楊景標(biāo)，陳學(xué)東，范志超，艾志斌，鄭 炯

(1.合肥通用機(jī)械研究院國家壓力容器與管道安全工程技術(shù)研究中心，安徽 合肥 230031;2.廣東省特種設(shè)備檢測研究院，廣東廣州 510655)

0 引言

火災(zāi)條件下壓力容器的安全評定主要有兩個研究方向，其一為火災(zāi)發(fā)生過程中壓力容器的力學(xué)和熱響應(yīng)。對于火災(zāi)條件下鋼制壓力容器的壓力、溫度、應(yīng)力等響應(yīng)的試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬有相關(guān)研究報(bào)道。張輝［1］研究了建筑用鋼Q235的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量、極限應(yīng)變等力學(xué)性能在200～600℃下的變化規(guī)律。國內(nèi)外的研究學(xué)者［2－11］對于火災(zāi)發(fā)生時壓力容器的安全評價(jià)，主要是對壓力容器進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，根據(jù)材料的導(dǎo)熱和熱輻射性能，在一定的傳熱功率條件下，獲得壓力容器的溫度、壓力和應(yīng)力響應(yīng)，從而判斷壓力容器的強(qiáng)度和安全性。鞏建鳴等［2－3］對火災(zāi)環(huán)境下液化氣球罐的瞬態(tài)熱響應(yīng)進(jìn)行了有限元數(shù)值分析研究，以對球罐進(jìn)行安全評定;其結(jié)果表明，400℃環(huán)境下均勻受熱的液化氣球罐在氣液相交界處由于壓力和溫度的波動而不能滿足強(qiáng)度要求，導(dǎo)致該部位破裂。

另一個安全評定研究方向是火災(zāi)后材料的性能變化和壓力容器的合于使用評價(jià)。?；反鎯毫θ萜靼l(fā)生火災(zāi)事故后，快速高效地對過火設(shè)備進(jìn)行合于使用評價(jià)，以便確定它們是否適宜繼續(xù)服役、降級使用或維修更換非常重要［12－13］。一些研究者［14－15］對不同材料在火災(zāi)后的力學(xué)性能進(jìn)行了測試、分析和歸納，試圖找到材料在火災(zāi)高溫后力學(xué)性能變化的經(jīng)驗(yàn)公式，但這些研究主要是針對建筑用結(jié)構(gòu)鋼。

邵正偉等［16］利用熱模擬試驗(yàn)機(jī)研究了07MnNiMoVDR鋼奧氏體連續(xù)冷卻時的相變規(guī)律和顯微組織，其目的主要是為了通過調(diào)節(jié)冷卻速度控制組織類型，從而獲得綜合力學(xué)性能良好的鋼材。為了研究07MnNiCrMoVDR鋼再熱裂紋敏感性，劉俊松等［17－18］的試驗(yàn)條件是模擬焊接狀態(tài)，其熱處理過程與實(shí)際火災(zāi)相差甚遠(yuǎn)。但是不同受火溫度、保溫時間和冷卻速度熱處理后壓力容器用調(diào)質(zhì)高強(qiáng)度鋼力學(xué)性能的變化規(guī)律卻鮮見報(bào)道。

本研究的主要目的是對?；反鎯毫θ萜鞯湫陀娩撨M(jìn)行不同熱暴露溫度、保溫時間和冷卻速率的熱處理來模擬鋼材的受火過程，對經(jīng)歷不同熱處理后的鋼材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，從而獲得其拉伸性能隨溫度、保溫時間和冷卻速率的變化規(guī)律，進(jìn)而獲得該材料受火后拉伸性能急劇發(fā)生變化時的受火條件臨界值，并研究抗拉強(qiáng)度和硬度的關(guān)聯(lián)。為了便于探索相關(guān)性能的變化規(guī)律，文中僅針對母材而不考慮焊接接頭。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料

07MnNiMoDR材料取自國產(chǎn)38 mm厚軋制鋼板，為調(diào)質(zhì)狀態(tài)，其化學(xué)成分如表1所示。所采用的07MnNiMoDR鋼板的化學(xué)成分滿足GB 19189—2011《壓力容器用調(diào)質(zhì)高強(qiáng)度鋼板》的要求。

表1 07MnNiMoDR鋼板的化學(xué)成分 %

1.2 熱處理方法

采用高溫箱式電阻爐進(jìn)行熱模擬，在室溫下將樣坯置于爐內(nèi)，然后按設(shè)定的速率升溫到預(yù)定溫度，保溫到預(yù)定的時間，最后將樣坯取出冷卻至室溫。

熱暴露溫度分別為 450，550，650，750，800，850℃。在各溫度下的保溫時間分別為2，4，8，12 h。工程應(yīng)用中，大型儲罐發(fā)生火災(zāi)后一般采用消防水冷卻或空冷，本研究選取水冷和空冷兩種方式來考察冷卻速率的影響。

1.3 拉伸試驗(yàn)

拉伸試驗(yàn)選用圓形試樣，根據(jù)GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》制備18 mm×18 mm×200 mm的樣坯進(jìn)行熱處理，然后將樣坯制成拉伸試樣，形狀及尺寸(單位為mm)見圖1。

圖1 拉伸試樣尺寸

根據(jù) GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》，在SHT 4505試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，所有試樣均使用引伸計(jì)。

對于原母材，進(jìn)行了3次拉伸試驗(yàn)。對于熱處理的情況，根據(jù)溫度、保溫時間和冷卻速率組合，共有48個熱處理工況，每一因素下制備了2根拉伸試樣;對所有熱處理工況的試樣進(jìn)行一輪拉伸試驗(yàn)，然后再進(jìn)行一輪重復(fù)性試驗(yàn)。由于試驗(yàn)結(jié)果重復(fù)性好，選取其中一輪的拉伸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)結(jié)果表明，應(yīng)力—應(yīng)變曲線的變化趨勢受保溫時間和冷卻速率的影響不大，主要與熱暴露溫度有關(guān)，保溫2 h時不同溫度下的應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖2所示(圖中的應(yīng)變?yōu)橐煊?jì)所采集的變形)。屈服階段之后的應(yīng)力—應(yīng)變曲線并沒有出現(xiàn)特殊情況，圖2僅給出能充分體現(xiàn)屈服階段的應(yīng)力—應(yīng)變曲線。

圖2 不同溫度下的應(yīng)力—應(yīng)變曲線

從圖2中可以看出，無論是空冷還是水冷，當(dāng)溫度高于650℃時，07MnNiMoDR鋼的應(yīng)力—應(yīng)變曲線從有明顯屈服平臺變成無明顯屈服平臺。鋼的屈服是由于具有足夠的位錯密度所引起［19］。07MnNiMoDR調(diào)質(zhì)鋼的回火處理對應(yīng)于回火過程中回復(fù)階段進(jìn)入再結(jié)晶初期，其綜合性能達(dá)到最佳，若熱暴露溫度越高，回復(fù)或再結(jié)晶越明顯，從而使其偏離了最佳性能［20］。對于沒有明顯屈服平臺的試樣，以Rp0.2作為屈服強(qiáng)度進(jìn)行了比較分析。

2.1 熱暴露溫度對拉伸性能的影響

屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和彈性模量隨溫度的變化如圖3所示?？梢钥闯?，無論是空冷還是水冷，650℃以下時，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別保持在 560 MPa和640 MPa左右。

圖3 不同保溫時間下強(qiáng)度和彈性模量隨溫度的變化曲線

從圖3(a)可以看出，當(dāng)溫度高于650℃時，屈服強(qiáng)度隨溫度不斷下降，850℃時屈服強(qiáng)度下降到260 MPa左右;抗拉強(qiáng)度開始下降的溫度為750℃，850℃時抗拉強(qiáng)度從640 MPa下降到550 MPa左右。850℃時屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別明顯低于490 MPa和610 MPa的材料標(biāo)準(zhǔn)要求。

從圖3(b)可以看出，當(dāng)溫度高于650℃時，屈服強(qiáng)度隨溫度先下降后升高，而抗拉強(qiáng)度則不斷升高;850℃且保溫12 h時，屈服強(qiáng)度從800℃時的最小值390 MPa再次升高到550 MPa，抗拉強(qiáng)度則從650℃時的625 MPa增大到775 MPa。

從圖3(b)還可以看出，水冷時雖然抗拉強(qiáng)度大于610 MPa，但當(dāng)溫度高于650℃時，屈服強(qiáng)度達(dá)不到490 MPa的標(biāo)準(zhǔn)要求。羅斌［21］的研究結(jié)果表明，07MnCrMoV系列鋼調(diào)質(zhì)處理的回火溫度為650～680℃;當(dāng)熱暴露溫度高于回火溫度時，其性能將偏離最佳值［20］。因此，需綜合其他性能對受火后07MnNiMoDR鋼的拉伸性能進(jìn)行安全評估。

從圖3(c)可以看出，當(dāng)溫度低于650℃時，溫度對彈性模量的影響不明顯;而當(dāng)溫度高于650℃時，彈性模量隨溫度不斷下降，850℃時彈性模量從650℃時的220 GPa下降到146 GPa。

從圖3(d)可以看出，水冷時彈性模量和屈服強(qiáng)度的變化趨勢相似，當(dāng)溫度高于650℃時，彈性模量隨溫度先下降后升高，達(dá)到最小值144 GPa時的溫度為750℃，850℃時升高到198 GPa。

斷后伸長率和斷面收縮率隨溫度的變化如圖4所示。

圖4 不同保溫時間下斷后伸長率和斷面收縮率隨熱暴露溫度的變化曲線

從圖4(a)可以看出，空冷時斷后伸長率隨溫度總體上呈現(xiàn)出增大趨勢，當(dāng)溫度高于650℃時，斷后伸長率從25%左右增大到850℃的33%左右;從圖4(b)可以看出，水冷時斷后伸長率基本不隨溫度變化或略有下降，基本保持在20% ～25%之間?？梢钥闯?，雖然07MnNiMoDR鋼受火后其斷后伸長率均大于17%的標(biāo)準(zhǔn)要求，但當(dāng)溫度高于650℃時強(qiáng)度不能滿足要求，因此不能判斷其拉伸性能滿足要求。

從圖4中還可以看出，當(dāng)溫度低于650℃時，斷面收縮率保持在80%左右，750℃時空冷和水冷下的斷面收縮率分別減少到75%和70%左右，之后斷面收縮率又隨溫度而增大，850℃時空冷和水冷下的斷面收縮率分別增大到77%和75%左右。

2.2 保溫時間對拉伸性能的影響

不同溫度下屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度隨保溫時間的變化如圖5所示。從圖5(a)和(c)可以看出，空冷時屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度總體上隨保溫時間變化不大或略有下降趨勢。從圖5(b)和(d)可以看出，水冷且當(dāng)溫度低于850℃時，保溫時間對屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的影響不明顯;850℃時屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均隨保溫時間的延長而逐漸增大，保溫時間從2 h增加到12 h時，屈服強(qiáng)度從436 MPa增加到547 MPa，抗拉強(qiáng)度則從730 MPa上升到775 MPa。由于07MnNiMoDR鋼的臨界點(diǎn)Ac1為744℃［22］，當(dāng)溫度升高到850 ℃時，具有較大的溫度驅(qū)動力，奧氏體化程度隨時間延長而不斷提高，水冷后將可能出現(xiàn)馬氏體和貝氏體組織，使得屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度增大。

圖5 不同溫度下強(qiáng)度隨保溫時間的變化曲線

不同溫度下斷后伸長率和斷面收縮率隨保溫 時間的變化如圖6所示。

圖6 不同溫度下斷后伸長率和斷面收縮率隨保溫時間的變化曲線

從圖6(a)和(b)可以看出，保溫時間對斷后伸長率的影響不大，空冷時斷后伸長率基本保持在20%～33%的范圍;水冷時斷后伸長率基本保持在20%～25%的范圍。

從圖6(c)和(d)可以看出，當(dāng)溫度低于650℃時，斷面收縮率幾乎不隨保溫時間而變化;而當(dāng)溫度達(dá)到750℃時，斷面收縮率隨保溫時間的延長而下降，空冷時從保溫4 h的75.5%下降到8 h時的72%，水冷時從保溫2 h時的70%下降到保溫12 h時的67%;當(dāng)溫度高于750℃時，斷面收縮率隨保溫時間的延長而逐漸增大，保溫時間從2 h增加到12 h時，850℃時，空冷下斷面收縮率從75%增加到79%，而水冷時的斷面收縮率則從71.6%增加到 75.6%。

2.3 冷卻速率對拉伸性能的影響

本研究選取水冷和空冷兩種方式來考察冷卻速率的影響，水冷時的冷卻速率大于空冷時的冷卻速率。從圖3，4可以看出，650℃以下時，在同一溫度下，冷卻速率對拉伸性能幾乎沒有影響。當(dāng)溫度高于650℃時，在同一熱暴露溫度下，水冷時的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均大于空冷時的強(qiáng)度，如750℃下保溫2 h，水冷時的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別為685 MPa和402 MPa，分別大于空冷時的648 MPa和386 MPa;空冷時的斷后伸長率和斷面收縮率均大于水冷時的值，如800℃下保溫2 h，空冷時的斷后伸長率30%大于水冷時的26%，空冷時的斷面收縮率74.4%大于水冷時的68.6%。邵正偉等［16］研究了 07MnNiMoVDR 鋼過冷奧氏體連續(xù)冷卻后的顯微組織，結(jié)果表明，隨著冷卻速度的增大，其組織由鐵素體和珠光體逐漸向貝氏體轉(zhuǎn)變，這表明，隨著冷卻速度的增大，冷卻后其強(qiáng)度有增大的趨勢。

3 強(qiáng)度與硬度的關(guān)系

由文獻(xiàn)［23］得到了硬度隨溫度的變化規(guī)律，保溫時間對硬度的影響不明顯，將每一溫度4個保溫時間下硬度的平均值作為一個硬度值，圖3中每一溫度4個保溫時間下抗拉強(qiáng)度的平均值作為一個抗拉強(qiáng)度，可以得到空冷和水冷時每一溫度下硬度和抗拉強(qiáng)度的關(guān)系如圖7所示。

空冷和水冷時抗拉強(qiáng)度和硬度的線性擬合公式為:

Rm=2.33×HV10+156 (1)

式中抗拉強(qiáng)度和硬度的相關(guān)系數(shù)為0.98002，表明抗拉強(qiáng)度和硬度具有較好的線性關(guān)系。

研究結(jié)果表明，650℃以下07MnNiMoDR鋼的強(qiáng)度和硬度才能滿足要求，圖7中虛線所示約190～215 HV10的硬度范圍可以作為判斷強(qiáng)度滿足要求時的硬度值，可以通過硬度測定對07MnNiMoDR鋼受火后的強(qiáng)度進(jìn)行快速判斷。

圖7 抗拉強(qiáng)度和硬度的對應(yīng)關(guān)系

4 結(jié)論

(1)07MnNiMoDR鋼受火后其拉伸性能急劇變化的溫度臨界值為650℃，當(dāng)熱暴露溫度高于650℃時，07MnNiMoDR鋼的應(yīng)力—應(yīng)變曲線從有明顯屈服平臺變?yōu)闊o明顯屈服平臺。

(2)當(dāng)溫度從臨界值650℃升高到850℃，空冷時屈服強(qiáng)度從550 MPa下降到260 MPa，水冷時屈服強(qiáng)度在800℃時達(dá)到最小值390 MPa，850℃時又增大到550 MPa;空冷時抗拉強(qiáng)度從625 MPa減少到550 MPa，而水冷時從625 MPa增大到775 MPa。

(3)當(dāng)溫度低于臨界值時，保溫時間對強(qiáng)度、彈性模量、斷后伸長率和斷面收縮率等拉伸性能影響不明顯。在同一溫度和保溫時間下，水冷時的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均分別高于空冷時的強(qiáng)度，空冷時的斷后伸長率和斷面收縮率均大于水冷時的值。

(4)抗拉強(qiáng)度和硬度具有較好的線性關(guān)系，可以通過硬度測定值對07MnNiMoDR鋼受火后的強(qiáng)度進(jìn)行快速判斷。

［1］張輝.火災(zāi)條件下鋼結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能研究［J］.武警學(xué)院學(xué)報(bào)，2004，20(3):33 －35.

［2］鞏建鳴，涂善東，牛蘊(yùn).火災(zāi)環(huán)境下液化氣球罐瞬態(tài)熱響應(yīng)的有限元分析［J］.壓力容器，2002，19(5):5－8.

［3］鞏建鳴，涂善東，牛蘊(yùn).火災(zāi)環(huán)境下液化氣球罐力學(xué)響應(yīng)的有限元分析與安全評價(jià)［J］.壓力容器，2003，20(4):6 －9.

［4］邢志祥，蔣軍成.16MnR鋼容器在高溫(火災(zāi))條件下的力學(xué)響應(yīng)［J］.天然氣工業(yè)，2003，23(5):109 －111.

［5］HIRSCHLER M M.Fire Hazard and Fire Risk Assessment［M］.Philadelphia:American Society for Testing and Materials，1992.

［6］PLANAS － CUCHI E，CASAL J，LANCIA A，et al.Protection of Equipment Engulfed in a Pool Fire［J］.Journal of Loss Prevention in the Process Industries，1996，9(3):231－240.

［7］PLANAS － CUCHI E，CASAL J.Modelling Temperature Evolution in Equipment Engulfed in a Pool－Fire［J］.Fire Safety Journal，1998，30(3):251 －268.

［8］MAHGEREFTEH H，F(xiàn)ALOPE Gboyega B.O.，OKE Adeyemi O.Modeling Blowdown of Cylindrical Vessels under Fire Attack［J］.AICHE Journal，2002，48(2):401－410.

［9］LANDUCCI G，MOLAG M，COZZANI V.Modeling the Performance of Coated LPG Tanks Engulfed in Fires［J］.Journal of Hazardous Materials，2009，172(1):447－456.

［10］BIRK A M.Scale Considerations for Fire Testing of Pressure Vessels Used for Dangerous Goods Transportation［J］.Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2012，25(3):623 －630.

［11］OJHA M，DHIMAN A K，GUHA K C.Simulation of Thermally Protected Cylindrical Container Engulfed in Fire［J］.Journal of Loss Prevention in the Process Industries，2012，25(2):391 －399.

［12］API 579－1/ASME FFS－1，F(xiàn)itness－For－Service［S］.Washington:API/ASME，2007.

［13］CHEN Xuedong，AI Zhibin，F(xiàn)AN Zhichao，et al.Integrity Assessment of Pressure Vessels and Pipelines under Fire Accident Environment［C］//ASME 2012 Pressure Vessels and Piping Conference.Toronto，Ontario，Canada，July 15 －19，2012.

［14］丁發(fā)興，余志武，溫海林.高溫后Q235鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.建筑材料學(xué)報(bào)，2006，9(2):245 －249.

［15］易賢仁.鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的性能分析與鑒定［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，27(1):54 －57.

［16］邵正偉，肖豐強(qiáng).07MnNiMoVDR連續(xù)冷卻過程相變行為研究［J］.山東冶金，2010，32(5):35 －36.

［17］劉俊松，陳學(xué)東，卜華全.熱模擬法研究07MnNiCrMoVDR鋼再熱裂紋敏感性［J］.熱加工工藝，2012，41(17):19 －21.

［18］劉俊松，陳學(xué)東，卜華全，等.07MnNiCrMoVDR鋼再熱裂紋敏感性試驗(yàn)［J］.焊接，2012，51(6):38 －39.

［19］鮑成人，李眾，譚謹(jǐn)峰，等.連續(xù)退火冷卻速率對熱鍍鋅雙相鋼 DP780屈服平臺的影響［J］.鋼鐵，2010，45(5):81 －83.

［20］陳曉，劉繼雄，習(xí)天輝，等.高性能壓力容器用鋼的研究進(jìn)展［C］//中國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會四屆四次理事會暨2006年全國鋼結(jié)構(gòu)學(xué)術(shù)年會論文集.武漢:《鋼結(jié)構(gòu)》雜志社，2006:300 －305.

［21］羅斌.調(diào)質(zhì)高強(qiáng)鋼07MnCrMoVR的開發(fā)［J］.金屬材料與冶金工程，2011，39(6):19 －22.

［22］陳曉，秦曉鐘.高性能壓力容器和壓力鋼管用鋼(第2版)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2007.

［23］楊景標(biāo)，陳學(xué)東，范志超，等.07MnNiMoDR鋼火災(zāi)后力學(xué)性能及組織研究(一)——硬度及金相組織［J］.壓力容器，2014，31(2):1－8.