表 1 母材和焊縫金屬的化學(xué)成分
Table 1. Chemical composition of base metal and weld metal
| 材料 | 質(zhì)量分?jǐn)?shù)/% | |||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| C | Si | Mn | P | S | Cr | Mo | V | |
| 母材 | 0.07 | 0.08 | 0.86 | 0.006 | 0.003 | 2.29 | 1.08 | 0.34 |
| 焊縫金屬 | 0.08 | 0.18 | 1.18 | 0.007 | 0.002 | 2.43 | 0.99 | 0.35 |
分享：國(guó)產(chǎn)加釩鋼焊接接頭不同區(qū)域的蠕變裂紋擴(kuò)展行為
0. 引言
在“雙碳”背景[1]下,石化行業(yè)通過(guò)提高生產(chǎn)過(guò)程中的反應(yīng)溫度和壓力來(lái)提高能源利用率,從而減少碳排放,但這也導(dǎo)致了生產(chǎn)設(shè)備的大型化與服役環(huán)境的嚴(yán)苛化[2-4]。加釩Cr-Mo鋼作為石油煉制工業(yè)生產(chǎn)中加氫反應(yīng)器的主要結(jié)構(gòu)材料[5],其國(guó)產(chǎn)化一直是重大裝備國(guó)產(chǎn)化的重要一環(huán)。焊接是加氫反應(yīng)器制造過(guò)程中必不可少的工藝,但是高溫構(gòu)件的失效常常在焊接接頭處發(fā)生[6]。蠕變裂紋擴(kuò)展性能是評(píng)估焊接接頭長(zhǎng)期使用安全性的重要指標(biāo),研究國(guó)產(chǎn)加釩鋼焊接接頭的蠕變裂紋擴(kuò)展性能對(duì)于保障加氫反應(yīng)器這類(lèi)高溫承壓設(shè)備的安全運(yùn)行具有重大工程意義。目前,對(duì)焊接接頭蠕變裂紋擴(kuò)展性能的研究已經(jīng)取得了豐富的成果,有關(guān)各種材料焊接接頭的微區(qū)蠕變裂紋擴(kuò)展性能均已進(jìn)行深入探索[7-8],但有關(guān)國(guó)產(chǎn)加釩鋼焊接接頭的蠕變裂紋擴(kuò)展行為的研究鮮有報(bào)道。為此,作者針對(duì)國(guó)產(chǎn)2.25Cr-1Mo-V鋼焊接接頭不同區(qū)域開(kāi)展了蠕變裂紋擴(kuò)展試驗(yàn),揭示不同區(qū)域的蠕變裂紋擴(kuò)展行為,這對(duì)理解焊接接頭的蠕變性能和裂紋擴(kuò)展機(jī)制,以及預(yù)測(cè)和控制焊接結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期可靠性有重要指導(dǎo)意義。
1. 試樣制備與試驗(yàn)方法
試驗(yàn)材料為項(xiàng)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(jiǎn)稱(chēng)加釩鋼）焊接接頭,其中母材由國(guó)內(nèi)某重型機(jī)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(xué)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(yàn)機(jī)預(yù)制裂紋,預(yù)制裂紋的長(zhǎng)度a0為10.7 mm。將預(yù)制裂紋后的CT試樣進(jìn)行側(cè)槽切割處理,即在試樣兩側(cè)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(jié)構(gòu)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(cè)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(yù)制裂紋位于熱影響區(qū),裂紋一側(cè)在熱影響區(qū)粗晶區(qū),一側(cè)在熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)。
圖 1 帶側(cè)槽CT試樣的結(jié)構(gòu)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(yàn)機(jī)進(jìn)行蠕變裂紋擴(kuò)展試驗(yàn),通過(guò)引伸計(jì)記錄載荷線(xiàn)位移數(shù)據(jù),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(jù)采集儀監(jiān)測(cè)和記錄因裂紋擴(kuò)展而引起的電位變化,采樣周期為1 min。電位信息與裂紋長(zhǎng)度之間的換算公式[11]為
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(1) |
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式中：af為試驗(yàn)結(jié)束時(shí)裂紋的長(zhǎng)度；V0為試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)記錄的電位；Vf為試驗(yàn)結(jié)束時(shí)記錄的電位；V為裂紋長(zhǎng)度為a時(shí)對(duì)應(yīng)的電位；Y0為輸出電位點(diǎn)之間距離的1/2。
載荷一般用應(yīng)力強(qiáng)度因子來(lái)表示,CT試樣應(yīng)力強(qiáng)度因子的表達(dá)式[12]為
| (3) |
| (4) |
式中：K為應(yīng)力強(qiáng)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(kuò)展試驗(yàn)的初始應(yīng)力強(qiáng)度因子Kin為19.04,17.57,16.40,14.64,13.47 MPa·m0.5,試驗(yàn)溫度為550 ℃。蠕變裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)結(jié)束時(shí)CT試樣并未完全斷開(kāi),繼續(xù)用疲勞試驗(yàn)機(jī)拉開(kāi)CT試樣后,采用線(xiàn)切割截取高度不超過(guò)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(guān)察斷口形貌。
2. 試驗(yàn)結(jié)果與討論
2.1 蠕變斷裂壽命
由圖2可見(jiàn),隨著初始應(yīng)力強(qiáng)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(yīng)力強(qiáng)度因子條件下,焊縫試樣蠕變斷裂壽命最長(zhǎng),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(jié)構(gòu)中最脆弱的部分,在熱影響區(qū)預(yù)制裂紋進(jìn)一步削弱了熱影響區(qū)抵抗裂紋擴(kuò)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(yīng)力強(qiáng)度因子之間呈現(xiàn)出指數(shù)函數(shù)的變化關(guān)系,擬合得到不同試樣蠕變斷裂壽命與初始應(yīng)力強(qiáng)度因子之間的關(guān)系為
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(5) |
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(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)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(kuò)展速率
穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率是衡量材料抵抗蠕變能力的一種指標(biāo),參考文獻(xiàn)[12]得到的歸一化穩(wěn)態(tài)裂紋擴(kuò)展速率[d（a/W）/dt]s與初始應(yīng)力強(qiáng)度因子之間的關(guān)系如圖3所示。由圖3可以看出：在相同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下,熱影響區(qū)試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率最大,母材試樣次之,焊縫試樣最小,說(shuō)明焊縫試樣抵抗蠕變裂紋擴(kuò)展的能力最強(qiáng)；隨著初始應(yīng)力強(qiáng)度因子的增加,不同試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率增大。初始應(yīng)力強(qiáng)度因子越大,裂紋尖端應(yīng)力越大,試樣內(nèi)部空洞形核與長(zhǎng)大的速率越大,因此穩(wěn)態(tài)裂紋擴(kuò)展速率越大。在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下,歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率與初始應(yīng)力強(qiáng)度因子呈線(xiàn)性關(guān)系,通過(guò)擬合得到3種試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)裂紋擴(kuò)展速率與初始化應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)系如下：
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(6) |
圖 3 不同試樣的歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率與初始應(yīng)力強(qiáng)度因子之間的關(guān)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(kuò)展速率表征參量
由圖4可見(jiàn),無(wú)論是母材、焊縫還是熱影響區(qū)試樣,不同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下的歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化曲線(xiàn)都類(lèi)似“V”字形狀。首先,隨著應(yīng)力強(qiáng)度因子的增大,歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率下降,與蠕變裂紋的萌生階段相對(duì)應(yīng)。然后,隨著應(yīng)力強(qiáng)度因子增大,歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率出現(xiàn)較短的穩(wěn)定階段,該階段位于“V”型曲線(xiàn)的最底部,代表蠕變裂紋的穩(wěn)定擴(kuò)展階段,此時(shí)應(yīng)力強(qiáng)度因子與蠕變裂紋擴(kuò)展速率之間的關(guān)系基本穩(wěn)定。最后,隨著應(yīng)力強(qiáng)度因子增加,蠕變裂紋擴(kuò)展速率顯著增大[13-14],對(duì)應(yīng)蠕變裂紋的加速擴(kuò)展階段[15]。
圖 4 不同試樣在不同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下的歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)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(yīng)力強(qiáng)度因子K和C*參量[12]對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展速率進(jìn)行表征。C*參量的計(jì)算公式[12]為
| (7) |
式中：n為Norton應(yīng)力指數(shù)；
由圖5可以看出,在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中不同試樣的歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與C*參量呈線(xiàn)性關(guān)系,且數(shù)據(jù)基本在一個(gè)區(qū)域內(nèi)。同時(shí),歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與C*參量的關(guān)系圖中均存在“尾狀”特征,該區(qū)域數(shù)據(jù)對(duì)應(yīng)蠕變裂紋萌生階段。C*參量與載荷線(xiàn)位移速率有關(guān),試驗(yàn)初期的加載使原本閉合的預(yù)制裂紋面張開(kāi),載荷線(xiàn)位移訊速增大,因此C*參量較高。隨著蠕變?cè)囼?yàn)的進(jìn)行,裂紋尖端應(yīng)力松弛,蠕變損傷積累的速率也逐漸降低,導(dǎo)致相應(yīng)的裂紋擴(kuò)展速率變化較慢；由于應(yīng)力的降低,裂紋尖端張開(kāi)的能力也下降,加載線(xiàn)位移速率降低,相應(yīng)C*參量降低[16]。
圖 5 不同試樣在不同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下的歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與C*參量的關(guān)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(shè)C*參量與d（a/W）/dt之間滿(mǎn)足以下關(guān)系：
| (8) |
兩邊取對(duì)數(shù)可得
| (9) |
對(duì)d（a/W）/dt和C*取對(duì)數(shù)后進(jìn)行線(xiàn)性擬合,擬合得到的直線(xiàn)斜率即為B1,截距為lg A1,擬合相關(guān)系數(shù)R2均大于0.95,擬合結(jié)果如下：
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(10) |
通過(guò)分析K和C*參量,可以更深入地了解和評(píng)價(jià)材料的蠕變行為和裂紋擴(kuò)展性能。對(duì)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(kuò)展速率-應(yīng)力強(qiáng)度因子分布具有顯著的分散性；相反,歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率-C*參量的分布更為集中,且二者之間表現(xiàn)出強(qiáng)的線(xiàn)性關(guān)系。K的計(jì)算依賴(lài)于電位監(jiān)測(cè)法得到的裂紋長(zhǎng)度a,C*參量則通過(guò)載荷線(xiàn)位移的測(cè)量數(shù)據(jù)直接得到,可知C*參量更能真實(shí)地反映試驗(yàn)過(guò)程中材料內(nèi)部的應(yīng)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(xiàn)切割區(qū)域、預(yù)制裂紋區(qū)域、蠕變裂紋擴(kuò)展區(qū)域和疲勞試驗(yàn)機(jī)拉伸韌斷區(qū)域。蠕變裂紋擴(kuò)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(yīng)力狀態(tài)相關(guān)：隨著距表面距離的增加,材料的拘束度遞減[17],裂紋擴(kuò)展速率增加,這種速率的變化最終導(dǎo)致在蠕變裂紋擴(kuò)展區(qū)與拉伸韌斷區(qū)域的交界處形成弧狀前沿線(xiàn)。
圖 6 CT試樣的斷口宏觀(guān)形貌
Figure 6. Macroscopic fracture morphology of CT specimen
由圖7可見(jiàn)：當(dāng)初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為13.47 MPa·m0.5時(shí),母材試樣斷口表面呈冰糖狀的特征,微裂紋沿晶界擴(kuò)展,表明試樣發(fā)生了典型的脆性斷裂；當(dāng)初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為19.06 MPa·m0.5時(shí),斷口表面更為平整,且存在一些較淺的韌窩,同時(shí)一些裂紋傾向于以穿晶方式擴(kuò)展,另外一些裂紋沿晶界擴(kuò)展,表明試樣發(fā)生韌脆混合斷裂。不同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下的斷口表面均可見(jiàn)密布的纖維狀析出物,這是蠕變導(dǎo)致的微觀(guān)結(jié)構(gòu)變化的直觀(guān)表現(xiàn)。
圖 7 在不同初始應(yīng)力強(qiáng)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(jiàn)：當(dāng)初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為13.47 MPa·m0.5時(shí),焊縫試樣斷口表面相對(duì)平整,裂紋主要以穿晶方式擴(kuò)展；當(dāng)初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為19.06 MPa·m0.5時(shí),斷口表面存在大凹坑,可能是內(nèi)部不均勻的應(yīng)力分布或顯著的材料破壞導(dǎo)致的,裂紋的斷裂機(jī)制由穿晶/沿晶混合斷裂模式主導(dǎo)。不同初始應(yīng)力強(qiáng)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(yīng)力集中導(dǎo)致的。
圖 8 在不同初始應(yīng)力強(qiáng)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(jiàn)：在初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為13.47 MPa·m0.5時(shí),熱影響區(qū)試樣斷口表面存在顯著層片狀特征,說(shuō)明試樣的斷裂方式為沿晶斷裂。當(dāng)初始應(yīng)力強(qiáng)度因子為19.06 MPa·m0.5時(shí),斷口表面存在韌窩和孔洞,說(shuō)明試樣發(fā)生韌性斷裂,同時(shí)可觀(guān)察到沿晶裂紋,說(shuō)明試樣的斷裂模式為穿晶/沿晶混合斷裂模式；另外,韌窩內(nèi)部有少量球狀顆粒物,可能是在應(yīng)力作用下局部塑性變形析出的產(chǎn)物。
圖 9 在不同初始應(yīng)力強(qiáng)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(jiàn),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(yīng)力作用下,材料中的空位在晶體內(nèi)部擴(kuò)散和聚集而形成蠕變孔洞,相鄰孔洞可能會(huì)連接形成更大的孔洞或裂紋,從而進(jìn)一步降低材料的強(qiáng)度和韌性。不同試樣的蠕變裂紋擴(kuò)展機(jī)制在本質(zhì)上是一致的,包括蠕變孔洞的形成、長(zhǎng)大以及最終匯聚為微裂紋。這些微裂紋與裂紋尖端融合,導(dǎo)致裂紋前沿的有效承載面積降低,局部應(yīng)力增強(qiáng)。當(dāng)裂紋前沿的局部應(yīng)力達(dá)到材料的拉伸強(qiáng)度時(shí),便會(huì)發(fā)生局部斷裂,引起裂紋擴(kuò)展。在3種試樣中,熱影響區(qū)試樣因其組織的非均勻性,內(nèi)部應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著[18],從而加快了裂紋在其內(nèi)部的形核及擴(kuò)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(guān)形貌
Figure 10. Micromorphology of creep crack tip in base metal specimen
3. 結(jié)論
（1）隨著初始應(yīng)力強(qiáng)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(kuò)展速率增大。在相同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下,焊縫的蠕變斷裂壽命最長(zhǎng)、歸一化穩(wěn)態(tài)蠕變裂紋擴(kuò)展速率最小,說(shuō)明焊縫抵抗蠕變裂紋擴(kuò)展的能力最強(qiáng),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(kuò)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(kuò)展速率與初始化應(yīng)力強(qiáng)度因子呈線(xiàn)性關(guān)系。3種試樣在不同初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下的歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化曲線(xiàn)都呈類(lèi)似“V”字形狀,對(duì)應(yīng)蠕變裂紋的萌生、穩(wěn)定擴(kuò)展和加速擴(kuò)展階段；歸一化蠕變裂紋擴(kuò)展速率-應(yīng)力強(qiáng)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(kuò)展速率具有更強(qiáng)的線(xiàn)性關(guān)系,且二者的分布集中。
（3）隨著初始應(yīng)力強(qiáng)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(zhuǎn)變。
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