P12耐热钢蠕变微观组织演化研究及寿命预测分析

杨家兵

(中韩(武汉)石油化工有限公司,湖北 武汉 430082)

耐热钢是指在高温环境下具有较高的强度和良好的化学稳定性的合金钢。工程上按照其正火组织将耐热钢分为奥氏体耐热钢、马氏体耐热钢、铁素体耐热钢和珠光体耐热钢等【1】。耐热钢因其优越的性能被广泛应用在石油化工、航空航天、能源电力等领域。然而,在实际工程中却时常发现耐热钢设备在远低于设计寿命的情况下出现蠕变断裂失效,这与耐热钢所处服役环境有着密切的关系。研究发现【2】,高温环境下耐热钢的力学性能与常温(较低温)时有着显著的差别,即使应力远低于常温屈服强度,钢材也会发生蠕变断裂。

考虑到蠕变断裂的危害性,国内外研究者对不同金属材料的蠕变断裂机制作了大量的研究。刘源等【3】在600 ℃、100 MPa应力条件下进行了P91铁素体耐热钢的蠕变试验,通过扫描电镜及EBSD(电子背散射衍射技术)对蠕变过程中不同区域的微观组织进行了观察,发现经过 2 000 h蠕变试验,P91铁素体耐热钢微观组织中形成了大量的蠕变孔洞,这或将是P91铁素体耐热钢发生蠕变断裂的一个积极因素。Yu等【4】对G115马氏体耐热钢在923 K温度下进行了一系列不同加载应力(130～200 MPa)的蠕变试验,其研究结果表明, 应力升高可以有效地促进空洞的形核和生长, 进而加速G115马氏体耐热钢蠕变断裂进程。

然而,目前国内外关于P12耐热钢的高温蠕变性能方面的研究极少。P12耐热钢是美国ASTM A335/A335M“高温服役用铁素体无缝合金钢管标准规范”中的低合金钢,属于珠光体耐热钢【5-7】。在某石化企业中有大量P12耐热钢高温蒸汽管道服役,服役温度在500 ℃以上。这些管道更换成本高,发生蠕变断裂失效或将引发严重的后果。因此研究其蠕变断裂机理并准确、合理地预测管道的服役寿命有着重要的意义。

为此,本文将从微观组织演化角度研究P12耐热钢蠕变断裂机理,并通过系列高温持久试验确定P12耐热钢Manson-Haferd参数PMH(σ),以便进行P12耐热钢蒸汽管道的寿命预测。

1 试验方法与过程

1.1 P12耐热钢蠕变试验

金属材料的微观组织结构是决定其宏观力学性能的重要因素,为此通过研究P12耐热钢蠕变过程中微观组织演化情况揭示其蠕变断裂机理。为获得不同蠕变时间下的P12耐热钢试样,对P12耐热钢在630 ℃、70 MPa应力条件下进行了一系列不同加载时间(0～360 h,步长为30 h)的蠕变试验,试样编号为0～12号,其中0号为原始材料试样,不参与蠕变试验。所有蠕变试验均在如图1所示的RDJ系列机械式蠕变持久试验机上进行。最终,蠕变试验后的1～12号试样如图2 所示。

图1 RDJ系列机械式蠕变持久试验机

图2 蠕变后的1～12号试样

1.2 P12耐热钢微观组织检测试验

为探究P12耐热钢蠕变过程中微观组织的演化情况,对上述0～12号试样进行金相显微组织检测。检测流程为: 取试样的截面样、 镶嵌、 磨制、 抛光、 腐蚀、 观察组织, 其中截面样选取在试样正中央位置。所有试样的检测观察倍数均分别为100×、200×、500×和1 000×。图3所示为0号试样的金相显微组织图像,白色区域为铁素体组织,黑色区域为珠光体组织,需要说明的是,白色区域中的黑色小点并非为珠光体组织,而是碳化物。

图3 0号试样的金相显微组织图像

图4所示为1～12号试样观测倍数为1 000×的金相显微组织图像。由图4可知,1～6号试样金相组织成分为铁素体、珠光体和极少量的碳化物,而7～12号试样金相组织成分为铁素体、珠光体和大量的碳化物,且蠕变时间越长,碳化物的分析量越多。

图4 1～12号试样的金相显微组织图像(1 000×)

为了进一步研究P12耐热钢在高温蠕变条件下微观组织结构的变化情况,尤其是其珠光体组织的演化情况,对P12耐热钢部分试样(0、3、6、8～12号)进行具有更高放大倍数的扫描电镜分析。上述试样的检测观察倍数为2 000×、5 000×、10 000×、15 000×和20 000×。图5所示为0号试样的扫描电镜图像,深色区域为铁素体基体,浅色突出区域为渗碳体组织,而深色区域中出现的浅色白点为碳化物。图6所示为上述8个试样观测倍数为20 000×的扫描电镜图像。由图6可知,随着蠕变时间的延长,珠光体组织发生了明显的球化现象,渗碳体组织的形状由片状逐渐变化为球状或粒状,其尺寸和数量也随蠕变时间的累积而下降。

图5 0号试样的扫描电镜图像

2 P12耐热钢蠕变过程中微观组织演化的定量研究

由图4和图6可知,随着蠕变时间的延长,P12耐热钢微观组织发生了明显的变化,主要体现在珠光体球化和碳化物析出两方面。为了定量分析其微观组织演化情况,即定量确定碳化物析出情况以及珠光体球化情况,本文基于Python语言并结合计算机图像技术对各试样的金相显微组织图像和扫描电镜图像进行图像处理。

2.1 碳化物析出程度随蠕变时间的变化

为研究P12耐热钢蠕变过程中碳化物析出程度的变化情况,对0～12号试样中观测倍数为1 000×的金相显微组织图像进行图像处理,具体步骤包括:图像二值化处理、填充孔洞、分水岭分割、降噪处理、编号、统计分析。图7所示为经图像处理后的12号试样的金相显微组织,图像中将碳化物逐一进行了编号,统计碳化物编号数即可得到其碳化物个数,而对每个碳化物区域进行像素点统计可以获得每个碳化物区域的面积等数据。

表1所示为0～12号试样中碳化物个数、 总面积、 平均面积和组织占比。很明显, 随着蠕变时间的不断累加, 整体上P12耐热钢微观组织中碳化物析出程度不断上升。这种上升不仅体现在碳化物的数量上, 碳化物平均尺寸也随之上升, 也就是说蠕变过程中P12耐热钢微观组织中的碳化物组织在不断“生长”。此外, 碳化物组织占比也随着蠕变程度的加深而增大, 未服役P12耐热钢材料(0号试样)中碳化物组织仅有0.010%,而在11号试样中(即持久时间为330 h)碳化物组织占比却高达3.459%。而碳化物的析出或将弱化金属材料的宏观力学性能, 尤其是耐热钢的断裂韧性(抵抗裂纹扩展能力), 这意味着P12耐热钢发生蠕变断裂或许在一定程度上是由碳化物大量析出导致其抵抗裂纹能力下降而造成的。

2.2 珠光体球化程度随蠕变时间的变化

珠光体球化是指当温度较高时,原子活动力增强,扩散速度增加,片状渗碳体便逐渐转变为珠状, 再积聚成大球团, 从而使材料的屈服点、 抗拉强度、 冲击韧性、 蠕变极限和持久极限产生下降的现象【8】。为定量分析蠕变过程中P12耐热钢微观组织中珠光体球化的情况, 对图6中的8个试样观测倍数为20 000×的扫描电镜图像进行图像处理, 以获得其珠光体球化级别、 渗碳体数量、 渗碳体总面积和渗碳体平均面积等数据, 如表2所示。

由表2可知,随着蠕变时间的不断延长,P12耐热钢中珠光体组织发生了明显的球化现象,值得注意的是,12号试样在630 ℃、70 MPa应力条件下只进行了360 h的蠕变试验,试样的球化等级已经高达3级,可以预见,若蠕变时间继续延长几千或上万小时,其球化等级会更高或完全球化,甚至有可能断裂,说明P12耐热钢在超温状况下材料性能将随蠕变时间延长而进一步劣化。而渗碳体数量随着蠕变时间的累积而减少。此外,渗碳体的尺寸也发生了明显的变化,0～12号试样的平均面积由2.26×10-4μm2降低到1.51×10-4μm2。由此可见,珠光体球化在P12耐热钢的蠕变断裂过程中起到重要的作用。

3 基于Manson-Haferd参数法的P12高温蒸汽管道寿命预测分析

3.1 Manson-Haferd参数法

Manson和Haferd【9】对金属材料的高温持久试验数据进行分析时,发现应力一定时温度和断裂时间的对数之间呈线性关系,如式(1)所示。

PMH(σ)=(lgtr-lgta)/(T-Ta)

(1)

式中:PMH(σ)——与应力σ有关的Manson-Haferd参数;

T——绝对温度,K;

tr——断裂时间,h;

lgta、Ta——为与金属自身相关的材料常数。

由于目前缺乏P12耐热钢高温持久试验数据,并不能直接确定其材料常数lgta和Ta。但一直以来M-H常数(Ta、lgta)都被认为是两个相对独立的数值,在数据处理过程中往往需要确定这两个常数的值。前期工作【10】表明,许多耐热钢的M-H常数(Ta、lgta)之间存在良好的线性关系,如图8所示。分析发现,在直线上选取不同的M-H 常数对预测精度的影响较小,即M-H常数(Ta、lgta)可以在图8所示直线上较宽的范围内取值,并且对预测精度的影响不大。这同时也提出了一种可能性:可以选取1组M-H常数来关联部分钢种的持久性能数据,这样不仅可使高温性能数据的外推变得简便,还能使之保持较高的预测精度。

日本国立材料研究所NIMS中牌号为1Cr-0.5Mo钢与P12耐热钢具有极为相近的成分与力学性能,所以本文暂时以1Cr-0.5Mo钢的材料常数lgta和Ta作为P12耐热钢的材料常数,即lgta取值为510,Ta取值为13.097 98,待积累一定的P12耐热钢高温持久试验数据后再进行修正。因此,对于P12耐热钢,式(1)可描述为式(2)。

PMH(σ)=(lgtr-510)/(T-13.097 98)

(2)

通过式(2)可以对一定温度、应力条件下的P12耐热钢设备进行寿命预测。但其中PMH(σ)目前并不知晓,因此还需确定P12耐热钢的PMH(σ)参数。

3.2 P12耐热钢PMH(σ)参数的确定

为获取P12耐热钢PMH(σ)参数与应力σ之间的关系,对P12耐热钢进行系列高温持久试验,结果如表3所示。

对表3中的持久试验数据进行数据拟合(如图9所示),发现PMH(σ)与应力σ之间的关系可以采用多项式进行描述,如式(3)所示。

图9 P12耐热钢高温持久试验数据拟合

PMH(σ)=0.171 87-0.296 44lgσ+

0.150 38(lgσ)2-0.026 22(lgσ)3

(3)

由于项目科研经费有限,持久试验数据较少,持久试验的最长时间只有300 h,所以式(3)的精度有待大量试验数据进行修正和验证,后续将持续开展持久试验工作。

3.3 P12耐热钢高温蒸汽管道的寿命预测

P12耐热钢高温蒸汽管道规格为DN350,即外径355.6 mm,壁厚15.5 mm,管道的内压折算应力σ为43.15 MPa,服役温度条件为520 ℃。将上述条件参数带入式(3)并联立式(2)可得:

(4)

求解式(4)可算出内压折算应力σ为43.15 MPa、服役温度为520 ℃的P12耐热钢高温蒸汽管道的服役寿命为19.98万h。

4 结论

为探究P12耐热钢蠕变断裂机理并预测P12耐热钢高温蒸汽管道服役寿命,进行了系列高温蠕变试验、高温持久试验、金相显微组织检测试验和扫描电镜试验,并基于Python语言以及结合计算机图像处理技术对P12耐热钢微观组织图像进行图像处理,得到了以下结论:

1) 蠕变时间的延长会加剧碳化物的析出程度,一方面碳化物的数量不断上升,另一方面碳化物的尺寸也随蠕变时间的累积而增大,这意味着碳化物组织在P12耐热钢蠕变过程中是不断成长的,这或将会降低P12耐热钢的力学性能。

2) 蠕变现象的发生同时会导致P12耐热钢微观组织中的珠光体成分发生球化现象,当蠕变时间达到360 h时,P12耐热钢珠光体球化级别高达3级,且随蠕变时间的持续延长,珠光体球化级别或将更高。此外,珠光体中的渗碳体尺寸、数量随蠕变时间的增大而减小,这或将是P12耐热钢蠕变断裂的重要机理之一。

3) 通过高温持久试验可以归纳出P12耐热钢Manson-Haferd参数PMH(σ)与应力σ之间的关系,由此可确定P12耐热钢温度-应力-时间三者之间的关系式,进而可外推预测P12耐热钢高温蒸汽管道的服役寿命。