2.25Cr-1Mo钢和FV520B钢的氢脆敏感性对比试验研究
时间：2023-06-10 19:25:14 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
唐才宇 杨思泽 崔莲顺
（沈阳鼓风机集团股份有限公司）
离心压缩机主要应用于石油、化工等领域，工况条件非常恶劣，其中有部分产品是在含氢介质中长期运行，包括循环氢压缩机和合成气压缩机。以离心式循环氢压缩机为例，它是加氢精制装置的关键机组，其能否正常运行直接关系到整个装置的运转[1]。由此可见，离心压缩机的选材极其重要[2]。对于离心压缩机产品的核心部件叶轮来说，虽然它的损坏可能是因为气动载荷或共振引起的疲劳失效[3-6]，但是材料选用不当通常是叶轮失效的最常见因素，因此叶轮的合理选材非常关键[7]。考虑到含氢介质条件下高速旋转的叶轮容易发生氢脆而突然失效，因此选择一种抗氢性能良好的材料来制造含氢介质条件下工作的叶轮就显得尤为重要。
马氏体沉淀硬化不锈钢因其良好的综合力学性能和耐腐蚀性能常被应用于航空、航天和工业领域[8-9]，它是含氢介质条件下常用的离心压缩机叶轮材料。由于FV520B 钢含有贵重金属元素Cr、Ni、Mo、Nb，并且Cr、Ni、Mo 含量较高，因此FV520B 钢材售价较合金结构钢偏高。这就需要选择一种成本低于FV520B 钢同时又与其抗氢脆能力相当的合金钢材料。
文献[10]表明2.25Cr-1Mo 钢可以应用于氢介质环境，同时该材料成本较低，锻件价格明显低于FV520B钢。由此可见，若将2.25Cr-1Mo 合金结构钢材料应用于含氢介质透平压缩机中将具有十分明显的成本优势。美国石油学会在氢环境下对所用透平式压缩机材料强度的规定是不要高于827MPa[11]，因而本文通过采用合适的热处理工艺将2.25Cr-1Mo 合金结构钢和FV520B马氏体沉淀硬化型不锈钢这两种材料的强度控制在符合要求的范围内，而后详细比较2.25Cr-1Mo 合金结构钢和FV520B 马氏体沉淀硬化不锈钢的氢脆敏感性，研究成果可以为氢环境下叶轮的合理选材提供依据。
本文所用的2.25Cr-1Mo 合金结构钢和FV520B 马氏体沉淀硬化不锈钢的试验用料均取自沈阳鼓风机集团股份有限公司的叶轮锻件，材料成分如表1所示。
表1 试验用料化学成分Tab.1 Chemical composition of the test material
2.25 Cr-1Mo 钢和FV520B 钢的热处理方式及相应强度见表2。
表2 材料的热处理方式及屈服强度Tab.2 Heat treatment and yield strength of the material
在考察材料的氢脆敏感性之前，需要对试样进行充氢处理，本试验利用的是电化学方法对所研究的两种钢材进行充氢。电化学充氢时，电解液的组分、充氢电流密度、充氢时电解液的温度以及试样自身的材质和性能等对充氢的效果都有影响。本文实验利用Φ4×50的棒状试样，通过多次预充氢摸索后最终确定出合适的工艺参数。为了避免在充氢过程中产生不可逆的氢损伤，充氢时电流密度不能太大[12]。本实验中的充氢溶液为5%H2SO4+As2O3(每1L 稀H2SO4溶液加入200mgAs2O3)，充氢温度20℃，两种试样充氢前后的含氢量列于表3。表中氢含量的测定是采用RH-404氢测定仪来分析，该分析仪采用热导探测器检测氢气含量，整个分析过程由内置计算机控制，最终检测结果以ppm（mg/kg）的形式呈现。
表3 电解充氢参数和含氢量Tab.3 Relationship between electrolytic hydrogen charging parameters and hydrogen content
慢拉伸试验是评价材料抗氢脆性能的常用方法，本文的慢拉伸试验是在日本产的东伸慢拉伸试验机上进行。在统一的形变速率下（1×10-5/s）拉伸每个试样直至断裂来测量充氢前后试样的断面收缩率（ψ），并读出缺口拉伸强度值，然后比较未充氢试样和充氢试样的数据结果以分析材料的氢脆敏感性。慢应变拉伸的试样要加工成标距为25mm，平行部分直径6.5mm的缺口拉伸试样，缺口为V型，深度1mm。慢拉伸试样如图1所示。
图1 慢拉伸试验试样加工图Fig.1 Specimen processing diagram of slow-strain tensile rate test
试验时的拉伸速率始终保持较低水平，拉伸环境温度为90℃，该温度与透平式含氢介质压缩机运行时的实际温度类似，同时用10MPa 氮气保压以便使氢原子在外界压力的作用下不易逸出试样，从而保证试样内部有着较为稳定的氢含量。电化学充氢后的试样要马上用来进行慢拉伸试验，这样做的目的是使拉伸试样内部的氢来不及逸出，使其含量能够处于较高水平，从而保证试验结果的准确性和可信度。拉伸后的试样断口利用ZEISS EVO-18扫描电镜进行分析。
在材料热处理阶段，2.25Cr-1Mo 钢热处理工艺采用正火+临界区淬火+回火处理的方式，临界区淬火即亚温淬火的目的是为了提高钢的韧性，降低脆性转变温度，减少高温回火脆性；
FV520B钢则是采用固溶+中间处理+时效处理的方式进行，中间处理即调整处理的目的是为了提高钢的Ms点，降低奥氏体含量并同时细化马氏体晶粒，以便使其获得更好的力学性能。
断面收缩率ψ是度量氢致塑性损失的主要参数之一[13]，同时也是本文用来评价2.25Cr-1Mo 钢和FV520B钢氢脆敏感性的主要依据。断面收缩率的定义为：
其中，A0是试样原始截面面积；
Af是拉断后的最小截面面积。为了弄清被研究材料的抗氢能力,本文对试样在充氢前后的断面收缩率均做了测量分析，测试结果见表4。
从表4中可见，FV520B钢未充氢试样的断面收缩率为27%，充氢后试样的断面收缩率则下降到16%；
在同样充氢条件下2.25Cr-1Mo钢的断面收缩率则从未充氢时的26%下降到充氢后的15%，可见两种试样的断面收缩率数值受氢的影响均下降了11个百分点，2.25Cr-1Mo钢在此方面所表现出来的塑性损失量与FV520B钢相当。
表4 FV520B钢和2.25Cr-1Mo钢在充氢与未充氢环境中慢速拉伸的断面收缩率Tab.4 Section shrinkage between FV520B steel and 2.25Cr-1Mo steel under slow-strain tensile rate condition with or without hydrogen charging
缺口试样在拉伸时，其缺口部分会表现出明显的应力集中现象，应力集中会导致相应位置的塑性变形加剧，促进位错增殖和发射，而位错是氢原子的陷阱[14]，所以在缺口附近氢原子的含量会高于其它位置，对于充氢试样来说，由于整体氢含量较高，所以在缺口处富集的氢原子就比较多，富集的氢原子会加剧材料形成裂纹的速度[15-16]，使缺口试样发生破坏的趋势更为明显，所以抗拉强度随之下降，由此可知充氢试样的缺口强度同样是衡量试样抗氢性能的一个指标，对氢越敏感的材料，其缺口强度受氢的影响越大，即充氢后缺口强度的下降率应该越高。
由表5可见，2.25Cr-1Mo钢的未充氢试样在日本东伸的慢应变拉伸试验机上所得到的抗拉强度是1337MPa，而充氢后其抗拉强度则下降到1214MPa，抗拉强度衰减率为9.2%，同等充氢条件下，FV520B钢在充氢后的强度衰减率为8.6%，充氢对两种材料强度衰减的影响均非常有限，两种材料的强度在充氢后的衰减率处于同一水平。
表5 FV520B钢和2.25Cr-1Mo钢在充氢与未充氢环境中慢速拉伸的缺口强度Tab.5 Notch strength between FV520B steel and 2.25Cr-1Mo steel under slow-strain tensile rate condition with or without hydrogen charging
图2a和2b可见，25Cr-1Mo钢在充氢与未充氢的环境中慢速拉伸试样的断口都呈现韧窝状塑性断口。未充氢环境中慢速拉伸试样断口的韧窝较深，而充氢环境中慢速拉伸试样断口的韧窝较浅，这与FV520B钢在充氢与未充氢环境中慢速拉伸试样断口特征及其变化是一致的。这表明两种材料在含氢环境中均会出现塑性受损的现象。两种材料在充氢环境中受影响的程度是一致的。
图2 SEM微观断口形貌Fig.2 SEM microscopic fracture morphology
因为FV520B 钢的合金元素含量较高，会推高原材料成本，此外FV520B钢所要求的C含量很低，导致冶炼困难、成本升高，因而该沉淀硬化不锈钢毛坯件的价格始终处于较高的区间，远高于合金结构钢。实验讨论结果表明2.25Cr-1Mo 钢的抗氢能力与FV520B 钢的抗氢能力相当，可以作为叶轮材料应用于氢介质环境的离心压缩机产品中。
1）充氢后的2.25Cr-1Mo 钢和FV520B 钢的断面收缩率、缺口拉伸强度衰减程度同充氢前处于同一水平。
2）2.25Cr-1Mo 钢和FV520B 钢充氢前后的断口形貌均表现出了较为明显的塑性断裂特征，其中充氢前试样的塑性特征要更明显一些，充氢后试样的韧窝数量、韧窝深度和尺寸虽然受到影响，但是仍然以塑性断口为主。两种材料断口形貌的变化趋势基本一致，表现了相似的断裂失效形式。
3）2.25Cr-1Mo 钢的氢致塑性损失程度与FV520B处同一水平，可以在氢环境中替代FV520B钢使用。
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