服役脆化態HR3C鋼管的缺口敏感性

2020-03-04 03:18:58

機械工程材料 2020年2期

(中國大唐集團科學技術研究院有限公司華中電力試驗研究院，鄭州 450001)

0 引言

節約能源、減少污染物排放是目前火電機組發展的主流方向，高蒸汽參數的超臨界和超超臨界機組因具有運行可靠性好、熱效率高等優點正逐漸在全世界得到推廣[1-2]。傳統18-8型奧氏體耐熱鋼因抗蒸汽氧化性能和耐煙氣腐蝕性能較差而難以滿足高蒸汽參數火電機組發展的需要。在其基礎上，日本住友公司開發了25Cr-20Ni型HR3C耐熱鋼[3]。HR3C鋼中的鎳含量(質量分數，下同)為20%，可有效提高鋼的抗煙氣腐蝕性能；鉻含量為25%，一方面可提高鋼的抗蒸汽氧化性能，另一方面可使氮達到最大溶解度，促使鋼中析出細小彌散的NbCrN強化相，從而提高其高溫蠕變強度[4-7]。

HR3C鋼目前主要應用于我國600/605 ℃主蒸汽機組受熱面管的高溫段，在實際運行過程中，其管壁溫度可達700 ℃。HR3C鋼管長時間在高溫高壓條件下服役后，組織中的碳化物會在晶界析出并聚集長大成顆粒狀、棒狀等，進而影響其力學性能，尤其是抗沖擊性能[8-12]。羅坤杰等[9]研究表明，服役4萬h 的HR3C鋼受熱面管的沖擊韌度僅為6 J·cm-2，相比于供貨態的下降了97%；鄭子杰[10]研究發現在700 ℃下時效1 000 h后，HR3C鋼的沖擊功由供貨態的95.3 J降為9.3 J，下降約90.2%，時效10 000 h后的沖擊功僅為2.3 J，下降達97.6%。

在長時間時效后，HR3C鋼管的沖擊功極低，表明其已處于明顯的脆化狀態。材料脆化必然伴隨著缺口敏感性的提高，進而增大設備安全風險，引發安全事故。在超超臨界鍋爐運行中，脆化后的HR3C鋼管很容易發生脆性斷裂。并且，在停機檢修過程中，當HR3C鋼受熱面管受到碰撞或者其他沖擊載荷作用時，其表面極易產生凹坑、裂紋等缺陷，機組重新啟動后這些缺陷容易擴展并引起爆管[13]。然而，目前鮮有關于裂紋長度和尖端角度對脆化態HR3C鋼管性能影響的相關研究，因此作者在取自未服役和服役5萬h脆化態HR3C鋼管的拉伸試樣上預制了不同尺寸的V型和U型缺口，通過拉伸試驗研究了HR3C鋼管的缺口敏感性。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料取自某電廠超超臨界機組高溫再熱器HR3C鋼受熱面管出口段，出口處溫度為605 ℃，壓力為4.67 MPa，鋼管規格為φ57 mm×4 mm。至取樣時，機組已累計運行約5萬h。同時，取供貨態未服役的HR3C鋼管進行對比試驗。

在未服役和服役5萬h后的鋼管上截取試樣，用三氯化鐵鹽酸水溶液(50 g FeCl3+30 mL HCl+70 mL H2O)浸蝕，使用Leica DMi8 C型光學顯微鏡(OM)和JSM-7001F型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察顯微組織。按照GB/T 229-2007加工出尺寸為55 mm×10 mm×2.5 mm的V型沖擊試樣，使用XJJD-5型擺錘沖擊試驗機測試沖擊性能。根據GB/T 228.1-2010，采用全壁厚試樣進行拉伸試驗。試樣形狀和尺寸如圖1所示，平行段寬15 mm，中部兩側開V型或U型缺口，缺口尺寸見表1。使用UTM5105X型電子萬能試驗機對未開缺口試樣(光滑試樣)和缺口試樣進行室溫拉伸試驗，拉伸速度為1 mm·min-1，各測3個平行試樣。

圖1 帶缺口拉伸試樣的形狀與尺寸Fig.1 Shape and size of notched tensile samples

材料的缺口敏感性通常用缺口敏感度來表征。拉伸缺口敏感度的計算公式為

NSR=σbn/σb

(1)

式中：NSR為缺口敏感度；σbn為缺口試樣抗拉強度；σb為光滑試樣抗拉強度。

當NSR大于等于1時，表示材料對缺口不敏感；當其明顯小于1時，表示材料對缺口敏感[14]。

表1 未服役和服役鋼管拉伸試樣缺口的形狀與尺寸Table 1 Shape and size of notches in tensile samples from unserviced and serviced steel tube

2 試驗結果與討論

2.1 顯微組織和抗沖擊性能

由圖2可知，供貨態未服役HR3C鋼管組織中除含有少量未溶第二相外，晶界與晶內均無明顯碳化物聚集，而服役后鋼管中的碳化物在晶界與晶內大量析出。測試得到未服役鋼管的沖擊功為95 J，服役后鋼管的沖擊功為3.5 J，服役后的抗沖擊性能大幅度降低。由此可見，服役5萬h后HR3C鋼管發生脆化。

2.2 拉伸性能和缺口敏感性

2.2.1 缺口底部曲率半徑的影響

由圖3可知：當缺口長度均為1.00 mm時，脆化態鋼管的缺口底部曲率半徑對其抗拉強度的影響較大。當底部曲率半徑小于0.25 mm時，脆化態缺口試樣的抗拉強度較其光滑試樣的下降幅度較大，當底部曲率半徑增大至0.85 mm時，其抗拉強度與其光滑試樣的基本相當。未服役鋼管缺口試樣的抗拉強度明顯高于其光滑試樣的，這是由于缺口的存在改變了缺口前方的應力狀態，試樣所受的應力由原來的單向拉伸變為兩向或三向拉伸應力，使得試樣的抗拉強度比單向拉伸時的要高，即產生了“缺口強化”效應[15]。當缺口底部曲率半徑為0.10 mm時，脆化態缺口試樣的屈服強度較其光滑試樣的大幅下降;當缺口底部曲率半徑在0.13～0.85 mm時，其對屈服強度的影響不大。未服役鋼管缺口試樣的屈服強度大于其光滑試樣的。缺口底部曲率半徑對服役前后鋼管斷后伸長率的影響規律相似，且缺口的存在均顯著降低了斷后伸長率，這是因為當金屬材料存在缺口時，在缺口尖端會產生應力集中和三向應力狀態，使材料出現脆化傾向。

脆化態鋼管和未服役鋼管的缺口敏感度隨曲率半徑的變化規律與抗拉強度的一致。當缺口底部曲率半徑不大于0.25 mm時，脆化態鋼管的缺口敏感度遠小于1，說明其對缺口的敏感性較大；當曲率半徑大于0.7 mm時，缺口敏感度接近甚至大于1，說明其對缺口的敏感性減小并最終變得不敏感。未服役鋼管對缺口不敏感。

圖2 未服役和服役5萬h后HR3C鋼管的顯微組織Fig.2 Microstructures of HR3C steel tube before (a-b) and after 50 000 h service (c-d)：(a,c) OM morphology and (b,d) SEM morphology

圖3 未服役與服役5萬h脆化態HR3C鋼管抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率及缺口敏感度隨缺口底部曲率半徑的變化曲線 (V型缺口，角度60°，長度1.00 mm)Fig.3 Curves of tensile strength (a), yield strength (b), elongation after fracture (c) and notch sensitivity ratio (d) vs notch root curvature radius of HR3C steel tube before service and in embrittlement state after 50 000 h service (V-notch, 60° angle, 1.00 mm length)

2.2.2 缺口長度的影響

由圖4可知：脆化態V型缺口試樣的抗拉強度隨著缺口長度的增大先快速降低而后變化幅度不大，當缺口長度為0.25 mm時，抗拉強度與其光滑試樣的相近，缺口長度大于0.5 mm時，較其光滑試樣的大幅降低；V型缺口試樣的屈服強度隨缺口長度的增加而增大。U型缺口試樣的抗拉強度和屈服強度均隨著缺口長度的增加先升高后降低，其中屈服強度較其光滑試樣的升高幅度較大。缺口長度對V型和U型試樣斷后伸長率的影響規律基本一致，即隨著缺口長度的增加，斷后伸長率逐漸降低，且均低于光滑試樣的。脆化態鋼管的缺口敏感度隨著缺口長度的增加而減小，當缺口長度為0.25 mm，缺口敏感度接近1，鋼管對缺口的敏感性較小；缺口長度大于0.5 mm時，缺口敏感度遠小于1，鋼管對缺口較為敏感。脆化態HR3C鋼管對U型缺口不敏感。綜上，脆化態HR3C鋼管對V型缺口的敏感性高于對U型缺口的。

圖4 不同缺口類型下脆化態HR3C鋼管的抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率及缺口敏感度隨缺口長度的變化曲線Fig.4 Curves of tensile strength (a), yield strength (b), elongation after fracture (c) and notch sensitivity ratio (d) vs notch length of HR3C steel tube in embrittlement state with different notch types