國產(chǎn)主蒸汽管道用P92鋼的持久性能研究

侍克獻(xiàn), 張作貴, 田根起, 王延峰, 談建平, 劉長軍

(1.華東理工大學(xué) 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200237;2.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司,上海 200240)

新型馬氏體耐熱鋼T/P92是在T/P91鋼的基礎(chǔ)上降低了Mo元素含量,增加了W元素含量,同時(shí)調(diào)整了Nb、V、N和B元素含量形成的,從而具有更高的高溫強(qiáng)度和蠕變性能以及良好的抗氧化和抗腐蝕性能[1-3]。T/P92鋼被廣泛地應(yīng)用于超超臨界火電機(jī)組主蒸汽管道、過熱器和過熱蒸汽管道等關(guān)鍵部件。近年來電力行業(yè)陸續(xù)發(fā)生了數(shù)起P92鋼蠕變失效現(xiàn)象,并且隨著時(shí)間的推移更多長時(shí)持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)被獲得,P92鋼的蠕變持久性能衰退行為受到了行業(yè)內(nèi)外的關(guān)注[2,4]。

目前關(guān)于國產(chǎn)P92鋼長時(shí)持久試驗(yàn)研究比較少,這不利于掌握國產(chǎn)材料的長時(shí)持久性能。筆者對3個(gè)批次的國產(chǎn)主蒸汽管道用P92厚壁鋼管進(jìn)行取樣并開展系列溫度條件下的持久性能試驗(yàn),獲得P92鋼的最長持久試驗(yàn)時(shí)間達(dá)28 000 h的高溫持久性能數(shù)據(jù),分別采用等溫線法、Larson-Miller參數(shù)法和Wilshire法等預(yù)測方法對P92鋼的持久性能進(jìn)行預(yù)測,分析持久試驗(yàn)后試樣微觀組織中位錯(cuò)密度、馬氏體板條寬度以及析出相的變化情況,為國產(chǎn)主蒸汽管道用P92鋼在高溫條件下的長時(shí)服役可靠性提供數(shù)據(jù)支撐,此外還結(jié)合日本國立材料研究所(NIMS)的長時(shí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)討論了分區(qū)預(yù)測方法對持久性能預(yù)測精度的改善效果。

1 試驗(yàn)材料

以采用熱擠壓工藝生產(chǎn)的P92大口徑厚壁鋼管為研究對象,鋼管直徑為457 mm,壁厚為90 mm,采用3個(gè)批次的P92鋼管進(jìn)行持久試驗(yàn)。表1為P92鋼的化學(xué)成分,其主要元素和有害元素的含量均符合ASME SA335M規(guī)范的要求。鋼管的熱處理工藝為在1 050 ℃進(jìn)行4 h的正火處理后空冷,再在760 ℃進(jìn)行6 h的回火處理后空冷。

表1 P92鋼的化學(xué)成分

P92耐熱鋼經(jīng)正火和回火熱處理后的微觀組織為典型的回火馬氏體結(jié)構(gòu),如圖1所示,其中SEM和TEM分別表示掃描電鏡和透射電鏡。原奧氏體平均晶粒尺寸約為45 μm,在原奧氏體晶粒內(nèi)部含有多個(gè)取向相同的馬氏體束。馬氏體束被進(jìn)一步分成若干馬氏體塊,馬氏體塊又由很多細(xì)小的板條亞晶粒組成。亞晶粒內(nèi)部含有大量由馬氏體相變引起的高密度位錯(cuò),這種細(xì)小的馬氏體板條和高密度位錯(cuò)纏繞可以阻止P92在高溫使用過程中的晶粒長大和變形[4-6]。同時(shí),回火過程中在晶界和板條界形成了彌散分布的碳化物,在原奧氏體晶界及馬氏體板條亞晶界處分布的大量析出相為M23C6(M為Cr、Fe、Mo、W等元素),M23C6碳化物有效阻止了亞晶界及原奧氏體晶界在蠕變過程中的移動(dòng),從而保持了亞晶結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。在馬氏體板條內(nèi)部彌散分布的細(xì)小碳化物主要為MX(M為V、Nb元素,X為C或N元素),MX相主要通過對位錯(cuò)進(jìn)行釘扎來達(dá)到強(qiáng)化的目的。這種復(fù)雜的微觀組織結(jié)構(gòu)有效提高了材料高溫蠕變強(qiáng)度,阻礙了其在高溫使用過程中的組織演變和性能退化[4-7]。

(a) 顯微組織SEM照片

持久試驗(yàn)方法參考GB/T 2039—2012《金屬材料單軸拉伸蠕變試驗(yàn)方法》,試驗(yàn)中采用標(biāo)距段直徑為10 mm、標(biāo)距段長度為50 mm的圓柱形標(biāo)準(zhǔn)持久試樣,試樣是在P92厚壁鋼管上沿管道圓周方向進(jìn)行切向取樣得到。試驗(yàn)溫度分別為550 ℃、580 ℃、600 ℃、620 ℃、650 ℃、675 ℃和700 ℃,其中將超超臨界火電機(jī)組主蒸汽管道的服役溫度600 ℃作為試驗(yàn)主溫度。

2 持久性能預(yù)測方法

2.1 等溫線法

等溫線法認(rèn)為材料的應(yīng)力和斷裂時(shí)間在雙對數(shù)坐標(biāo)上大致呈線性關(guān)系,因此可以采用高應(yīng)力條件下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來外推材料的低應(yīng)力長時(shí)持久性能。等溫線法具有所需試驗(yàn)數(shù)據(jù)少、外推方法簡單等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于獲取和驗(yàn)證材料的持久性能。

2.2 Larson-Miller參數(shù)法

時(shí)間-溫度參數(shù)法是20世紀(jì)50年代在Arrhenius方程的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種持久強(qiáng)度外推方法,該方法綜合考慮了溫度和應(yīng)力與持久斷裂時(shí)間之間的關(guān)系,將斷裂時(shí)間和試驗(yàn)溫度表示為一個(gè)互補(bǔ)的時(shí)間-溫度參數(shù),并與應(yīng)力進(jìn)行關(guān)聯(lián)。常用的時(shí)間-溫度參數(shù)法有Larson-Miller參數(shù)法、M-H參數(shù)法和OSD參數(shù)法,其中Larson-Miller參數(shù)法只需要確定一個(gè)材料常數(shù)C,使用比較方便,因此得到了廣泛應(yīng)用。

在一定的應(yīng)力下,材料的穩(wěn)態(tài)蠕變速率與溫度的關(guān)系可以用Arrhenius方程來描述:

(1)

1/tr=A2exp(-Qc/RT)

(2)

式中:A2為與材料特性相關(guān)的常數(shù)。

對式(2)取對數(shù)可得到Larson-Miller參數(shù)法關(guān)系式[8]:

P(σ)=T(C+lgtr)

(3)

式中:σ為應(yīng)力;P(σ)為時(shí)間-溫度參數(shù),也稱熱強(qiáng)參數(shù);C可以通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算獲得,在缺少數(shù)據(jù)的情況下可以參考相同材料的C值。

Larson-Miller參數(shù)法認(rèn)為溫度與斷裂時(shí)間之間可以互為補(bǔ)償,即對于一定的斷裂應(yīng)力,溫度和時(shí)間是等效的,提高溫度必然會(huì)使斷裂時(shí)間減小,但參數(shù)P不變。需要說明的是,不同材料的C值是存在差異的,即使針對同一材料基于不同試驗(yàn)時(shí)長的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算獲得的C值也是不同的,因此確定合理的C值是提高持久性能外推精度的關(guān)鍵所在。

2.3 Wilshire法

針對9%～12%Cr馬氏體耐熱鋼(其中9%～12%表示Cr的質(zhì)量分?jǐn)?shù)),采用Larson-Miller參數(shù)法外推長時(shí)壽命時(shí)出現(xiàn)偏離預(yù)測曲線的現(xiàn)象,Wilshire依據(jù)抗拉強(qiáng)度σTS對持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行合理化,并基于Arrhenius方程提出了Wilshire法。研究表明,該方法對一系列電站金屬材料的持久壽命都有較好的預(yù)測效果[9-12]。Wilshire法的表達(dá)式為:

(4)

為了避免不同溫度下n值變化造成的影響,將式(4)改寫為:

(5)

式中:k和u均可以通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到。

3 結(jié)果與討論

3.1 等溫線法預(yù)測

圖2為P92鋼的持久壽命數(shù)據(jù)和600 ℃等溫線預(yù)測曲線。由于采用3個(gè)不同批次的P92鋼管開展試驗(yàn)研究,導(dǎo)致材料的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)呈現(xiàn)出一定的分散性。圖2中采用等溫線法對P92鋼在主溫度為600 ℃時(shí)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了擬合,總體而言最長斷裂時(shí)間達(dá)到28 000 h的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與時(shí)間具有相對良好的線性關(guān)系。

圖2 P92鋼的持久壽命數(shù)據(jù)和600 ℃等溫線預(yù)測曲線

3.2 Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測

圖3為P92鋼的Larson-Miller參數(shù)法主曲線。采用Larson-Miller參數(shù)法對所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合計(jì)算時(shí),C的計(jì)算結(jié)果為40.5。由圖3可以看出,所有數(shù)據(jù)分布在一個(gè)較為狹窄的區(qū)域,Larson-Miller參數(shù)法主曲線可以較好地描述所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)。為了進(jìn)一步觀察Larson-Miller參數(shù)法的預(yù)測精度,圖4給出了P92鋼的持久壽命數(shù)據(jù)和Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測曲線。由圖4可知,Larson-Miller參數(shù)法持久壽命外推結(jié)果與持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)的吻合情況較好,但是需要指出的是,600 ℃時(shí)持久斷裂時(shí)間超過28 000 h的3個(gè)試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)位于Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測曲線下方,即600 ℃時(shí)的長時(shí)預(yù)測結(jié)果要高于材料的真實(shí)持久性能。

圖3 P92鋼的Larson-Miller參數(shù)法主曲線

圖4 P92鋼的持久壽命數(shù)據(jù)和Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測曲線

NIMS對P92鋼開展了長達(dá)10萬h的持久試驗(yàn)研究[13]。將本文獲得的P92鋼在試驗(yàn)溫度下的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)(圖中空心數(shù)據(jù)點(diǎn))與NIMS的持久數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較,如圖5所示,從數(shù)據(jù)分布來看,總體而言兩者的持久性能差異不大。圖5中同時(shí)對NIMS試驗(yàn)數(shù)據(jù)和Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測曲線進(jìn)行了比較,可以看出,即使獲得了長達(dá)10萬h的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù),Larson-Miller參數(shù)法的預(yù)測結(jié)果也不能完全令人滿意,在600～675 ℃區(qū)間內(nèi)仍然會(huì)發(fā)生長時(shí)預(yù)測曲線高于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)的現(xiàn)象,而700 ℃時(shí)預(yù)測曲線則低于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)。需要指出的是,由NIMS所有P92鋼試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到的C值為36.8,而本文所有持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到的C值為40.5,2組數(shù)據(jù)的C值差異除了與材料本身的生產(chǎn)工藝造成的差異有關(guān),還與參與計(jì)算的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分布情況以及數(shù)據(jù)點(diǎn)的試驗(yàn)時(shí)長差異有關(guān)。

圖5 NIMS的P92鋼持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)和Larson-Miller參數(shù)法預(yù)測曲線

針對長時(shí)以及高溫低應(yīng)力條件下持久性能外推結(jié)果不理想的情況,Kimura等[14-16]提出了Larson-Miller參數(shù)法分區(qū)處理方法,把不同溫度下屈服強(qiáng)度σ0.2的0.5倍左右的應(yīng)力值定義為蠕變機(jī)制轉(zhuǎn)變的分界值,將持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)的試驗(yàn)應(yīng)力劃分為高應(yīng)力區(qū)和長時(shí)低應(yīng)力區(qū),然后對2個(gè)區(qū)域的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分別采用Larson-Miller參數(shù)法進(jìn)行擬合從而獲得不同的C值和外推曲線。需要特別說明的是,NIMS在計(jì)算高應(yīng)力區(qū)時(shí)沒有使用700 ℃以上的試驗(yàn)數(shù)據(jù),由此計(jì)算得到的高應(yīng)力區(qū)C值為37.8,低應(yīng)力區(qū)C值為25.6,而圖5中利用所有數(shù)據(jù)計(jì)算得到的C值為36.8,可以看出,同一種P92鋼材料采用不同試驗(yàn)時(shí)長的數(shù)據(jù)計(jì)算得到的C值也可能存在較大差異。圖6為對NIMS試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分區(qū)處理后獲得的預(yù)測曲線,其中黑色粗線的左、右分別為高應(yīng)力區(qū)和長時(shí)低應(yīng)力區(qū),結(jié)果表明分區(qū)處理可以有效改善P92鋼持久性能的預(yù)測精度,Kimura等的研究表明采用分區(qū)處理方法能顯著提高9%～12%Cr鋼的持久性能預(yù)測準(zhǔn)確性[16-17]。

圖6 NIMS持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)的Larson-Miller參數(shù)法分區(qū)處理方法預(yù)測曲線

由圖6可知,采用Larson-Miller參數(shù)法分區(qū)處理方法可以顯著提高P92鋼長時(shí)持久性能預(yù)測結(jié)果的精度,但是該方法需要較多的長時(shí)低應(yīng)力持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為支撐,本文僅獲得了600 ℃下持久斷裂時(shí)間達(dá)28 000 h的3個(gè)長時(shí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn),因此無法通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到常數(shù)C,需要獲得更多的長時(shí)持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)來進(jìn)行分區(qū)計(jì)算以提高預(yù)測準(zhǔn)確性。

3.3 Wilshire法預(yù)測

圖7中采用Wilshire法去除持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)中的部分短時(shí)數(shù)據(jù),并對相同應(yīng)力下的多個(gè)持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)取平均值,然后進(jìn)行擬合,由此得到本文P92鋼試驗(yàn)數(shù)據(jù)的Wilshire法參數(shù)k和u分別為13.471和0.107。圖8給出了本文的所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)與Wilshire法擬合曲線的對比。為了與文獻(xiàn)[10]、文獻(xiàn)[12]保持一致,圖7和圖8中持久試驗(yàn)時(shí)間的單位由h轉(zhuǎn)換為s,可以看出數(shù)據(jù)總體上分布在一個(gè)較為狹窄的區(qū)域。

圖7 P92鋼與ln[-ln(σ/σTS)]的關(guān)系

圖8 P92鋼的Wilshire法擬合曲線

為了進(jìn)一步觀察Wilshire法的預(yù)測精度,圖9給出了Wilshire法在不同溫度下的預(yù)測曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比,結(jié)果表明Wilshire法的持久壽命預(yù)測曲線總體上低于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù),即Wilshire法在該溫度區(qū)間內(nèi)的持久壽命預(yù)測結(jié)果是偏于保守的。需要指出的是,Wilshire法沒有給出非常明確的短時(shí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)取舍規(guī)則,這也容易造成預(yù)測結(jié)果的不確定性。

圖9 P92鋼的持久壽命數(shù)據(jù)和Wilshire法預(yù)測曲線

3.4 微觀組織分析

材料的持久蠕變性能與其微觀組織密切相關(guān),且隨著蠕變時(shí)間的增加,材料的微觀組織會(huì)發(fā)生變化。分別采用TESCAN VEGA3 XMU型掃描電鏡和JEOL JEM-2100型透射電鏡對持久試驗(yàn)后P92試樣的微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行觀察分析,結(jié)果見圖10和圖11。不同狀態(tài)的TEM照片表明,隨著蠕變時(shí)間的增加,馬氏體板條內(nèi)的位錯(cuò)密度有所降低,馬氏體板條發(fā)生寬化并出現(xiàn)回復(fù)現(xiàn)象。

(a) 原始態(tài)顯微組織

(a) 600 ℃/150 MPa/7 000 h顯微組織

在蠕變過程中,大部分M23C6碳化物在原奧氏體晶界和板條界析出,阻礙了板條的合并和長大。少量M23C6碳化物在板條內(nèi)析出,并和MX碳氮化物共同阻礙位錯(cuò)的遷移。M23C6碳化物的尺寸隨著蠕變時(shí)間的增加逐漸長大,從而造成高溫持久性能的退化[6]。經(jīng)測定,原始態(tài)、600 ℃/7 000 h試驗(yàn)后以及28 000 h試驗(yàn)后材料中M23C6的平均尺寸分別約為0.38 μm、0.50 μm和0.60 μm,即隨著蠕變時(shí)間的增加而逐漸變大。而MX碳氮化物在600 ℃下的長大速率比M23C6碳化物低得多。

Laves相會(huì)在原奧氏體晶界或板條界析出,在蠕變初始階段,細(xì)小的Laves相在晶界聚集可以有效地阻礙馬氏體板條的遷移和合并,從而起到強(qiáng)化作用。Laves相尺寸隨著蠕變時(shí)間的增加而逐漸增大,當(dāng)尺寸增大到一定程度時(shí)就會(huì)對材料的強(qiáng)度和韌性造成不利影響。此外,Laves相的析出消耗了基體中的W和Mo原子,這也會(huì)降低固溶強(qiáng)化的作用[6-7]。在持久試驗(yàn)后P92鋼試樣上可觀察到分布在馬氏體晶界及亞晶界上的塊狀顆粒,能譜成分分析結(jié)果表明其為富含W、Mo的Laves析出相,其顆粒尺寸大于M23C6顆粒。經(jīng)測定,600 ℃/7 000 h試驗(yàn)后Laves相的體積分?jǐn)?shù)為1.2%,28 000 h試驗(yàn)后Laves相的體積分?jǐn)?shù)增大到1.5%,即Laves相的體積分?jǐn)?shù)隨著蠕變時(shí)間增加而逐漸變大。

研究認(rèn)為,P92耐熱鋼在蠕變條件下板條內(nèi)的位錯(cuò)密度逐漸降低,馬氏體板條發(fā)生寬化并出現(xiàn)回復(fù)現(xiàn)象;M23C6碳化物析出相以及Laves相析出并逐漸粗化,這幾種微觀行為既相互獨(dú)立又互相作用,共同導(dǎo)致高溫持久性能的退化[6-7,18]。對P92耐熱鋼原始態(tài)、600 ℃/7 000 h試驗(yàn)后以及28 000 h試驗(yàn)后3種狀態(tài)的微觀組織進(jìn)行分析,結(jié)果表明隨著蠕變時(shí)間的增加,位錯(cuò)密度逐漸下降但仍然維持在較高水平,馬氏體板條發(fā)生寬化但尺寸仍然在正常范圍,析出相析出、逐漸長大但是仍然保持比較彌散的狀態(tài)。

3.5 討論

表2列出了基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)分別采用等溫線法、Larson-Miller參數(shù)法和Wilshire法預(yù)測獲得的國產(chǎn)P92鋼在600 ℃下運(yùn)行10萬h后的持久性能,其中等溫線法和Larson-Miller參數(shù)法的預(yù)測結(jié)果高于NIMS和歐洲蠕變委員會(huì)(ECCC)的數(shù)據(jù)[13,19],而Wilshire法的預(yù)測結(jié)果則低于NIMS和ECCC的數(shù)據(jù)。圖4表明不采用分區(qū)處理的Larson-Miller參數(shù)法的長時(shí)預(yù)測結(jié)果略高于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù),圖9也表明Wilshire法的預(yù)測結(jié)果低于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)。此外,圖5也顯示本文獲得的P92鋼持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)與NIMS數(shù)據(jù)總體差異不大。因此,所研究的P92鋼在600 ℃下運(yùn)行10萬h后的持久性能與NIMS和ECCC給出的性能數(shù)據(jù)比較接近。

表2 P92鋼在600 ℃下運(yùn)行10萬h后的持久強(qiáng)度

表2中3種不同方法的預(yù)測結(jié)果差異也說明在進(jìn)行材料的持久性能預(yù)測時(shí)應(yīng)謹(jǐn)慎選擇預(yù)測方法,通過試驗(yàn)獲取更多和更長時(shí)間的持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)有利于提高預(yù)測方法的準(zhǔn)確性和可靠性。NIMS數(shù)據(jù)分析結(jié)果表明,對于9%～12%Cr鋼,在更長時(shí)的持久性能預(yù)測時(shí)采用分區(qū)處理的方法可以提高持久性能的預(yù)測精度。

4 結(jié) 論

(1) 本文獲得了3個(gè)批次國產(chǎn)P92鋼在系列溫度條件下的高溫持久試驗(yàn)數(shù)據(jù),其中600 ℃下持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)最長持久試驗(yàn)時(shí)間達(dá)28 000 h。

(2) 分別采用等溫線法、Larson-Miller參數(shù)法和Wilshire法對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)測分析,評(píng)價(jià)了不同預(yù)測方法的預(yù)測結(jié)果。綜合分析認(rèn)為國產(chǎn)P92鋼的持久性能與NIMS和ECCC的數(shù)據(jù)接近。

(3) 通過持久試驗(yàn)獲取更多和更長時(shí)間的試驗(yàn)數(shù)據(jù),進(jìn)而采用分區(qū)處理方法有利于提高P92鋼長時(shí)持久性能預(yù)測方法的準(zhǔn)確性和可靠性。