长时运行后高温再热器T91钢管的冲击韧性

2013-12-11张晓昱欧阳杰徐雪霞阎光宗

机械工程材料 2013年9期

柯浩，张晓昱，欧阳杰，孙涛，徐雪霞，阎光宗

（河北省电力公司电力科学研究院，石家庄050021）

0 引言

热电厂高温再热器管等常用的T91 钢的强化机制和传统耐热钢的有很大差异，其在长期运行过程中组织形态及常温力学性能变化不太显著，因此需要采用新的检测方法对其在运行过程中的老化特征进行识别和标定，并分析其运行趋势及特点，以确保设备的安全运行。

为进一步研究T91 钢长期运行后性能的变化规律，作者对某电厂运行11.5万h和6万h的T91再热器管段以及原始管段进行系列示波冲击试验，着重研究了其长期运行后韧性的变化趋势，并测定了其运行11.5万h后的韧脆转变温度（FATT50），最后结合断口特征及冲击性能研究了T91 钢韧性的变化规律。

1 试样制备与试验方法

试样均选自某发电厂9 号炉高温再热器T91钢管，再热器的工作压力为2.4 MPa，温度为540 ℃，钢管规格为φ51 mm×4 mm。1 号试样取自再热器左数第49排外1圈，其运行了11.5万h；2号试样取自同样运行条件下的再热器管，运行时间为6万h；3号试样取自原始管段。

采用RKP450型示波冲击试验机进行夏比冲击试验，1 号试样的冲击温度分别为-100，-80，-60，-50，-40，-20，0，27（常温），40，60，80 ℃，并测定其FATT50；2、3 号试样的冲击温度分别为27（常温），-20，-50，-80，-100 ℃；夏比冲击试验依据GB／T 229-2007《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》和GB／T 19748-2005《钢材夏比V 型缺口摆锤冲击试验仪器化试验方法》进行。示波冲击试验机的标称能量为300J，摆锤刀刃半径为8mm，所有试样均为2.5mm×10mm×55mm 的非标小试样，开V 型缺口。在进行高温及低温冲击试验时，考虑到试样尺寸较小，散热较为严重，故对试样的过冷和过热温度补偿值进行了调整，补偿范围为4～5 ℃。

通过FEI Quanta 400型扫描电子显微镜观察断口形貌，以确定解理断面率。

2 试验结果与讨论

2.1 冲击韧性

由表1可见，1号试样在0，27，40，60，80 ℃（上平台温度）的平均冲击吸收能（AKV8）均在21.6～24.4J之间，在0 ℃以下（下平台温度）的AKV8为5～11.1J。

由图1可知，1号试样的FATT50为-40 ℃，其在0 ℃以上进行冲击试验时表现为100%剪切断裂（40，60，80 ℃下的解理断面率与27 ℃下的十分相近，图中略），在-100 ℃以下时为纯解理断裂，可见，T91钢在长期运行后仍具有优良的塑韧性。由图1还可以看出，在27 ℃时，三个试样的断口均为1 00%剪切断裂；在-20～-100℃之间时，1号试样的解理断面率最高（韧性最差），3号试样的解理断面率最低（韧性最好），2号试样的解理断面率介于这两者之间。这说明随着运行时间的延长，T91钢的韧脆转变温度出现了明显的上升趋势，这是材料塑韧性下降的一个重要标志。

表1 1号试样在不同温度下的冲击性能Tab.1 Impact characteristics of sample 1at different temperatures

图1 1～3号试样在不同温度冲击后断口的解理断面率Fig.1 Cleavage cross section rate of fracture in samples 1，2 and 3after impacting at different temperatures

一般认为在冲击试验中，当达到最大力时，裂纹在冲击试样缺口处产生，因此把冲击最大力作为裂纹形成的依据，最大力之前所消耗的能量称为裂纹形成能Wi，最大力之后所消耗的能量称为裂纹扩展能Wp。由表1可以看出，1号试样在上温度平台的塑性很好，裂纹在扩展过程中只产生裂纹稳定扩展，与图1中对应断口的解理断面率为0一致；冲击温度为-100 ℃时，仅出现裂纹不稳定扩展，与图1中对应断口的解理断面率为100%一致；冲击温度在-20～-80 ℃时，同时具有稳定和不稳定的裂纹扩展，相应断口中的剪切断裂和解理断裂各占一定比例，如图2所示。

图2 1号试样在不同冲击温度下的断口形貌Fig.2 Fracture images of sample 1 at sifferent impact temperatures：（a）cleavage fracture rate of 27%,-20°C and（b）cleavage fracture rate of 56%,-60°C

剪切断裂和解理断裂断口的微观形貌如图3所示，它们是判断解理断面率的重要依据。

图3 1号试样在不同冲击温度下典型断口扩展区的SEM形貌Fig.3 Typical fracture propagatin zone images of sample 1 at different impcact temperatures：（a）dimple,27°C and（b）quasi-cleavage,-60°C

由于试样的厚度很小，仅为2.5 mm，这使得1号试样的裂纹形成能Wi及裂纹扩展能Wp等特征值有一定误差。由表1 可见，Wi／AKV8的分散度较大，但总的趋势是随温度升高Wi／AKV8减小，即温度升高后裂纹形成能Wi所占比例减小，但在上温度平台时Wi／AKV8随温度的升高变化不大。

另由表1可见，裂纹扩展能Wp随温度升高而增加，即材料抵抗裂纹扩展的能力提高。

2号和3 号试样的变化趋势与1 号试样的相同，都是随着试验温度的升高，冲击功AKV8和裂纹扩展能Wp增大，即材料的韧性和抵抗裂纹扩展的能力提高。冲击断口的形貌均有明显的韧窝区和解理区（图略），只是随着温度升高，解理断面率减小。

由表2，3和图4可见，随着冲击温度升高，三个试样的裂纹扩展能Wp均增加，即材料抵抗裂纹扩展的能力提高；在相同的温度下，3号试样的裂纹扩展能Wp最大，2号试样的最小，这与断口的解理断面率随温度变化的规律不同。在相同温度下，原始管段（3号试样）的裂纹扩展能Wp最大，而运行6万h与11.5万h的Wp接近。分析认为，运行后由于组织老化，碳化物在晶界析出，链珠状碳化物增加，晶内弥散碳化物减少，导致晶界弱化，使得裂纹扩展能量Wp减小，但是T91钢的位错强化明显，运行前期位错密度下降明显，伴随着前期位错运动的结果是亚结构出现初期兼并，促成亚结构略有降低；运行后期T91钢位错密度虽有降低，但趋于稳定，因此运行6 万h 与11.5 万h 的裂纹扩展能Wp变化不大。