ZG40Cr25Ni20爐管的斷裂韌性試驗及斷口形貌分析*

何家勝 胡 雄 朱曉明 劉 洋

（武漢工程大學機電工程學院)(中國石油化工股份有限公司武漢分公司)

ZG40Cr25Ni20爐管的斷裂韌性試驗及斷口形貌分析*

何家勝**胡 雄 朱曉明 劉 洋

（武漢工程大學機電工程學院)(中國石油化工股份有限公司武漢分公司)

將斷裂力學原理應(yīng)用于爐管壽命預測。采用試驗機對服役3×104h的爐管和未服役爐管的斷裂韌性進行了試驗分析，并采用掃描電鏡對試件斷口進行了形貌分析。結(jié)果表明：與未服役爐管相比，服役后爐管的斷裂韌性顯著下降，抵抗裂紋擴展的能力減弱；服役后爐管的斷裂面沒有裂紋穩(wěn)態(tài)擴展區(qū)和宏觀塑性變形，斷裂面微觀形貌呈典型的脆性斷裂特征。

爐管 轉(zhuǎn)化爐 斷裂力學 斷裂韌性 微觀形貌 試驗機

制氫轉(zhuǎn)化爐[1-2]廣泛應(yīng)用于石油化工行業(yè)。爐管是制氫轉(zhuǎn)化爐的核心零部件。ZG40Cr25Ni20管是一種耐高溫合金管，且具有良好的導熱性、耐高溫腐蝕性能，因此常用作制氫轉(zhuǎn)化爐爐管[3]。由于制氫轉(zhuǎn)化爐運行工況苛刻[4-5]，制氫裝置的工作溫度可以達到800～1000℃，工作壓力可以達到0.5～4 MPa，因此爐管往往容易發(fā)生開裂等損傷。國內(nèi)外已有機構(gòu)和學者對此做了一些研究與分析工作[6-9]。美國石油學會評定標準API 530對非裂紋損傷的爐管研究較為完善。國內(nèi)有些學者除了沿用上述方法外，還采用金相法定性或半定量地評定爐管蠕變損傷等級以進行安全評定。上述方法均具有一定的局限性，API 530只對部分高溫材料在100 000 h以上外推有一定的精度，而金相法又缺乏一定的理論支撐且不能定量描述，安全性評估存在不足。

為了進一步對服役爐管的壽命進行評定，從斷裂力學中引入斷裂韌度[10]的概念。斷裂韌度能夠表征材料抵抗裂紋擴展的能力，因而其實際測量值在結(jié)構(gòu)的安全評定與可靠性研究中占有重要地位。本文對服役3×104h的ZG40Cr25Ni20爐管和同樣材料未服役的爐管取樣，依據(jù)GB 4161—2007采用三點彎曲標準試樣進行了斷裂韌度試驗，并利用掃描電鏡進行了斷口微觀形貌分析，研究了爐管斷裂韌度變化時對應(yīng)的材料微觀形貌的變化。研究結(jié)果對服役材料的力學性能預測與安全評定具有一定的指導作用，對保證制氫轉(zhuǎn)化爐乃至整個制氫裝置長周期安全運行具有重要的意義。

1 爐管試樣的試驗分析

1.1 爐管平面斷裂韌度KⅠC的測試

根據(jù)GB 4161—2007 《金屬材料平面應(yīng)變斷裂韌度KIC試驗方法》，本次試驗選擇三點彎曲試樣。試樣越厚，其斷裂韌度值越接近材料的有效值。由于爐管厚度條件所限 （服役過的爐管尺寸為?120 mm×12 mm，未服役的爐管尺寸為 ?75.5 mm×19.5 mm），所以試樣沿爐管環(huán)向截取。試樣尺寸和標號規(guī)定如下。

（1）服役過的爐管：寬度W=18 mm，厚度B= 9 mm，取3個試樣，分別標號為S01、S02、S03。

（2）未服役的爐管：W=32 mm，B=16 mm，取3個試樣，分別標號為S04、S05、S06。

對每個試樣的實際厚度和寬度進行了測量，且通過多次測量取其算術(shù)平均值，具體數(shù)據(jù)見表1。

表1 三點彎曲試樣尺寸

使加載線通過試樣跨距的中點，偏差小于跨距的1%。測量跨距，準確到名義長度的0.5%。使裂紋頂端位于跨距的正中，準確到跨距的1%，同時試樣應(yīng)與支承輥垂直，偏差在±2°以內(nèi)。保證支承輥和壓頭與試樣的接觸面互相平行，偏差不得大于0.002W。試樣放好后，安裝引伸計時應(yīng)使刀口與引伸計的凹槽配合好。試樣的安裝如圖1所示。本次試驗使用的設(shè)備是MTS 810（material test system 810）試驗機。

首先取S01試樣，預制裂紋在試驗機上完成，載荷類型為脈動疲勞載荷。在本次試驗的過程中，當疲勞載荷剛加到4.470 6 kN，循環(huán)僅97次時，試樣就迅速斷裂。這說明材料已經(jīng)發(fā)生了嚴重的脆化。緊接著取S02試樣，加載疲勞載荷。鑒于上一根試樣很快就斷裂了，這次將載荷適當調(diào)小，可是當最大載荷達到2.54 kN，僅僅循環(huán)45次時，試件又迅速斷掉。

因S01、S02試樣均是在低于材料斷裂強度的情況下迅速斷裂的，且由于疲勞載荷的不確定性，所以對S03試樣采用手動加載。最終加載結(jié)果產(chǎn)生了預制裂紋，并且得到了斷裂韌度 KQ，如圖 2、圖3所示。

圖1 三點彎曲試驗

圖2 S03試樣斷口宏觀形貌

圖3 試樣斷裂韌度試驗結(jié)果

試驗結(jié)果：預制裂紋長度a=8.864 4 mm，KQ=0.751 9 kN/mm1.5，即為23.8 MPa·m0.5。

試驗測試值KQ是否確實為該材料的KIC，須通過有效性判斷。未通過有效性判斷的KQ稱為條件斷裂韌度，表征為在某一厚度下的斷裂韌性。

KQ必須滿足下列兩個條件[11]：

由常溫拉伸試驗可知，材料的屈服極限為σs＝284 MPa。通過計算可知，KQ不能滿足上述兩個條件，即所測得的值為條件斷裂韌度。造成這個結(jié)果的原因： （1）試樣厚度不夠； （2）試驗次數(shù)太少等。雖然試驗沒有得到材料的平面斷裂韌性值KIC，但所測得的KQ也能表征爐管在9 mm厚度下的斷裂韌性[12-13]。

由于試樣尺寸等原因，不能滿足平面應(yīng)變的條件，所以未能得到有效的KQ值。延性斷裂韌度JQ沒有這樣嚴格的限制，所以對未服役的爐管 （S04、S05、S06試樣）進行三點彎曲試驗時，我們采用了求材料延性斷裂韌度的方法，JQ通過所示的穩(wěn)態(tài)加載曲線及J-Δa關(guān)系曲線得到。

根據(jù)圖4所示的穩(wěn)態(tài)加載過程，采用柔度法計算，可以得到一系列的 （J，Δa）數(shù)據(jù)點。然后通過有效區(qū)間的定義、擬合與回歸，如圖5所示，得到的JQ值通過了有效性判定，此時的JQ等于JIC＝63 kN/m。根據(jù)公式[14]J＝K2/E計算可得，K＝113.8 MPa·m0.5。該K值在小范圍屈服的情況下等同于KIC。對比舊爐管，可知服役后爐管材料的平面斷裂韌性顯著下降。

圖4 穩(wěn)態(tài)裂紋擴展加載曲線

1.2 斷口微觀檢查與分析

采用掃描電鏡分別對服役過和未服役爐管的三點彎曲試樣斷口進行掃描分析，得到裂紋萌生、準靜態(tài)擴展和瞬斷處的微觀形貌圖[15]， 如圖 6～圖11所示。

圖5 J-Δa關(guān)系曲線

圖6 裂紋萌生區(qū)與瞬斷區(qū)交界處微觀形貌

圖7 萌生區(qū)與準靜態(tài)擴展區(qū)交界處微觀形貌（未服役爐管）

圖8 萌生區(qū)微觀形貌

圖9 準靜態(tài)擴展區(qū)微觀形貌 （未服役爐管）

圖10 瞬斷區(qū)微觀形貌

圖11 瞬斷區(qū)微觀形貌 （未服役爐管）

由圖6、圖8、圖10可知，服役后爐管的三點彎曲試樣斷口的微觀形貌呈層狀結(jié)構(gòu)，基本沒有發(fā)生塑性變形，抵抗裂紋擴展的能力較弱。而由圖7、圖9、圖11可知，未服役的爐管發(fā)生了較大的塑性變形，微觀形貌呈韌窩狀，抵抗裂紋擴展的能力較強。結(jié)合三點彎曲試驗得到的爐管平面斷裂韌性值，可知材料平面斷裂韌性的變化與其微觀組織變化有著一定的對應(yīng)關(guān)系。

2 結(jié)論

通過對服役和未服役的爐管試樣進行試驗分析，可以得到以下結(jié)論：

（1）經(jīng)高溫服役后的爐管，材料的平面應(yīng)變斷裂韌性明顯下降，抵抗裂紋擴展的能力減弱；微觀組織發(fā)生了很大變化，晶粒晶界之間結(jié)合力減弱。

（2）服役過的爐管在稍大疲勞載荷下即發(fā)生斷裂，不能生成裂紋穩(wěn)態(tài)擴展區(qū)，而未服役爐管在較大疲勞載荷下能產(chǎn)生裂紋萌生、穩(wěn)態(tài)擴展和瞬態(tài)斷裂三個階段。

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Test of Fracture Toughness for ZG40Cr25Ni20 Furnace Tube and Microstructure Analysis of Corresponding Fracture Surface

He Jiasheng Hu Xiong Zhu Xiaoming Liu Yang

The principle of fracture mechanics was applied to the life prediction of furnace tube.The fracture toughnesses of the furnace tube after serving 30 000 hours and a new furnace tube were tested with the MTS810 tester,and the microstructures of fracture surfaces were analyzed by scanning electron microscope (SEM).The results showed that the fracture toughness of the furnace tube after service decreased greatly compared with that of the new furnace tube,and the resistance to crack propagation was weakened.The fracture surface of the furnace tube after service didn't have the zone of steady expansion and the macroscopic plastic deformation,and the microstructure of fracture surface showed typical features of brittle fracture.

Fracture tube;Reformer;Fracture mechanics;Fracture toughness;Microstructure;Tester

TQ 054+.4

10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2017.04.003

2016-07-15)

*武漢市科技攻關(guān)計劃項目(201160823266)。

**何家勝，男，1958年生，碩士，教授。武漢市，430205。