长期服役P91钢蒸汽管道焊接接头显微组织及力学性能研究

摘要

P91钢被广泛应用于大型电站的发电机组和蒸汽管道等关键部位。长期服役会导致P91钢蒸汽管道性能退化，目前研究多关注长期服役对母材性能的影响，而对焊接接头各部位的显微组织和力学性能缺乏系统研究。因此，分别从未服役的P91钢蒸汽管道的母材（NBM）和已服役74 000 h的P91钢蒸汽管道焊接接头的母材（BM）、热影响区（HAZ）焊缝（WZ）取材，利用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜、硬度计和拉伸试验机，研究长期服役对P91钢蒸汽管道焊接接头的显微组织和力学性能的影响。结果表明：相比于NBM，BM和WZ的硬度和拉伸性能均未出现退化迹象，而HAZ的拉伸性能在硬度基本未变的情况下显著退化，表明硬度不能用于判断服役时间低于74 000 h的P91钢蒸汽管道焊接接头的寿命。焊接时高温热循环回火使HAZ的马氏体板条和碳化物发生粗化，且碳化物沿马氏体板条界面连续析出分布，对HAZ的拉伸性能已造成一定程度的损害。长期服役使本已老化的HAZ显微组织明显退化，致使其拉伸性能显著下降，断裂模式由韧窝断裂转变为韧窝和准解理复合断裂。

关键词

长期服役P91钢; 焊接接头; 热影响区; 显微组织; 力学性能

19世纪80年代初，美国能源局在9Cr1Mo钢的基础上通过添加微合金化元素V和Nb并控制钢中N的质量分数，获得了一种兼具优异力学性能和良好焊接性能的钢种，即P91钢^［1-3］。该钢种在研制成功后的短短几年时间里，就得到美国标准ASTM和ASME的高度认可^［4］。我国从1987年开始引进P91钢，距今已有30多年历史，目前已完全实现国产化。由于该钢种具有较低的热膨胀系数、良好的导热性和优异的高温持久强度，因此在众多大型电站的发电机组和蒸汽管道等关键核心部位得到广泛应用^［5-7］。

P91钢是典型的马氏体耐热钢，经正火和回火热处理后得到回火马氏体组织^［8］，同时在原奥氏体晶界和马氏体板条边界处析出细小弥散的碳化物颗粒以钉扎晶界与亚晶界，从而达到稳定马氏体结构的目的^［9-10］。许多学者通过大量研究证明，耐热钢蒸汽管道母材在长期高温服役过程中，碳化物在外应力作用下不断发生粗化，晶界、亚晶界和位错的钉扎效果逐渐减弱，使显微组织出现明显老化，进而造成力学性能的快速退化^［11-14］。然而，前人的研究多关注于长期服役对耐热钢蒸汽管道母材的作用，但在长期服役对耐热钢蒸汽管道焊接接头各部位的显微组织和力学性能的影响机制方面缺乏系统研究。

长期以来，硬度检测技术在判断大型电站蒸汽管道服役安全寿命方面一直发挥着重要作用^［15］。通常采用布氏硬度计或便携式里氏硬度计测定蒸汽管道焊接接头母材（BM）、热影响区（HAZ）和焊缝（WZ）等各部位的硬度，以判定焊接接头各部位的显微组织的老化程度和强度等级^［16-17］。布氏硬度计体积较大不便于携带，所以现场实际多使用便携式里氏硬度计测定蒸汽管道焊接接头各部位的硬度^［18］。尽管硬度测试在一定程度上可有效判定焊接接头显微组织明显老化部位的服役安全寿命，但对于硬度变化并不显著的接头其它部位的判定却显无力，其可行性也有待进一步探讨。

基于上述分析，本研究从国内某大型电站未服役的P91钢蒸汽管道母材（NBM）和服役74 000 h的P91钢蒸汽管道焊接接头各部位进行取材，利用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜、里氏硬度计、室温和高温拉伸试验机对NBM、BM、HAZ和WZ的显微组织、碳化物、硬度、室温和高温拉伸性能进行系统研究，探究长期服役对P91钢蒸汽管道焊接接头各部位显微组织和力学性能的影响机制。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

国内某大型电站服役P91钢蒸汽管道焊接接头已在额定温度为541 ℃、额定压力为17.47 MPa的环境中累计运行近74 000 h，其宏观形貌如图1所示。从图1可见，接头区域由BM、HAZ和WZ三部分组成。

图1  P91钢蒸汽管道焊接接头宏观形貌

Figure 1  Macro-morphology of P91 steel steam pipe welded joint

1.2 实验方法

使用Equotip Bambino 2型里氏硬度计测定NBM、BM、HAZ和WZ的硬度，并从他们处分别切取金相试样及室温和高温拉伸试样。对于金相试样，首先在5%的硝酸酒精溶液腐蚀15 s，之后采用Olympus GX71型金相显微镜观察显微组织。对于拉伸试样，利用AG-X100kN型电子万能材料试验机，以4 mm∙min^-1的拉伸速率检测各室温拉伸试样的抗拉强度、屈服强度和延伸率；采用AG-XPLUS100kN型电子万能材料试验机，在545 ℃的温度下以4 mm∙min^-1的拉伸速率检测各高温拉伸试样的抗拉强度、屈服强度和延伸率。

首先使用JXA-8530F型扫描电镜观察室温和高温拉伸断口形貌，随后从拉伸试样平行段切取圆形薄片，经机械研磨后通过电解双喷（双喷液为7%的高氯酸酒精溶液，电压为10—15 mV，电流为50—60 mA）制备透射试样，最后采用JEM-2100F型透射电镜观察碳化物。

2 结果与讨论

2.1 显微组织分析

采用金相显微镜观察NBM、BM、HAZ和WZ的显微组织，结果如图2所示。从图2可以看出，P91钢蒸汽管道焊接接头各部位经长期服役后，其组织结构特征未发生改变，仍为回火马氏体组织。NBM（图2（a））的马氏体晶粒细小且均匀，与NBM相比，接头BM（图2（b））经长期服役后其马氏体板条未见明显粗化，马氏体晶粒同样细小均匀，然而BM处随机分布于晶界和晶内的碳化物数量却显著增加。WZ（图2（d））的马氏体晶粒尺寸较BM也未见明显变化。相比于BM和WZ，HAZ（图2（c））的马氏体晶粒尺寸明显增大，其均匀程度也有所下降。综合来看，P91蒸汽管道焊接接头经过长期的在高温高压环境中服役后，BM和WZ的显微组织均未表现出明显的老化迹象，而HAZ的显微组织老化较为严重。

图2  金相显微组织

Figure 2  Metallographic microstructure

利用透射电镜观察NBM、BM、HAZ和WZ的碳化物，结果如图3所示。从图3可见：NBM的碳化物尺寸较小，呈椭球状多分布在晶内，这是由于P91钢蒸汽管道焊接接头长期在高温高压的环境中服役，各部位的碳化物出现不同程度的变化；相比于NBM，BM的碳化物同样在晶界和晶内均有分布，数量未见显著变化，尺寸略有增加但其变化幅度不大；WZ的碳化物特征与BM较为相似，碳化物数量和分布较NBM同样未见显著变化，尺寸也略微增大；HAZ的碳化物数量多于BM和WZ，且该部位的碳化物沿着马氏体板条边界连续析出分布，这是由于焊接过程中HAZ遭受严重的高温热循环回火所致^［19-20］。从图3还可以看出，P91钢蒸汽管道焊接接头长期在高温高压的环境下服役后，BM和HAZ的位错密度出现不同程度的减小，其中HAZ的位错密度变化程度更大。

图3  透射电镜形貌

Figure 3  TEM morphology

2.2 力学性能分析

2.2.1 硬度分析

利用便携式里氏硬度计检测NBM的硬度，发现其硬度值在465—475 HL的范围内波动。采用相同方式对服役P91钢蒸汽管道焊接接头各部位的硬度进行检测，结果如图4所示。从图4可见：WZ和HAZ的硬度基本接近，稳定在460—470 HL的范围内，与NBM相比，这两个部位的硬度值没有发生变化，说明长期的高温高压服役未对WZ和HAZ的硬度产生影响；相比于NBM，BM的硬度值略有增大，但其变化幅度很小。综合看来，NBM、BM、HAZ和WZ四个部位的硬度值较为接近，未表现出明显的变化趋势。

图4  服役P91钢蒸汽管道焊接接头的硬度分布

Figure 4  Hardness distribution of service P91 steel steam pipe welded joint

2.2.2 拉伸性能

图5为NBM、BM、HAZ和WZ的室温拉伸实验结果。从图5可以看出：BM的抗拉强度和屈服强度与NBM较为接近，未见明显变化；与NBM相比，HAZ的抗拉强度及屈服强度分别下降了11.4%和14.3%；相比于NBM，WZ的抗拉强度及屈服强度出现上升趋势，分别增大了4.1%和9.0%；NBM、BM、HAZ和WZ四个部位的延伸率较为接近，变化幅度均不大。

图5  NBM、BM、HAZ和WZ的室温拉伸性能

Figure 5  Room temperature tensile properties of NBM， BM， HAZ， and WZ

图6为NBM、BM、HAZ和WZ的高温拉伸实验结果。从图6可见，BM和NBM的抗拉强度和屈服强度较为接近，与NBM相比，HAZ的抗拉强度和屈服强度均有所降低，WZ的抗拉强度和屈服强度却明显提升且分别增大了87和93 MPa。

图6  NBM、BM、HAZ和WZ的高温拉伸性能

Figure 6  Elevated temperature tensile properties of NBM， BM， HAZ， and WZ

通过对比发现，服役P91钢蒸汽管道焊接接头各部位的室温和高温拉伸性能呈现相同的变化规律，与NBM的室温和高温拉伸性能相比，BM的拉伸性能均未表现出明显变化，HAZ的拉伸性能均明显降低，WZ的拉伸性能均呈上升趋势。尤力等^［21］研究了服役78 000 h的T91/G102异种钢焊接接头力学性能发现，对于T91钢一侧，各部位硬度和强度均呈现明显退化迹象，说明该服役时长下可通过硬度判定强度的波动及退化。王长才等^［22］研究表明，对于服役6 a的P91钢管焊接接头，其各部位硬度基本一致，而强度出现一定程度恶化，说明该服役时长下不能通过硬度判定强度的波动和退化。在本研究中，NBM、BM、HAZ和WZ部位的硬度基本一致，而HAZ的强度低于NBM、BM和WZ。由此可见，对于服役时间低于74 000 h、显微组织未见显著变化的P91钢蒸汽管道焊接接头，硬度测试不能用于判定接头各部位室温和高温拉伸性能波动及退化。

2.3 拉伸断裂特征分析

采用扫描电镜观察NBM、BM、HAZ和WZ的室温拉伸断口形貌，其结果如图7所示。从图7（a）可见，NBM的断裂面全部由韧窝组成，韧窝大而深，并且不均匀，其断裂模式为韧窝断裂。从图7（b）和图7（c）可见，P91钢蒸汽管道焊接接头经长期服役后，BM和HAZ的拉伸断裂模式由韧窝断裂转变为韧窝和准解理复合断裂，二者的断裂面均由韧窝和准解理组成，不同之处在于HAZ的断裂面上可以清楚地看到大量二次裂纹，说明HAZ的基体强度表现出明显下降。从图7（d）可见，相比于BM和HAZ，WZ的断裂模式未发生转变，仍为韧窝断裂，此处的韧窝尺寸较小且比较均匀。

图7  室温拉伸断口形貌

Figure 7  Tensile fracture morphology at room temperature

图8为NBM、BM、HAZ和WZ的高温拉伸断口形貌。从图8（a）可见，NBM的拉裂面上都是韧窝，其断裂模式均为韧窝断裂。从图8（b）和图8（c）可见，相比于NBM，BM和HAZ的断裂面上除韧窝外还存在部分准解理，他们的断裂模式为韧窝和准解理复合断裂，说明长期服役后的接头BM和HAZ的断裂模式由韧窝断裂转变为韧窝和准解理复合断裂。从图8（d）可见，相比于BM和HAZ，WZ的拉裂面上都是韧窝，说明P91钢蒸汽管道焊接接头经长期服役后，WZ的断裂形式未发生转变，仍为韧窝断裂。

图8  高温拉伸断口形貌

Figure 8  Tensile fracture morphology at elevated temperature

2.4 HAZ拉伸性能退化机理

综上所述，相比于NBM，长期服役P91钢蒸汽管道焊接接头BM和WZ的显微组织未见老化，拉伸性能也没有表现出退化趋势，然而HAZ的显微组织却出现明显老化，其拉伸性能也在硬度基本与NBM相似的情况下显著退化。在P91钢蒸汽管道建造过程中焊接产生的高温热循环回火，使HAZ区域的显微组织相对于接头其它区域已发生一定程度的老化^［23］，主要体现在马氏体晶粒和碳化物发生粗化，同时碳化物沿马氏体板条界面连续析出。马氏体板条粗化使位错密度大幅减小，导致位错强化对强度的贡献值下降，进而造成拉伸性能显著退化^［24-25］。碳化物在高温热循环回火的作用下沿马氏体板条界面快速析出并长大，析出强化对强度的作用效果减弱，而且碳化物在马氏体板条界面析出并长大的过程中要消耗马氏体晶粒内部的Cr、Mo、Fe等固溶元素，使固溶强化作用降低^［26-28］。尽管HAZ焊后检验合格，但长时间在高温高压的环境中服役使其显微组织老化加重，拉伸性能快速退化，成为P91钢蒸汽管道的最薄弱部位。

3 结论

（1）对于服役时间不超过74 000 h、显微组织老化不明显的P91钢蒸汽管道焊接接头，硬度测试无法有效判断接头各部位室温和高温拉伸性能的波动及退化。

（2）P91钢蒸汽管道焊接接头经74 000 h服役后，各部位硬度与NBM硬度较为接近，没有表现出明显变化。BM和WZ的室温和高温拉伸性能均未见明显退化，而HAZ的室温和高温拉伸性能却显著退化，其拉伸断裂模式由韧窝断裂转变为韧窝和准解理复合断裂，同时在其断裂面上可清晰看到大量二次裂纹。

（3）焊接过程中的高温热循环回火使HAZ的马氏体板条和碳化物发生粗化，且碳化物沿马氏体板条界面连续析出，对HAZ的室温和高温拉伸性能造成一定程度伤害。长期在高温高压的环境中服役，使本已老化的HAZ显微组织进一步退化，造成了室温和高温拉伸性能显著下降。