高鉻鐵素體耐熱鋼管發(fā)展中的問題及爭議（上）

何德孚 ，王晶瀅 ，2

（1.上海久立工貿(mào)發(fā)展有限責(zé)任公司，上海 200135；2.浙江德傳管業(yè)有限公司，浙江 湖州 313103）

以 Cr9Mo1VNb，即 ASME SA 213/SA 213M（ASTM A 213/A 213M）、ASME SA 335/SA 335M（ASTM A 335/A 335M）、ASME SA 387/SA 387M（ASTM A 387/A 387M）標(biāo)準(zhǔn)中以T/P/G91鋼為代表的9%～12%Cr蠕變增強(qiáng)鐵素體（CSEF）鋼管/或高鉻回火馬氏體鐵素體鋼管是1980年代美國橡樹林國家實(shí)驗(yàn)室（ORNL）在T/P/G9鋼管基礎(chǔ)上研發(fā)出來的。1983年ORNL宣稱其產(chǎn)品600℃、105h的蠕變斷裂強(qiáng)度可達(dá)98 MPa，該數(shù)據(jù)曾是ASME B＆PVC中確定其高溫許應(yīng)力的依據(jù)，也是1990年代使其成為國際上電站鍋爐制造及高溫蒸汽和石化工業(yè)高溫耐蝕管道首選鋼種的原因。但國外Cr-Mo耐熱鋼管在應(yīng)用中發(fā)生了一些早期損毀事故，具體見表1，這迫使人們對其高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂壽命特性進(jìn)行了大量、反復(fù)、長期的深入研究，并已揭示出早期損毀的根本原因——鋼種本身微觀組織特征決定的不穩(wěn)定性造成蠕變過程中必然演化或劣化，特別是焊接熱影響區(qū)（HAZ）外緣IV型開裂。但同時也發(fā)現(xiàn)ORNL最初提出的600℃，105h蠕變斷裂強(qiáng)度預(yù)測并不恰當(dāng)，為確保105h或更長壽命現(xiàn)已作了多次修正。這一耐熱鋼種發(fā)展中的關(guān)鍵問題至今仍在探索之中，并存在不少爭議。

表1 國外Cr-Mo耐熱鋼管應(yīng)用中發(fā)生的早期損毀事故實(shí)例

1 焊接熱影響區(qū)的IV型開裂

T/P91均為無縫鋼管，G91則是可以焊接的壓力容器的鋼種。IV型開裂是Cr-Mo耐熱鋼發(fā)生的一種特定位置開裂，它通常發(fā)生在焊縫熱影響區(qū)外緣，并且總是在高溫服役相當(dāng)長時間（幾年）以后才會出現(xiàn)。G91鋼焊縫熱影響區(qū)的IV型開裂特定位置如圖1所示。這種在低鉻鐵素體或回火貝氏體鋼應(yīng)用中最早發(fā)現(xiàn)的IV型開裂，現(xiàn)已被確認(rèn)也是造成T/P/G91鋼早期損毀的“主兇”（表1），而圖1所示中I、II、III型開裂的焊接冷（熱）裂紋則總是在焊接后即刻或短暫延時（最多為幾天）后就可發(fā)現(xiàn)。文獻(xiàn)［1］曾提及發(fā)生在國內(nèi)的3次P91高溫管道爆炸事故可能都是由這些裂紋引起的，但同時指出IV型開裂是未來數(shù)十年里此類鋼種在我國等發(fā)展中國家應(yīng)用中必須警惕的主要危害。

圖1 G91鋼焊縫熱影響區(qū)的Ⅳ型開裂特定位置示意

為避免T/P/G91鋼管或其組焊件在期望的高溫服役期前就發(fā)生早期損毀，確保其高溫條件下服役105h或更長時間，需要思考以下問題：①如何更為合理地推斷或預(yù)測母材在不同高溫及期望服役壽命條件下的蠕變斷裂強(qiáng)度或許用應(yīng)力；②母材成分在相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)波動或熱處理?xiàng)l件有差異時，不同爐號的高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特征差異或分散性有多大；③母材的焊接熱模擬試樣能否完全代表焊接接頭的蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特征，焊接接頭的橫向高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特征與母材有多大差異；④焊接方法及程序參數(shù)對焊接接頭橫向高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特征有多大影響，能否通過控制焊接方法或程序參數(shù)避免IV型開裂；⑤是否有更精確的方法推測高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特征。

為了解答上述疑問，世界各國，尤其是美國、歐洲、日本等發(fā)達(dá)國家和地區(qū)在以往的30年里已反復(fù)作了大量的深入試驗(yàn)研究和分析，也使人們對這些問題的認(rèn)識有了很大提高，但迄今并未完全統(tǒng)一認(rèn)識，有些爭議尚在探討之中［1-5］。

2 蠕變數(shù)據(jù)庫及預(yù)測模型

105h服役壽命、高溫條件下的蠕變斷裂強(qiáng)度不可能完全依靠高溫蠕變試驗(yàn)來得到，采用短期蠕變試驗(yàn)獲得若干個蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間數(shù)據(jù)，然后通過數(shù)學(xué)方法或建模推斷105h或更長時期的蠕變強(qiáng)度和斷裂時間是國內(nèi)外慣用的方法。上述1983年ORNL提出的600℃、105h蠕變斷裂強(qiáng)度為98 MPa是根據(jù)當(dāng)時30個爐號短時蠕變試驗(yàn)，最高試驗(yàn)時間為3×104h的有限數(shù)據(jù)推斷的；1990年ORNL又根據(jù)538℃、593℃，8×104h單個蠕變試驗(yàn)數(shù)據(jù)，把這一數(shù)值修正為93 MPa，兩次推斷所用的數(shù)學(xué)方法是相同的［6］，即文獻(xiàn)［7-8］所采用的G91、G92鋼持久蠕變曲線幾何作圖法或線性回歸分析法。G91鋼早期損毀事故（表1）相繼發(fā)生后，人們逐漸認(rèn)識到這種早期的預(yù)測方法將105h長期蠕變斷裂強(qiáng)度推斷得過高可能是一個重要原因。為此，歐洲、日本先后建立了ECCC（歐洲蠕變強(qiáng)度協(xié)調(diào)合作組）、SHC（日本高鉻鐵素體鋼母材和焊接接頭許用應(yīng)力評估協(xié)調(diào)組），專門從事數(shù)據(jù)收集和高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性測定評估工作。1995年ECCC根據(jù)收集到的歐洲、美國、日本等國家和地區(qū)約107h累計(jì)蠕變試驗(yàn)時間數(shù)據(jù)推斷確定出600℃、105h的蠕變斷裂強(qiáng)度為94 MPa，并將該數(shù)據(jù)列入EN 10216-2標(biāo)準(zhǔn)；但2005年ECCC建議將其降為90 MPa，且620℃和650℃的蠕變斷裂強(qiáng)度下降為70 MPa與48 MPa；因此，該材料只宜在600℃以下溫度使用［6］。2005和2012年，日本SHC根據(jù)日本國立材料研究所（NIMS）收集的G91、G122、G92鋼蠕變試驗(yàn)數(shù)據(jù)，分別將G91鋼的600℃、105h許用應(yīng)力降低到63 MPa、53 MPa，并對板材（G）、管道鋼管（P）、鍋爐鋼管（T）加以區(qū)分［5］。值得注意的是：①高溫蠕變斷裂強(qiáng)度與高溫許用應(yīng)力是有區(qū)別的；②歐洲和日本在推斷或預(yù)測高溫蠕變斷裂強(qiáng)度時都采用了拉米參數(shù)（LMP）的二階或高階多項(xiàng)式、區(qū)域分解等回歸分析方法［5-6］；③大量的測定數(shù)據(jù)暴露了不同爐號鋼管或鋼種測定數(shù)據(jù)的分散性，從而給出了更為正確的預(yù)測，由此也證明建立蠕變斷裂強(qiáng)度試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫和采用經(jīng)改進(jìn)的回歸分析方法可以解決早期用作圖或簡單回歸方法得到的長期蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間預(yù)測值過高的問題［1-6］。所提出的這類分析方法已有30種之多，但是新方法仍在不斷研究中，可見這個問題的重要性［7］?，F(xiàn)僅以2012年日本SHC給出的歸納為例，進(jìn)行深入剖析。

2.1 3種CSEF鋼（G91、G122、G92）母材蠕變特性

文獻(xiàn)［5］中詳細(xì)地給出了分別由美國、德國、日本研發(fā)并已得到廣泛確認(rèn)的3種CSEF鋼（G91、G122、G92）母材的高溫蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間的重新評估。2012年收集的3種高鉻鐵素體鋼種的蠕變斷裂試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2。其中，管道鋼管（P）、鍋爐鋼管（T）占絕大多數(shù)，可見鋼管是此類材料應(yīng)用的主流，也是出現(xiàn)問題最多的。圖2～4所示分別為依據(jù)這些數(shù)據(jù)作出的母材在500℃、550℃、600℃、650℃、700℃時的蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性曲線。

表2 2012年收集的3種高鉻鐵素體鋼種的蠕變斷裂試驗(yàn)數(shù)據(jù)①

需要注意的是：

（1）所有曲線都是以對數(shù)坐標(biāo)平面上給出的。

（2）所有曲線都是通過拉米參數(shù)（LMP）以二階多項(xiàng)式非線性迫近方法，即按公式（1）計(jì)算出的。

式中T——蠕變試驗(yàn)溫度，℃；

記錄試驗(yàn)前體重，每天觀察雞的健康狀況，每周稱量雞的活體重和余料重量，統(tǒng)計(jì)肉仔雞的平均日采食量、平均日增重和料重比。

tτ——蠕變試驗(yàn)斷裂時間，h；

σ——蠕變試驗(yàn)斷裂應(yīng)力，MPa；

C，α0，α1，α2——系數(shù)，其數(shù)值可用計(jì)算機(jī)編程將特定試驗(yàn)溫度條件下若干個短期蠕變試驗(yàn)測定的（σ、tτ）數(shù)據(jù)組迫近算出，圖2～4所示即為迫近結(jié)果作出的非線性σ-tτ曲線。

圖2 評估得到的P/T/G91鋼管（板材）蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性曲線

圖3 評估得到的P/T/G122及雙相T122鋼管（板材）蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性曲線

圖4 G122鍛件、管道鋼管、板材的蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性曲線

（3）產(chǎn)品形式不同，即鍋爐鋼管（T）、管道鋼管（P）、板材的蠕變特性曲線略有差異。例如：①P91在500℃、550℃溫度條件下105h服役期內(nèi)蠕變特性曲線均十分接近線性；在600℃、650℃、700℃條件下105h服役期以前早就偏離線性（圖2a），溫度越高，偏離線性越早。這說明越是高的溫度條件下，采用線性迫近法就越可能產(chǎn)生過高的長期蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間預(yù)測。②T91、G91板材在500℃條件下105h前蠕變特性曲線明顯偏離線性，溫度越高，偏離線性越早（圖2b～d所示）。③P122、T122、G122的蠕變特性均在低應(yīng)力區(qū)，即服役壽命足夠長時呈現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折的區(qū)域特征，而且呈現(xiàn)十分明顯的線性特征（圖3a～c所示），此外鍛件、管道鋼管（P）、鍋爐鋼管（T）、板材呈現(xiàn)明顯區(qū)別（圖4）；鍛件在低應(yīng)力區(qū)的蠕變斷裂強(qiáng)度高，管道鋼管（P）次之，板材最差（按圖3a～c所示數(shù)據(jù)。鍋爐鋼管應(yīng)在管道鋼管之下、板材之上，但圖4中沒有繪制出），這或許反映出壓力加工致密度或方向性對應(yīng)力及高溫長期蠕變服役壽命是一種不可忽視的影響。

（4）母材的化學(xué)成分差異也對蠕變特性有一定影響。例如：①T91鋼的Ni含量上限分別為0.28%和0.20%時，550～650℃高溫105h服役壽命的蠕變斷裂強(qiáng)度前者略低于后者，但在500℃和700℃時差別不大（圖2b～c所示）；②Cr含量上限較高的T122雙相鋼（Cr上限為12.50%）總是比Cr含量上限為11.51%的蠕變斷裂強(qiáng)度低很多，溫度越高差異也越大（圖3c～d所示），500℃時差異就很小。

（5）105h是高鉻鐵素體耐熱鋼管期望的設(shè)計(jì)服役壽命。在該壽命下，材料的蠕變斷裂強(qiáng)度是確定其許用應(yīng)力的依據(jù)。2012年日本根據(jù)圖2～4所示的預(yù)測評估結(jié)果，確定了這3種鋼種在高溫蠕變條件下的許用應(yīng)力（表3）：①分別將G91（板材）、P91、T91在 105h、600℃的許用應(yīng)力降為 53 MPa、63 MPa、56 MPa，遠(yuǎn)低于ASME標(biāo)準(zhǔn)和歐洲ECCC機(jī)構(gòu)給出的90 MPa；②除T122（雙相鋼）以外，G122、P122、T122在105h、600℃的許用應(yīng)力高于 G91、P91、T91；③P92、T92 在 105h、600 ℃的許用應(yīng)力最高；④考慮到數(shù)據(jù)的分散性，表3中所列許用應(yīng)力大體上是將圖2～4所示特性曲線平移到包含99%數(shù)據(jù)的下限位置推定的。

表3 2012年日本提出的3個鋼種的高溫蠕變105h許用應(yīng)力新建議①

（6）圖2～4所示特性標(biāo)注的實(shí)測數(shù)據(jù)點(diǎn)大都在3×104h以下，但也有少數(shù)在3×104h以上，個別甚至在105h以上。這些數(shù)據(jù)很可能是從退役部件上取樣，再累計(jì)蠕變試驗(yàn)獲得的，也有部分?jǐn)?shù)據(jù)是根據(jù)退役部件的相關(guān)數(shù)值直接推算出的。

（7）G91、G122、G92均不能在700℃以上達(dá)到105h服役壽命，但仍可在服役壽命較短的條件下使用。

2.2 焊縫橫向蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性

雖然早期曾通過焊接熱模擬試驗(yàn)探索高鉻鐵素體鋼的焊接性及其蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性，但現(xiàn)已確認(rèn)焊縫橫向蠕變斷裂試樣（C-W試樣）是確定其焊接接頭蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性的更合理有效途徑。文獻(xiàn)［5］中的PVP 2012-78393根據(jù)所收集的1 339組C-W試樣蠕變試驗(yàn)數(shù)據(jù)，按鋼種、產(chǎn)品形成、焊接方法、焊后熱處理?xiàng)l件、蠕變試樣形狀、蠕變試驗(yàn)溫度、試樣斷裂位置剖析了這些數(shù)據(jù)的分布特征，具體見表4，并由這些數(shù)據(jù)得出焊縫橫向蠕變斷裂強(qiáng)度-斷裂時間特性；最后將焊縫橫向蠕變特性與母材特性進(jìn)行對比，具體如圖5～6所示。

表4 2012年前收集的高鉻回火馬氏體鋼焊縫橫向蠕變試驗(yàn)數(shù)據(jù)①

圖5 G91、G122、G92焊接接頭橫向蠕變斷裂特性評估

圖6 G91、G122、G92母材和焊接接頭橫向蠕變斷裂特性對比

從表4和圖5～6可以看出：

（1）從產(chǎn)品形式上看，鋼管的數(shù)據(jù)占了49%；板材的蠕變試驗(yàn)可能主要是針對縱縫焊管的（這類焊管在鍋爐或壓力容器制造中是常用的）。

（2）從焊接方法來看，SAW埋弧焊、SMAW手弧焊、GTAW鎢極氬弧焊是3個鋼種都采用的主要方法；GMAW熔化極氣體保護(hù)焊接，實(shí)際主要是FCAW（藥芯焊絲熔化極氣體保護(hù)焊），僅在G/T/P91中見到采用。此外，G/T/P122曾有過少量EBW電子束焊接試驗(yàn)（實(shí)際是在德國）。

（3）從蠕變試樣斷裂位置看，在熱影響區(qū)斷裂的占48.2%，說明Ⅳ型開裂是此類鋼種蠕變斷裂最主要危害；母材斷裂占21.8%，說明在特定條件下母材本身的蠕變劣化可能比焊縫Ⅳ型開裂演化得更快。這是各國迄今仍十分關(guān)注母材蠕變劣化基礎(chǔ)研究的重要原因。另外，有17.5%的斷裂在焊縫，加上另有斷裂在熔合線及部位不確定的，說明3個鋼種的焊接材料（填充金屬）及焊接程序、參數(shù)都很不完善。這可能就是文獻(xiàn)［8］中明確指明Cr-Mo鋼焊接現(xiàn)狀的背景。而第8版的文獻(xiàn)［8］（1998年）曾非常樂觀地宣稱Cr-Mo鋼能提供良好的焊接性。美國焊接學(xué)會對Cr-Mo鋼焊接性認(rèn)識的這一倒退反映出還有許多問題有待探索。

（4）焊縫橫向高溫蠕變斷裂強(qiáng)度或壽命通?？偸堑陀谀覆牡?，較低溫度或高應(yīng)力服役、短期壽命內(nèi)差別較小，服役溫度越高差異越大，服役壽命越長時差別也增加?？v縫焊管的高溫蠕變強(qiáng)度折減因子就由此產(chǎn)生。

（5）根據(jù)圖5～6所示的數(shù)據(jù)分析和預(yù)測結(jié)果，日本SHS給出了G91、G122、G92鋼焊縫蠕變強(qiáng)度折減因子的建議值，具體見表5。需要注意的是：①歐洲早在1990年就已意識到焊縫橫向蠕變強(qiáng)度可能遠(yuǎn)低于母材，這一警覺最早就以0.8作為蠕變強(qiáng)度折減因子反應(yīng)在德國1988年的設(shè)計(jì)規(guī)范中，但2008以前美國的ASME B＆PVC一直未對此給予明確規(guī)定；②2007年美國機(jī)械工程師協(xié)會（ASME）規(guī)定G92及類似鋼種縫焊組件經(jīng)510～649℃焊后熱處理、105h壽命的許用應(yīng)力為39 MPa，2008年ASME在引入焊縫強(qiáng)度折減因子后，才把上述數(shù)值降為29.8 MPa（焊縫經(jīng)正火+回火）和19.3 MPa（焊后熱處理狀態(tài)）（圖 7）［1］；而據(jù)表 3和表 5的推薦，G91、G122、G92鋼焊接接頭在650℃、105h壽命的許用應(yīng)力分別為14 MPa、8 MPa、16 MPa；③ASME B＆PVC及ASME B 31.1—2012已明確CSEF鋼應(yīng)按服役溫度引入焊縫強(qiáng)度折減因子（表6），但仍未區(qū)分鋼種；④按表4的數(shù)據(jù)條件，表5的數(shù)值應(yīng)為焊后熱處理狀態(tài)的焊縫強(qiáng)度折減因子，表6跟它對應(yīng)的應(yīng)為“亞臨界溫度焊后熱處理的CSEF鋼”，這就是說表6中CSEF鋼焊縫強(qiáng)度折減因子可能是以表5為參考設(shè)定的，但數(shù)值也不完全相同?？梢娺@一爭議是涉及設(shè)計(jì)、制作和材料標(biāo)準(zhǔn)的綜合性問題。

表5 2012年日本SHS建議的焊縫蠕變強(qiáng)度折減因子

表6 計(jì)算帶縱向焊縫焊管制造構(gòu)件最小壁厚或許用設(shè)計(jì)壓力時適用的焊縫強(qiáng)度折減因子①

2.3 國產(chǎn)化進(jìn)程及其產(chǎn)品蠕變特性數(shù)據(jù)

目前，我國CSEF鋼已走完了引進(jìn)、管制、國產(chǎn)化和自主創(chuàng)新的歷程。G/T/P91、G/T/P122、G/T/P92等CSEF鋼管都已可批量生產(chǎn)。其中，寶山鋼鐵股份有限公司已累計(jì)生產(chǎn)G91鋼20×104t以上，而且其持久（蠕變）強(qiáng)度-斷裂時間特性測試優(yōu)異，持久韌性測定已100%達(dá)到美國ORNL提出70%持久斷面收縮率，預(yù)測的600℃、105h持久強(qiáng)度達(dá)到100 MPa；此外，國產(chǎn) P92、TP310HCbN（即TP122）鋼管的持久強(qiáng)度均已達(dá)國外同類產(chǎn)品水平［9-10］。國產(chǎn)3種CSEF鋼管的蠕變斷裂特性曲線如圖7所示［8-9］。我國自主研發(fā)的T115、P115已被列入ASTM A 213/A 213M—2018。但與前文所述比較可以發(fā)現(xiàn)：①國內(nèi)所有持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)的預(yù)測尚停留在簡單的線性回歸或幾何作圖方法，而國際上已普遍認(rèn)為這種方法可能造成持久強(qiáng)度和壽命的過高評估；②國內(nèi)至今罕見CSEF鋼焊縫橫向蠕變強(qiáng)度-斷裂時間特性的測定數(shù)據(jù)，對其焊接材料、焊接方法、焊接程序的研究也十分稀少；③根據(jù)文獻(xiàn)［11-13］可知，我國現(xiàn)有電站鍋爐設(shè)計(jì)手冊、壓力容器設(shè)計(jì)手冊、動力管道設(shè)計(jì)手冊在涉及CSEF鋼或其鋼管時均僅參照ASME B＆PVC及ASME B 31.1等，國內(nèi)迄今尚無涉及CSEF鋼管的設(shè)計(jì)規(guī)范；④我國已有眾多研究院（所）及鋼材、鋼管生產(chǎn)商在進(jìn)行高溫持久強(qiáng)度-斷裂時間特性測定，但沒有專門的協(xié)調(diào)組織建立相關(guān)數(shù)據(jù)收集及評估工作。由此可見，我國在CSEF鋼管研發(fā)中尚存在許多短板。

圖7 國產(chǎn)3種CSEF鋼管的蠕變斷裂特性曲線

（待 續(xù)）