劉川槐，沈 利，曹 宇,陸一帆，潘衛(wèi)國，紀冬梅

(1.淮浙電力有限責任公司 鳳臺發(fā)電分公司,安徽淮南 232131；2.浙江浙能電力股份有限公司，杭州 310007；3.上海電力大學 能源與機械工程學院，上海 200090)

0 引言

超(超)臨界機組內(nèi)的鍋爐過熱器各區(qū)域蒸汽溫度不同，對所用管材的抗腐蝕性、抗氧化性和高溫蠕變性能的要求也不同，因此，以HR3C，Super304H，TP347H等為代表的奧氏體不銹鋼、以T91，T92為代表的馬氏體耐熱鋼以及鎳基合金鋼組成的異種鋼接頭在國內(nèi)外超(超)臨界機組得到了廣泛的應用[1]。

據(jù)統(tǒng)計，超(超)臨界鍋爐中，爐內(nèi)四管(過熱器管、再熱器管、水冷壁管、省煤器管)失效導致的事故約占事故總量的2/3[2]，而爐管接頭早期失效更是爐管失效事故中較為常見的情況。對于異種鋼焊接接頭而言，經(jīng)常出現(xiàn)氣孔、夾渣、未熔合、未焊透及焊接裂紋等由工藝、冶金等因素造成的缺陷，使得異種鋼焊接接頭使用壽命通常達不到設計要求，約為同種鋼焊接接頭的1/5～1/3[3]；除此之外，接頭兩端母材性能參數(shù)的差異(如熱膨脹系數(shù)、導熱系數(shù)等)也將導致鍋爐爐管出現(xiàn)預期之外的故障，造成巨大的經(jīng)濟損失。因此，亟待進行異種鋼焊接接頭性能研究、失效機理研究以及壽命預測方面的工作。

許多學者[4-6]對異種鋼焊接接頭的早期失效進行了研究。有分析[7]認為，熱膨脹系數(shù)差別較大是出現(xiàn)這種失效的主要原因，同時焊縫熱影響區(qū)中脫碳層的產(chǎn)生也會對此造成影響。當焊接接頭服役較長時間之后，焊縫熔合區(qū)形成了脫碳層和增碳層，降低了接頭的蠕變性能，是裂紋形成的主要原因[8]。從失效方式的角度出發(fā)，研究表明鐵素體/奧氏體異種鋼焊接接頭存在的三種失效方式，分別為焊縫裂紋[9]、晶界沉淀[10]和時效脆化[11]。

(1)焊縫裂紋。由于焊接缺陷造成應力集中，使得熔合區(qū)附近存在較高的應力水平，在交變應力的作用下將產(chǎn)生早期疲勞開裂[12]；同時，在高溫環(huán)境下長期運行后，T91鋼的抗高溫蠕變性能相對較差，在該側會出現(xiàn)蠕變孔洞，在熔合區(qū)形成蠕變裂紋，最終發(fā)展為宏觀裂紋而失效[13-14]。另外，由于母材硬度高的區(qū)域塑性和韌性降低，同時在安裝固定以及運行膨脹等因素的作用下，該區(qū)域承受較大應力而產(chǎn)生裂紋，并進而擴展為泄漏[15]。

(2)晶界沉淀。鐵素體/奧氏體鋼焊接接頭的蠕變失效行為與高溫服役過程中的晶界沉淀物有關。通過T92/Super304H異種鋼焊接接頭高溫斷裂后的斷口表征測試，發(fā)現(xiàn)高溫蠕變斷裂后，T92鐵素體鋼細晶熱影響區(qū)的晶界上出現(xiàn)了Laves相的大量析出，推斷Laves相沉淀析出是導致該區(qū)早期失效的主要原因[10，16]。

(3)時效脆化。受化學元素濃度稀釋的影響，在鐵素體/奧氏體異種鋼焊接接頭的熔合區(qū)極易產(chǎn)生淬硬性的馬氏體組織[17]，使得其韌性下降；異種鋼焊接接頭運行過程中受到碳遷移的影響，產(chǎn)生增碳層，使得淬硬性得以增加，發(fā)生冷裂[11]。

對于鐵素體/奧氏體異種鋼焊接接頭，不僅需要考慮其服役過程中失效機理和失效形式，還需要關注其高溫力學性能，但是針對鐵素體鋼和奧氏體鋼異種鋼焊接接頭在不同加載速率下的高溫性能研究，幾乎未見相關研究文獻；另外，文獻[18]研究表明用于汽輪機轉子及葉片的X12CrMoWVNbN10-1-1鋼在高溫拉伸過程表現(xiàn)出顯著的率相關性，為此，本文針對T91/TP347H異種鋼焊接接頭，采用不同的速率加載，分別對焊接接頭和兩側母材進行其服役溫度下的高溫拉伸試驗，研究加載速率對焊接接頭及其兩側母材拉伸性能的影響以及拉伸本構方程。

1 試驗材料與試驗方案

1.1 試驗材料

T91/TP347H異種鋼焊接接頭樣品見圖1，外徑61～66 mm，厚度8～12 mm，其中有2根接頭已經(jīng)服役105h。母材和填充金屬的化學成分見本課題組的相關文獻[19]，T91鋼和TP347H鋼的拉伸力學性能及持久強度分別見表1，2[20]。

圖1 T91/TP347H異種鋼焊接接頭樣品Fig.1 T91/TP347H dissimilar steel welded joint samples steel

表1 T91鋼和TP347H鋼的拉伸力學性能Tab.1 Tensile mechanical properties of T91 steel and TP347H steel

表2 T91鋼和TP347H鋼的持久強度Tab.2 Endurance strengths of T91 steel and TP347H steel MPa

1.2 拉伸試樣

因管材壁厚較小，不能加工成標準拉伸試樣。根據(jù)接頭材料的幾何尺寸，設計拉伸試樣的結構尺寸如圖2所示。

圖2 高溫拉伸試樣結構示意Fig.2 Schematic diagram of elevated temperaturetensile specimen

1.3 試驗方案

通過單向拉伸試驗能夠獲取材料的真實應力應變曲線以及屈服強度、斷后伸長率等力學性能指標以及本構方程。在拉伸過程中，溫度與加載速率是影響試樣響應的兩大因素。

考慮到9%～12%Cr馬氏體鋼在載荷作用下表現(xiàn)出滯彈性性能，根據(jù)GB/T 228.2—2015《金屬材料拉伸試驗 第2部分：高溫試驗方法》設計了不同的加載速率開展高溫拉伸試驗，具體試驗方案如表3所示。在MTS370.10液壓伺服疲勞測試系統(tǒng)上自定義試驗方案開展試驗，結束后的試樣如圖3所示。對于鐵素體和奧氏體異種鋼焊接接頭，失效位置一般在鐵素體一側[21-22]，故本文只開展未服役的母材和接頭以及服役后的T91鋼母材拉伸試驗。

表3 T91/TP347H異種鋼焊接接頭及母材的高溫拉伸試驗方案Tab.3 Elevated temperature tensile test schemes forT91/TP347H DSWJ and base metals

圖3 高溫拉伸結束后的T91/TP347H異種鋼焊接接頭及母材的試樣Fig.3 Specimens of T91/TP347H DSWJ and base metalsafter elevated temperature tensile tests

2 T91/TP347H異種鋼焊接接頭和母材的高溫拉伸性能及本構方程

2.1 接頭及兩側母材在不同加載速率下的屈服極限

基于拉伸試驗數(shù)據(jù)，分析拉伸過程中T91/TP347H焊接接頭、兩端母材T91鋼和TP347H鋼在不同加載速率下的屈服極限，結果見表4，應力-應變曲線見圖4～7。將表4中T91鋼的屈服極限與表1的數(shù)據(jù)對比發(fā)現(xiàn)，本試驗結果大于文獻中的數(shù)據(jù)；同時，發(fā)現(xiàn)服役后接頭的T91鋼在2.5×10-5/s和1.5×10-5/s的加載速率的屈服極限高于原始狀態(tài)時屈服極限，而在非常緩慢加載速率1×10-5/s時，服役后接頭的T91鋼的屈服極限低于原始狀態(tài)時屈服極限，可以認為電廠的啟停和正常運行致使T91鋼接頭的剛度增加。不同加載速率下焊接接頭的平均屈服極限為169.67 MPa，接近于TP347H鋼的平均屈服極限130.16 MPa，遠小于T91鋼的屈服極限。由此可知TP347H鋼的性能對焊接接頭整體性能的影響高于T91鋼。

表4 T91/TP347H異種鋼焊接接頭和母材在580 ℃下的屈服極限RP0.2Tab.4 Yielding stress RP0.2 of T91/TP347H DSWJ and basemetals at 580 ℃

圖4 原始狀態(tài)接頭T91鋼在不同加載速率下的拉伸

當溫度一定時，對于高溫拉伸而言，增加應變速率，會使金屬的流變應力增大。流變應力定義為：

(1)

式中，Re為屈服極限，MPa,若屈服過程不明確，用RP0.2代替；Rm為抗拉強度,MPa。流變應力增加，即為屈服極限和強度極限增加。

圖5 接頭服役105 h后T91鋼在不同加載速率下的拉伸曲線和Ramberg-osgood本構模型Fig.5 Tensile curves and Ramberg-osgood constitutivemodels of T91 steel after serving for 105 h underdifferent loading rates

圖6 原始狀態(tài)接頭TP347H鋼在不同加載速率下的拉伸曲線和Ramberg-osgood本構模型Fig.6 Tensile curves and Ramberg-osgood constitutivemodels of TP347H steel at original state underdifferent loading rates

圖7 原始狀態(tài)T91/TP347H異種鋼焊接接頭不同加載速率下的拉伸曲線和Ramberg-osgood本構模型Fig.7 Tensile curves and Ramberg-osgood constitutivemodels of T91/TP347H DSWJ at original state underdifferent loading rates

塑性變形的過程，如晶間滑移、晶體位錯運動和擴散蠕變等都與時間相關。應變速率增大時，塑性變形在變形體內(nèi)不能充分地擴展和完成，更多地表現(xiàn)為彈性變形。由胡克定律可知，彈性變形量越大，應力就會越大。應變速率增加，使得金屬沒有足夠的時間進行回復或再結晶，導致軟化過程不充分，宏觀表現(xiàn)為金屬的塑性降低，變形抗力增加，流變應力增大。另外，應變速率增加，金屬塑性會降低，金屬會較早地達到斷裂階段。

2.2 接頭及母材在不同加載速率下的本構方程

在固定的加載速率下，一般材料的工程拉伸應力應變關系服從Ramberg-osgood本構模型:

(2)

式中，E為材料的彈性模量；n，K為經(jīng)驗常數(shù)，包含加載速率和溫度的依賴性。

利用前述的試驗數(shù)據(jù)，分別采用最小二乘法擬合母材和接頭的Ramberg-osgood本構模型，結果如圖4～7所示，擬合參數(shù)見表5。

表5 T91/TP347H異種鋼焊接接頭及其兩側母材的Ramberg-osgood本構模型參數(shù)Tab.5 Ramberg-osgood constitutive model parameters of welded joints of dissimilar steels T91/TP347H and base metals

由圖4～7和表5可以看出，Ramberg-osgood模型能很好地描述T91/TP347H異種鋼焊接接頭及其母材的應力-應變本構關系，從擬合參數(shù)E可知該接頭的剛度介于兩端母材之間，且服役后T91鋼一側的剛度增加；不同加載速率對原始狀態(tài)和服役105h的T91鋼的高溫拉伸性能影響并不明顯，應力-應變曲線幾乎趨于同一條曲線，TP347H鋼的高溫拉伸曲線在不同速率稍有差異，而接頭的應力-應變曲線在不同加載速率不同，可知接頭對加載速率的敏感性高于母材；T91/TP347H未服役焊接接頭Ramberg-osgood模型參數(shù)E,ε0及K更接近于TP347H鋼的三參數(shù)，由此可以推斷TP347H鋼的性能對焊接接頭整體性能的影響高于T91鋼。

3 結論

以T91/TP347H異種鋼焊接接頭為研究對象，在580 ℃下分別對焊接接頭和母材進行了高溫拉伸試驗，加載速率為0.5×10-5～2.5×10-5/s，研究加載速率對焊接接頭和母材拉伸性能的影響，并建立了焊接接頭及母材的Ramberg-osgood本構模型，得到結論如下。

(1)焊接接頭服役105h后，不同加載速率下T91鋼的平均屈服極限為347.71 MPa，高于原始狀態(tài)下平均屈服極限340.14 MPa。

(2)不同加載速率下,焊接接頭的平均屈服極限為169.67 MPa，接近于TP347H鋼的平均屈服極限130.16 MPa，遠小于T91鋼的屈服極限；且焊接接頭的彈性模量為160 GPa，接近于TP347H鋼的彈性模量150 GPa，遠小于T91鋼的彈性模量。即TP347H鋼的性能對焊接接頭整體性能的影響高于T91鋼。

(3)不同加載速率下，T91鋼和TP347H鋼的應力-應變曲線變化較小，而焊接接頭的應力-應變曲線有差異，即焊接接頭對加載速率的敏感性高于母材。

(4)Ramberg-osgood模型能很好地描述T91/TP347H異種鋼焊接接頭及其母材的應力-應變本構關系。