華，佟振峰，張長義，等.小沖桿測試輻照對反應器壓力容器鋼力學性能的影響［J］.金屬學報，2011，47（9）：1205-1209.

［7］FINARELLI D，CARSUGHI F，JUNG P.The small ball punch test at FZJ［J］.Journal of Nuclear Materials，2008，337：65-71.

［8］劉加高，饒謀生，左上軍.材料韌脆轉變溫度數據處理方法［J］.化學工程與裝備，2010（4）：90-91.

［9］周玉昌，夏翔鳴.CrMo鋼材料韌脆轉變溫度曲線的回歸分析［J］.壓力容器，2003，20（6）：13-18.

［10］KIM M C，OH Y J，LEE B S.Evaluation of ductile-brittle transition temperature before and after neutron irradiation for RPV steels using small punch tests［J］.Nuclear Engineering and Design，2005，235：1799-1805.

［11］SHEKHTER A，KIM S，CARR D G，et al.Assessment of mechanical properties of the martensitic steel EUROFER97 by means of punch tests［J］.International Journal of Pressure Vessels and Piping，2002，79：611-615.

［12］BULLOCH J H.Toughness losses in low alloy steels at high temperatures：an appraisal of certain factors concerning the small punch test［J］.International Journal Pressure Vessels and Piping，1998，75：791-804.