0.   引言

在“雙碳”背景[1]下,石化行業(yè)通過提高生產過程中的反應溫度和壓力來提高能源利用率,從而減少碳排放,但這也導致了生產設備的大型化與服役環(huán)境的嚴苛化[2-4]。加釩Cr-Mo鋼作為石油煉制工業(yè)生產中加氫反應器的主要結構材料[5],其國產化一直是重大裝備國產化的重要一環(huán)。焊接是加氫反應器制造過程中必不可少的工藝,但是高溫構件的失效常常在焊接接頭處發(fā)生[6]。蠕變裂紋擴展性能是評估焊接接頭長期使用安全性的重要指標,研究國產加釩鋼焊接接頭的蠕變裂紋擴展性能對于保障加氫反應器這類高溫承壓設備的安全運行具有重大工程意義。目前,對焊接接頭蠕變裂紋擴展性能的研究已經取得了豐富的成果,有關各種材料焊接接頭的微區(qū)蠕變裂紋擴展性能均已進行深入探索[7-8],但有關國產加釩鋼焊接接頭的蠕變裂紋擴展行為的研究鮮有報道。為此,作者針對國產2.25Cr-1Mo-V鋼焊接接頭不同區(qū)域開展了蠕變裂紋擴展試驗,揭示不同區(qū)域的蠕變裂紋擴展行為,這對理解焊接接頭的蠕變性能和裂紋擴展機制,以及預測和控制焊接結構的長期可靠性有重要指導意義。 

1.   試樣制備與試驗方法

試驗材料為項目委托方提供的采用窄間隙埋弧焊方法得到的2.25Cr-1Mo-V鋼（以下簡稱加釩鋼）焊接接頭,其中母材由國內某重型機械股份公司研制,熱處理方式為正火（加速冷卻）+回火,供貨態(tài)組織為回火貝氏體組織。母材和焊縫金屬的化學成分如表1所示。 

按照ASTM E1457—2019,分別在母材（BM）、焊縫（WM）和熱影響區(qū)（HAZ）上截取緊湊拉伸（CT）試樣,使用QBG-100型高頻疲勞試驗機預制裂紋,預制裂紋的長度a0為10.7 mm。將預制裂紋后的CT試樣進行側槽切割處理,即在試樣兩側切割出深度等同于試樣厚度10%的V形缺口[9-10],最終得到的CT試樣的結構和尺寸如圖1所示,試樣寬度W為25.4 mm,名義厚度B為12.7 mm,凈截面厚度Bn為10 mm,側槽角度α為60°。熱影響區(qū)試樣由一半母材和一半焊縫組成,預制裂紋位于熱影響區(qū),裂紋一側在熱影響區(qū)粗晶區(qū),一側在熱影響區(qū)細晶區(qū)。 

圖  1  帶側槽CT試樣的結構和尺寸

Figure  1.  Structure and dimension of CT specimen with side grooves

采用RD2-3型高溫蠕變持久試驗機進行蠕變裂紋擴展試驗,通過引伸計記錄載荷線位移數(shù)據,基于直流電位法用KEYSIGHT E3633A型直流電源在試樣中輸入電流,用Agilent 34970A型電位數(shù)據采集儀監(jiān)測和記錄因裂紋擴展而引起的電位變化,采樣周期為1 min。電位信息與裂紋長度之間的換算公式[11]為 

式中：af為試驗結束時裂紋的長度；V0為試驗開始時記錄的電位；Vf為試驗結束時記錄的電位；V為裂紋長度為a時對應的電位；Y0為輸出電位點之間距離的1/2。 

載荷一般用應力強度因子來表示,CT試樣應力強度因子的表達式[12]為 

式中：K為應力強度因子；P為載荷；a/W為裂紋深度；f(a/W)為裂紋深度的函數(shù)。 

蠕變裂紋擴展試驗的初始應力強度因子Kin為19.04,17.57,16.40,14.64,13.47 MPa·m0.5,試驗溫度為550 ℃。蠕變裂紋擴展試驗結束時CT試樣并未完全斷開,繼續(xù)用疲勞試驗機拉開CT試樣后,采用線切割截取高度不超過5 mm的斷口試樣,用超聲波清洗儀清洗斷口20 min,然后采用Zeiss EVO MA 15型掃描電子顯微鏡（SEM）觀察斷口形貌。 

2.   試驗結果與討論

2.1   蠕變斷裂壽命

由圖2可見,隨著初始應力強度因子的增加,3種試樣的蠕變斷裂壽命均縮短。在相同載荷,即相同初始應力強度因子條件下,焊縫試樣蠕變斷裂壽命最長,蠕變性能最佳,母材試樣次之,熱影響區(qū)試樣的蠕變性能最差。焊接接頭的熱影響區(qū)是其結構中最脆弱的部分,在熱影響區(qū)預制裂紋進一步削弱了熱影響區(qū)抵抗裂紋擴展的能力,因此熱影響區(qū)試樣的蠕變性能最差。蠕變斷裂壽命與初始應力強度因子之間呈現(xiàn)出指數(shù)函數(shù)的變化關系,擬合得到不同試樣蠕變斷裂壽命與初始應力強度因子之間的關系為 

式中：tr為蠕變斷裂壽命。 

圖  2  不同試樣的蠕變斷裂壽命與初始應力強度因子的關系

Figure  2.  Relationship between creep rupture life and initial stress intensity factor of different specimens

2.2   穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率

穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率是衡量材料抵抗蠕變能力的一種指標,參考文獻[12]得到的歸一化穩(wěn)態(tài)裂紋擴展速率[d（a/W）/dt]s與初始應力強度因子之間的關系如圖3所示。由圖3可以看出：在相同初始應力強度因子下,熱影響區(qū)試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率最大,母材試樣次之,焊縫試樣最小,說明焊縫試樣抵抗蠕變裂紋擴展的能力最強；隨著初始應力強度因子的增加,不同試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率增大。初始應力強度因子越大,裂紋尖端應力越大,試樣內部空洞形核與長大的速率越大,因此穩(wěn)態(tài)裂紋擴展速率越大。在對數(shù)坐標系下,歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率與初始應力強度因子呈線性關系,通過擬合得到3種試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)裂紋擴展速率與初始化應力強度因子的關系如下： 

圖  3  不同試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率與初始應力強度因子之間的關系

Figure  3.  Relationship between normalized steady-state creep crack propagation rate and initial stress intensity factor of different specimens

2.3   蠕變裂紋擴展速率表征參量

由圖4可見,無論是母材、焊縫還是熱影響區(qū)試樣,不同初始應力強度因子下的歸一化蠕變裂紋擴展速率與應力強度因子的變化曲線都類似“V”字形狀。首先,隨著應力強度因子的增大,歸一化蠕變裂紋擴展速率下降,與蠕變裂紋的萌生階段相對應。然后,隨著應力強度因子增大,歸一化蠕變裂紋擴展速率出現(xiàn)較短的穩(wěn)定階段,該階段位于“V”型曲線的最底部,代表蠕變裂紋的穩(wěn)定擴展階段,此時應力強度因子與蠕變裂紋擴展速率之間的關系基本穩(wěn)定。最后,隨著應力強度因子增加,蠕變裂紋擴展速率顯著增大[13-14],對應蠕變裂紋的加速擴展階段[15]。 

圖  4  不同試樣在不同初始應力強度因子下的歸一化蠕變裂紋擴展速率與應力強度因子的關系

Figure  4.  Relationship between normalized creep crack propagation rate and stress intensity factor of different specimens under different initial stress intensity factors: (a) base metal; (b) weld and (c) heat affected zone

通常選用應力強度因子K和C*參量[12]對蠕變裂紋擴展速率進行表征。C*參量的計算公式[12]為 

式中：n為Norton應力指數(shù)；$\stackrel{<span\; style="font-size:\; 16px;\; color:\; rgb(0,\; 0,\; 0);">\dot{}</span>}{\mathrm{<span\; style="font-size:\; 16px;\; color:\; rgb(0,\; 0,\; 0);">?</span>}}$為載荷線位移速率。 

由圖5可以看出,在雙對數(shù)坐標系中不同試樣的歸一化蠕變裂紋擴展速率與C*參量呈線性關系,且數(shù)據基本在一個區(qū)域內。同時,歸一化蠕變裂紋擴展速率與C*參量的關系圖中均存在“尾狀”特征,該區(qū)域數(shù)據對應蠕變裂紋萌生階段。C*參量與載荷線位移速率有關,試驗初期的加載使原本閉合的預制裂紋面張開,載荷線位移訊速增大,因此C*參量較高。隨著蠕變試驗的進行,裂紋尖端應力松弛,蠕變損傷積累的速率也逐漸降低,導致相應的裂紋擴展速率變化較慢；由于應力的降低,裂紋尖端張開的能力也下降,加載線位移速率降低,相應C*參量降低[16]。 

圖  5  不同試樣在不同初始應力強度因子下的歸一化蠕變裂紋擴展速率與C*參量的關系

Figure  5.  Relationship between normalized creep crack propagation rate and C* parameter of different specimens under different initial stress intensity factors: (a) base metal; (b) weld and (c) heat affected zone

假設C*參量與d（a/W）/dt之間滿足以下關系： 

兩邊取對數(shù)可得 

對d（a/W）/dt和C*取對數(shù)后進行線性擬合,擬合得到的直線斜率即為B1,截距為lg A1,擬合相關系數(shù)R2均大于0.95,擬合結果如下： 

通過分析K和C*參量,可以更深入地了解和評價材料的蠕變行為和裂紋擴展性能。對比發(fā)現(xiàn)：同一種材料在不同載荷條件下的歸一化蠕變裂紋擴展速率-應力強度因子分布具有顯著的分散性；相反,歸一化蠕變裂紋擴展速率-C*參量的分布更為集中,且二者之間表現(xiàn)出強的線性關系。K的計算依賴于電位監(jiān)測法得到的裂紋長度a,C*參量則通過載荷線位移的測量數(shù)據直接得到,可知C*參量更能真實地反映試驗過程中材料內部的應力狀態(tài)。 

2.4   斷口形貌

不同載荷下焊接接頭不同區(qū)域的斷口形貌相似。由圖6可以看出,斷口包括線切割區(qū)域、預制裂紋區(qū)域、蠕變裂紋擴展區(qū)域和疲勞試驗機拉伸韌斷區(qū)域。蠕變裂紋擴展區(qū)域與拉伸韌斷區(qū)域的交界呈現(xiàn)明顯弧狀特征,該特征與試樣在厚度方向的應力狀態(tài)相關：隨著距表面距離的增加,材料的拘束度遞減[17],裂紋擴展速率增加,這種速率的變化最終導致在蠕變裂紋擴展區(qū)與拉伸韌斷區(qū)域的交界處形成弧狀前沿線。 

圖  6  CT試樣的斷口宏觀形貌

Figure  6.  Macroscopic fracture morphology of CT specimen

由圖7可見：當初始應力強度因子為13.47 MPa·m0.5時,母材試樣斷口表面呈冰糖狀的特征,微裂紋沿晶界擴展,表明試樣發(fā)生了典型的脆性斷裂；當初始應力強度因子為19.06 MPa·m0.5時,斷口表面更為平整,且存在一些較淺的韌窩,同時一些裂紋傾向于以穿晶方式擴展,另外一些裂紋沿晶界擴展,表明試樣發(fā)生韌脆混合斷裂。不同初始應力強度因子下的斷口表面均可見密布的纖維狀析出物,這是蠕變導致的微觀結構變化的直觀表現(xiàn)。 

圖  7  在不同初始應力強度因子下母材試樣的斷口SEM形貌

Figure  7.  SEM morphology of fracture of base metal specimens under different initial stress intensity factors: (a, c) at low magnification and (b, d) at high magnification

由圖8可見：當初始應力強度因子為13.47 MPa·m0.5時,焊縫試樣斷口表面相對平整,裂紋主要以穿晶方式擴展；當初始應力強度因子為19.06 MPa·m0.5時,斷口表面存在大凹坑,可能是內部不均勻的應力分布或顯著的材料破壞導致的,裂紋的斷裂機制由穿晶/沿晶混合斷裂模式主導。不同初始應力強度因子下的焊縫試樣斷口表面都出現(xiàn)微裂紋與組織破碎現(xiàn)象,這可能是局部蠕變損傷和應力集中導致的。 

圖  8  在不同初始應力強度因子下焊縫試樣的斷口SEM形貌

Figure  8.  SEM morphology of fracture of weld specimens under different initial stress intensity factors: (a, c) at low magnification and (b, d) at high magnification

由圖9可見：在初始應力強度因子為13.47 MPa·m0.5時,熱影響區(qū)試樣斷口表面存在顯著層片狀特征,說明試樣的斷裂方式為沿晶斷裂。當初始應力強度因子為19.06 MPa·m0.5時,斷口表面存在韌窩和孔洞,說明試樣發(fā)生韌性斷裂,同時可觀察到沿晶裂紋,說明試樣的斷裂模式為穿晶/沿晶混合斷裂模式；另外,韌窩內部有少量球狀顆粒物,可能是在應力作用下局部塑性變形析出的產物。 

圖  9  在不同初始應力強度因子下熱影響區(qū)試樣的斷口SEM形貌

Figure  9.  SEM morphology of fracture of heat affected zone specimens under different initial stress intensity factors: (a, c) at low magnification and (b, d) at high magnification

由圖10可見,母材試樣的蠕變裂紋尖端附近出現(xiàn)大小不一的孔洞。在高溫和持續(xù)應力作用下,材料中的空位在晶體內部擴散和聚集而形成蠕變孔洞,相鄰孔洞可能會連接形成更大的孔洞或裂紋,從而進一步降低材料的強度和韌性。不同試樣的蠕變裂紋擴展機制在本質上是一致的,包括蠕變孔洞的形成、長大以及最終匯聚為微裂紋。這些微裂紋與裂紋尖端融合,導致裂紋前沿的有效承載面積降低,局部應力增強。當裂紋前沿的局部應力達到材料的拉伸強度時,便會發(fā)生局部斷裂,引起裂紋擴展。在3種試樣中,熱影響區(qū)試樣因其組織的非均勻性,內部應力集中現(xiàn)象顯著[18],從而加快了裂紋在其內部的形核及擴展速率,因此相同載荷下的蠕變斷裂壽命最短。 

圖  10  母材試樣蠕變裂紋尖端的微觀形貌

Figure  10.  Micromorphology of creep crack tip in base metal specimen

3.   結論

（1）隨著初始應力強度因子的增加,焊接接頭母材、焊縫和熱影響區(qū)試樣的蠕變斷裂壽命縮短,歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率增大。在相同初始應力強度因子下,焊縫的蠕變斷裂壽命最長、歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率最小,說明焊縫抵抗蠕變裂紋擴展的能力最強,蠕變性能最佳；熱影響區(qū)的蠕變斷裂壽命最短、歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴展速率最大。 

（2）擬合得到3種試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)裂紋擴展速率與初始化應力強度因子呈線性關系。3種試樣在不同初始應力強度因子下的歸一化蠕變裂紋擴展速率與應力強度因子的變化曲線都呈類似“V”字形狀,對應蠕變裂紋的萌生、穩(wěn)定擴展和加速擴展階段；歸一化蠕變裂紋擴展速率-應力強度因子的分布具有顯著的分散性。C*參量與歸一化蠕變裂紋擴展速率具有更強的線性關系,且二者的分布集中。 

（3）隨著初始應力強度因子的增加,3種試樣的斷裂模式由沿晶斷裂或穿晶斷裂向沿晶/穿晶混合斷裂模式轉變。

文章來源——材料與測試網