為研究奧氏體不銹鋼噴丸直管在后繼彎管加工過程中噴丸硬化層的微觀組織結(jié)構(gòu)和性能變化規(guī)律，對不同類型拉伸、彎曲形變試驗(yàn)后的內(nèi)壁噴丸奧氏體不銹鋼管樣進(jìn)行體鏡、金相、電鏡和硬度等分析。結(jié)果表明：彎曲和拉伸變形不改變噴丸層碎化晶層形態(tài)，對噴丸硬化層的硬度沒有明顯影響；內(nèi)壁噴丸處理不會降低管材的彎曲、壓扁和拉伸性能；管材的形變強(qiáng)化能力愈強(qiáng)，則噴丸層形變強(qiáng)化效果愈大；為了得到優(yōu)良的內(nèi)壁噴丸層，噴丸層累積循環(huán)變形量應(yīng)顯著大于最大均勻形變量。

奧氏體不銹鋼S30432(類似于日本住友Super 304H)鋼管是超超臨界鍋爐過熱器和再熱器主要候選材料之一，為進(jìn)一步提高這種材料的抗蒸汽氧化性能，通常采用內(nèi)壁噴丸處理，使其內(nèi)表面及其亞表層產(chǎn)生加工硬化，由于硬化層中高密度的位錯和亞晶界為鉻元素的快速擴(kuò)散提供大量的便捷通道，在運(yùn)行過程中鋼管內(nèi)壁表面很快就會形成一層結(jié)構(gòu)致密的Cr2O3保護(hù)膜，從而使后繼運(yùn)行過程中的蒸汽氧化速度大大降低。

不銹鋼管噴丸就是將大量鋼丸高速噴向不銹鋼管內(nèi)壁表面形成小凹坑的過程，在凹坑處形成壓應(yīng)力。塑性材料壓縮時只發(fā)生壓縮變形而不斷裂，因此，經(jīng)多次循環(huán)塑性變形后，不銹鋼管內(nèi)壁表面產(chǎn)生極為強(qiáng)烈的塑性形變，形成一定厚度的噴丸硬化層。此硬化層經(jīng)多次循環(huán)塑性變形發(fā)生晶粒破碎、晶格歪曲、高密度的位錯、奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體等變化；同時噴丸過程中在硬化層產(chǎn)生很大的應(yīng)力，噴丸層表面具有較大的壓應(yīng)力，見圖1(a)[10]。在外力作用下，

噴丸硬化層還會降低由外載荷引起的表面應(yīng)力，見圖1(b)[10]。晶粒細(xì)化及高密度位錯會明顯提高不銹鋼管內(nèi)壁抗蒸汽氧化能力；晶粒細(xì)化和壓應(yīng)力狀態(tài)會顯著提高不銹鋼管內(nèi)壁的抗疲勞和抗應(yīng)力腐蝕能力[11-14]。

目前噴丸處理工藝大都是針對受熱面管屏制造安裝以前的直管實(shí)施的，噴丸直管在后繼彎管加工過程中噴丸硬化層的微觀組織結(jié)構(gòu)和性能的變化規(guī)律尚未見相關(guān)報道，有必要在實(shí)驗(yàn)室條件下開展相關(guān)試驗(yàn)研究。本文通過彎曲、壓扁、拉伸等形變性能試驗(yàn)，獲得變形對奧氏體不銹鋼管噴丸效果的影響機(jī)制，對于超超臨界鍋爐用奧氏體不銹鋼管的金屬監(jiān)督具有重要指導(dǎo)意義。

1  試驗(yàn)材料及方法

本試驗(yàn)所用2根原始管樣均為內(nèi)壁噴丸處理的鍋爐管，其中，1#管樣為國產(chǎn)噴丸處理的S30432不銹鋼管，規(guī)格為45×8.9mm，2#管樣是從日本住友公司進(jìn)口噴丸處理的Super 304H不銹鋼管，規(guī)格為48.3×8.5mm。2根管樣的晶粒度均為7級，力學(xué)性能(見表1)和化學(xué)成分分別符合ASME Code Case 2328和A 213/A 213M-07標(biāo)準(zhǔn)的要求。2原始管樣內(nèi)壁噴丸層組織和性能對比分析結(jié)果表明：1#管樣噴丸硬化層的碎化晶層較薄，局部不連續(xù)，硬化層厚度和硬度分布不均勻，而2#管樣噴丸硬化層的碎化晶層較厚且均勻，硬化層的厚度和硬度分布均勻性都優(yōu)于1#管樣。

對彎曲、壓扁和拉伸形變后試樣，用體視鏡觀察分析內(nèi)壁的宏觀形態(tài)，用金相顯微鏡分析組織特征、測量噴丸形變層的深度等，用顯微硬度計進(jìn)行維氏硬度分析，用掃描電鏡進(jìn)行內(nèi)壁表面背散射電子圖像和二次電子圖像觀察分析。

2  形變性能試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1  彎曲試驗(yàn)

將1#、2#管樣各加工2個長150mm、寬10mm的條狀彎曲試樣，試樣保留原管內(nèi)外壁狀態(tài)。彎心直徑為1.5和3.0倍壁厚，原內(nèi)壁表面為彎曲的外側(cè)，彎曲方式為導(dǎo)向彎曲。遵照GB/T232——1999“金屬材料彎曲試驗(yàn)方法”進(jìn)行彎曲試驗(yàn)。試樣彎曲處外表面的噴丸層金屬上無肉眼可見因彎曲變形產(chǎn)生的缺陷，內(nèi)表面噴丸管的彎曲性能合格。

2.2  壓扁試驗(yàn)

將1#、2#管樣各加工2個長50mm的管段壓扁試樣，試樣保留原管內(nèi)外壁狀態(tài)。按照GB/T246——2007“金屬管壓扁試驗(yàn)方法”進(jìn)行壓扁試驗(yàn)。閉合壓扁，要求試樣內(nèi)表面接觸的寬度至少為試樣壓扁后其內(nèi)寬度的1/2；內(nèi)表面接觸的實(shí)際寬度：1#為27mm(內(nèi)寬度為42mm)，2#為30mm(內(nèi)寬度為50mm)。壓扁試驗(yàn)結(jié)果可看出試驗(yàn)后各試樣均無肉眼可見裂紋，內(nèi)表面噴丸管的壓扁性能合格。

2.3  拉伸試驗(yàn)

從1#、2#管樣各加工2個保留原管內(nèi)外壁狀態(tài)的板狀拉伸試樣，試樣標(biāo)距為50mm，按照GB/T228——2002“金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法”進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)機(jī)加載軸線與試樣軸線重合，載荷緩慢施加，應(yīng)變與應(yīng)力同步，并繪制應(yīng)力-應(yīng)變曲線。其拉伸試樣的試驗(yàn)結(jié)果見表1。從應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以看出，各試樣從開始拉伸到斷裂均要經(jīng)過彈性變形階段、屈服階段、均勻變形階段(冷變形強(qiáng)化)、縮頸階段(集中變形)直至最終斷裂。標(biāo)距內(nèi)均勻變形最大值等于最大均勻形變的位移除以試樣平行長度，其計算結(jié)果列于表2。

從表2數(shù)據(jù)及應(yīng)力-應(yīng)變曲線測量的結(jié)果可看出：1#、2#拉伸樣品的標(biāo)距內(nèi)均勻形變最大值分別為47%和45%，說明S30432鋼試樣有較強(qiáng)的均勻形變能力；內(nèi)壁噴丸處理對均勻形變能力不產(chǎn)生不利影響。

2.4  控制變形拉伸試驗(yàn)

為了便于分析變形對噴丸效果影響，對1#和2#管樣進(jìn)行控制拉伸變形試驗(yàn)，變形量分別為7%、14%和21%，試驗(yàn)結(jié)果列于表3，從數(shù)據(jù)可看出：隨著控制拉伸變形量增大，達(dá)到控制變形量所需的應(yīng)力升高，S30432鋼形變強(qiáng)化效應(yīng)較強(qiáng)；當(dāng)控制變形量相同時，2#管樣達(dá)到的控制變形量的應(yīng)力均高于1#管樣達(dá)到的控制變形量的應(yīng)力，這表明：2#管樣材料的形變強(qiáng)化效應(yīng)大于1#管樣。

依據(jù)2.1~2.4節(jié)試驗(yàn)分析結(jié)果，變形對內(nèi)壁噴丸管樣的性能影響如下：內(nèi)壁噴丸處理不會降低管材的彎曲、壓扁和拉伸性能；管材的形變強(qiáng)化效應(yīng)能力影響噴丸層形變強(qiáng)化效果，管材的形變強(qiáng)化效應(yīng)越強(qiáng)，則噴丸層形變強(qiáng)化效果越大。

3  變形后內(nèi)壁表面形態(tài)、微觀組織及硬度分析

3.1  變形后管樣內(nèi)壁表面形態(tài)

用肉眼和OPTON高級體視顯微鏡觀察分析管樣拉伸、彎曲變形后內(nèi)壁的形態(tài)，見圖2，據(jù)試驗(yàn)分析結(jié)果，變形對內(nèi)壁噴丸表面質(zhì)量影響如下：彎曲半徑大于3.0a時，內(nèi)壁噴丸層表面基本上觀察不到橫向細(xì)縫隙；拉伸變形量低于14%，內(nèi)壁噴丸層表面觀察不到橫向細(xì)縫隙；噴丸處理使不銹鋼管內(nèi)表面原始加工遺留缺陷被掩蓋，而拉伸變形又使內(nèi)壁表

面被掩蓋缺陷重新暴露；彎曲變形使內(nèi)壁噴丸層表面粗糙度增大。

3.2  變形后各管樣微觀特征

用ZEISS Imager.A1m研究型金相顯微鏡和Fei Quanta 400HV型掃描電子顯微鏡對拉伸樣進(jìn)行觀察，分析各管樣的噴丸形變層和基體組織特征及測量噴丸形變層的層深，組織特征見圖3，拉伸變形組合樣的內(nèi)壁噴丸形變層的層深測量結(jié)果列于表4。

可以看出變形對內(nèi)壁噴丸層的影響如下：拉伸變形不改變碎化晶層的形態(tài);隨著拉伸形變量增大，噴丸形變層層深有增大趨勢;拉伸變形使內(nèi)壁噴丸層的多滑移分層厚度增厚，形變量增大厚度增加；形變量達(dá)最大均勻拉伸變形量(是指試樣在標(biāo)距內(nèi)均勻拉伸變形至斷裂時的變形量)時，晶粒多滑移充滿整個壁厚。

3.3  維氏硬度

對1#、2#樣及其拉伸變形組合后取橫向樣品，進(jìn)行維氏硬度試驗(yàn)，試驗(yàn)載荷為200g，噴丸硬化層測量位置距管內(nèi)壁60mm處，母材基體硬度測點(diǎn)在管壁中部。1#樣母材硬度為167 HV0.2，噴丸硬化層硬度為285 HV0.2，噴丸硬化層和母材硬度差值為118HV0.2；2#樣母材硬度為175HV0.2，噴丸硬化層硬度為308HV0.2，噴丸硬化層和母材硬度差值分別為133 HV0.2。拉伸變形組合樣試驗(yàn)結(jié)果見表5。從測量數(shù)據(jù)可看出：1）隨著拉伸形變量增大，1#和2#管樣變形組合樣母材的維氏硬度持續(xù)上升，至最大拉伸均勻形變量，分別達(dá)到276 HV0.2和282HV0.2。由此可知，1#管樣的噴丸硬化效果與最大均勻形變強(qiáng)化效果類同，2#管樣的噴丸硬化效果顯著大于最大均勻形變強(qiáng)化效果；2）經(jīng)拉伸形變后，1#和2#管樣變形組合樣噴丸硬化層和母材硬度差值縮小，可能使管樣彎頭的噴丸硬化層和母材硬度差值達(dá)不到企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求；3）拉伸形變量對噴丸硬化層的維氏硬度沒有明顯的影響。

因此，為了得到優(yōu)良的內(nèi)壁噴丸層，噴丸層的強(qiáng)化效果應(yīng)顯著地高于最大均勻形變的強(qiáng)化效果。

4  分析討論

變形對內(nèi)壁噴丸處理效果影響的實(shí)質(zhì)是噴丸塑性變形和后加變形的疊加作用。

由圖4可知，典型的噴丸形變層可分為3層，即最外層的碎化晶層，次外層的多滑移層和靠近母材處的單滑移層，各層的變形量不同，碎化晶層變形量最大，顯著大于多滑移層的變形量。對比控制應(yīng)變的拉伸變形試驗(yàn)結(jié)果得知：變形量為7%時，母材小部分晶粒呈現(xiàn)單滑移；變形量為14%時，母材部分晶粒呈現(xiàn)單滑移；變形量為21%時，母材大部分晶粒呈現(xiàn)多滑移和單滑移；拉伸最大均勻變形量(約45%)時，母材晶粒均呈現(xiàn)多滑移和單滑移。噴丸變形層的多滑移層與拉伸最大均勻變形量時的組織類似，變形量應(yīng)相當(dāng)。因此，噴丸形變層的多滑移層累積變形量約處于21%至某一臨界變形值(顯著大于45%)之間，碎化晶層的累積變形量應(yīng)大于此臨界變形值，單滑移層累積變形量約為7%~ 21%。

因此彎曲變形對內(nèi)壁噴丸處理效果的影響基本上不改變噴丸形變層的碎化晶層的形態(tài)，而增大多滑移層厚度。

5  結(jié)論

1）彎曲和拉伸變形不改變噴丸層碎化晶層的形態(tài)，對噴丸硬化層的維氏硬度(距管內(nèi)壁60m處)沒有明顯影響。

2）噴丸處理使不銹鋼管內(nèi)表面原始加工遺留缺陷被掩蓋，拉伸變形又使內(nèi)表面被掩蓋的缺陷重新暴露，而彎曲變形使內(nèi)壁噴丸層表面粗糙度增大。

3）內(nèi)壁噴丸處理不會降低管材的彎曲、壓扁和拉伸性能。

4）管材的形變強(qiáng)化能力愈強(qiáng)，則噴丸層形變強(qiáng)化效果愈大。為了得到優(yōu)良的內(nèi)壁噴丸層，噴丸層的累積循環(huán)變形量應(yīng)顯著地大于最大均勻形變量。