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    T91鋼700 ℃蠕變性能研究

    2023-02-11 04:09:50鐘巍華黎軍頑
    上海金屬 2023年1期
    關(guān)鍵詞:收縮率伸長(zhǎng)率斷口

    鄭 全 鐘巍華 黎軍頑 白 冰 楊 文

    (1.中國(guó)原子能科學(xué)研究院,北京 102413; 2. 上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,上海 200444)

    T91鋼是在T9(9Cr- 1Mo)鋼的基礎(chǔ)上通過(guò)降低C含量,控制N、Al含量,添加V、Nb研制的高強(qiáng)度馬氏體耐熱鋼,具有優(yōu)良的高溫力學(xué)性能,被廣泛用于過(guò)熱器、再熱器、蒸汽管道及核電領(lǐng)域的快堆蒸汽發(fā)生器、超高溫反應(yīng)堆壓力容器等[1- 4]。T91鋼制零部件曾發(fā)生過(guò)多起超溫服役導(dǎo)致的失效事故[5- 8]。為確保能安全使用T91鋼零件,需研究T91鋼在高溫下長(zhǎng)時(shí)間服役后組織和性能的變化[9- 11]。

    近年來(lái),國(guó)內(nèi)外對(duì)T91鋼在高于服役溫度下的蠕變性能及組織變化進(jìn)行了研究。Guguloth等[12]研究了T91鋼在600~700 ℃、30~180 MPa應(yīng)力條件下的蠕變性能和微觀結(jié)構(gòu);黃金督[13]研究了T91鋼在700~800 ℃、12~40 MPa條件下蠕變?cè)囼?yàn)5~2 042 h后的微觀結(jié)構(gòu);張道剛等[14]研究了T91鋼在710~730 ℃、20 MPa條件下蠕變?cè)囼?yàn)1 000~1 170 h后的微觀組織及韌性;晏井利等[15]研究了T91鋼在800 ℃、12~36 MPa條件下蠕變?cè)囼?yàn)52~1 008 h后的微觀結(jié)構(gòu)。然而,對(duì)T91鋼在700 ℃蠕變?cè)囼?yàn)后的組織和性能的研究較少,也缺少長(zhǎng)時(shí)間(>5 000 h)蠕變?cè)囼?yàn)后鋼的性能和組織變化的研究。

    本文對(duì)T91鋼進(jìn)行了700 ℃、不同應(yīng)力條件下持續(xù)10 000 h以上的蠕變?cè)囼?yàn),并研究了T91鋼的蠕變變形及斷裂機(jī)制,可為建立和修正T91鋼的加速熱時(shí)效模型[16]、評(píng)估使用壽命、預(yù)測(cè)剩余壽命及擴(kuò)展應(yīng)用范圍等提供依據(jù)。

    1 試驗(yàn)材料與方法

    試驗(yàn)用材料為T(mén)91鋼棒材,其化學(xué)成分如表1所示。蠕變?cè)囼?yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣,按GB/T 2039—2012《金屬材料 單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》制備,標(biāo)距段長(zhǎng)25 mm、直徑5 mm,如圖1所示。蠕變?cè)囼?yàn)在MTS GWT1104型蠕變機(jī)上進(jìn)行,試驗(yàn)溫度為700 ℃,試驗(yàn)應(yīng)力為40~120 MPa;為計(jì)算蠕變激活能,獲取了725 ℃/100 MPa、675 ℃/100 MPa條件下的穩(wěn)態(tài)蠕變速率。蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)束后采用掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope, SEM)分析斷口特征。

    表1 研究用T91鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of the investigated T91 steel (mass fraction) %

    圖1 蠕變?cè)嚇映叽鏔ig.1 Dimension of the creep specimen

    2 試驗(yàn)結(jié)果

    2.1 蠕變?cè)囼?yàn)

    圖2為T(mén)91鋼的700 ℃蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果。圖2表明,T91鋼在700 ℃、40~120 MPa應(yīng)力條件下的蠕變過(guò)程均顯示出減速蠕變、穩(wěn)態(tài)蠕變和加速蠕變3個(gè)階段,具有典型的金屬蠕變特征。在減速蠕變階段,回復(fù)軟化速率小于加工硬化速率,蠕變速率隨時(shí)間增加而減小,材料處于彈性損傷狀態(tài),該階段在蠕變?nèi)^(guò)程中所占比例較小;在穩(wěn)態(tài)蠕變階段,加工硬化速率與回復(fù)軟化速率接近,蠕變速率基本不變且最小,材料處于彈塑性損傷狀態(tài);在加速蠕變階段,孔洞和微裂紋產(chǎn)生、擴(kuò)大及微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化,導(dǎo)致蠕變速率隨時(shí)間的延長(zhǎng)而增大,試樣測(cè)試段橫截面減小,最終斷裂[17- 18]。在700 ℃,隨著蠕變應(yīng)力的增大,鋼的蠕變速率增大,穩(wěn)態(tài)蠕變階段縮短,蠕變斷裂時(shí)間縮短。

    圖2 T91鋼的700 ℃蠕變曲線(xiàn)Fig.2 Creep curves of the T91 steel at 700 ℃

    2.2 蠕變參數(shù)

    蠕變斷裂時(shí)間和穩(wěn)態(tài)蠕變速率是表征材料蠕變性能的關(guān)鍵參數(shù)[17]。蠕變斷裂時(shí)間反映材料的持久性能,是高溫結(jié)構(gòu)件強(qiáng)度設(shè)計(jì)和材料壽命估算的重要依據(jù)[17,19]。在溫度恒定、蠕變變形機(jī)制不變時(shí),蠕變斷裂時(shí)間與蠕變應(yīng)力之間的關(guān)系遵循:

    tr=Bσ-v

    (1)

    式中:tr為蠕變斷裂時(shí)間;σ為蠕變應(yīng)力;B、v分別為與溫度、應(yīng)力相關(guān)的因數(shù)[3]??刹捎檬?1)根據(jù)高應(yīng)力、短時(shí)蠕變數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)材料在低應(yīng)力下的蠕變斷裂時(shí)間[3]。

    按式(1)對(duì)T91鋼的700 ℃蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合(如圖3所示),獲得蠕變斷裂時(shí)間與應(yīng)力之間的關(guān)系為:

    圖3 T91鋼700 ℃蠕變壽命- 應(yīng)力圖Fig.3 Creep life versus stress at 700 ℃ for the T91 steel

    tr=5.466×1015σ-7.269

    (2)

    穩(wěn)態(tài)蠕變速率是材料穩(wěn)態(tài)蠕變階段的應(yīng)變速率,是高溫長(zhǎng)時(shí)間服役零件的重要設(shè)計(jì)參數(shù)[17,20]。穩(wěn)態(tài)蠕變速率反映材料的主要蠕變變形機(jī)制,因此穩(wěn)態(tài)蠕變速率也是材料微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)與宏觀力學(xué)性能之間的紐帶[21- 23]。穩(wěn)態(tài)蠕變速率與蠕變應(yīng)力之間的關(guān)系可用Dorn方程表示:

    (3)

    在溫度恒定的條件下,式(3)可簡(jiǎn)化為:

    (4)

    按式(4)擬合(如圖4所示)求得T91鋼的700 ℃穩(wěn)態(tài)蠕變速率與蠕變應(yīng)力之間的關(guān)系:

    圖4 T91鋼700 ℃穩(wěn)態(tài)蠕變速率- 蠕變應(yīng)力圖Fig.4 Steady creep rate versus creep stress at 700 ℃ for the T91 steel

    (5)

    由式(5)可見(jiàn),T91鋼的700 ℃蠕變應(yīng)力指數(shù)為7.767。相關(guān)研究[21,25]表明,對(duì)于鐵素體/馬氏體(F/M)耐熱鋼,蠕變應(yīng)力指數(shù)n=1,蠕變機(jī)制為擴(kuò)散蠕變;n=3,主要蠕變機(jī)制為位錯(cuò)滑移;n=5,主要蠕變機(jī)制為位錯(cuò)攀移;n>7,主要為位錯(cuò)通過(guò)Orwan機(jī)制繞過(guò)第二相粒子。因此,T91鋼的主要變形機(jī)制為位錯(cuò)通過(guò)Orwan機(jī)制繞過(guò)析出相。

    蠕變應(yīng)力恒定時(shí),式(3)可簡(jiǎn)化為:

    (6)

    結(jié)合在675~725 ℃、100 MPa應(yīng)力條件下獲得的穩(wěn)態(tài)蠕變速率數(shù)據(jù),按式(6)擬合(如圖5所示)求得T91鋼的700 ℃蠕變激活能為686.16 kJ/mol。

    圖5 在100 MPa蠕變應(yīng)力下T91鋼的穩(wěn)態(tài)蠕變速率- 溫度圖Fig.5 Steady creep rate versus temperature under creep stress of 100 MPa for the T91 steel

    (7)

    研究表明,λ與加速蠕變階段的蠕變變形、應(yīng)變集中時(shí)局部開(kāi)裂敏感性、蠕變塑性及最終蠕變斷裂的機(jī)制相關(guān)[26- 27]。如果溫度和蠕變應(yīng)力不變,則λ為常數(shù),可用來(lái)確定特定試驗(yàn)條件下試樣蠕變斷裂的主要機(jī)制[26- 27]。表2為T(mén)91鋼在700 ℃、不同應(yīng)力下λ的計(jì)算值。相關(guān)研究[26,28]顯示,λ為1.0~2.5時(shí),加速蠕變階段的蠕變、斷裂主要是由空洞長(zhǎng)大引起的;λ為2.5~5.0時(shí),加速蠕變階段的蠕變主要是位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)所致,最終發(fā)生頸縮斷裂;λ>5時(shí),蠕變斷裂的主要原因是析出相長(zhǎng)大。因此,T91鋼在700 ℃、60~120 MPa應(yīng)力條件下的蠕變斷裂主要是析出相粗化所致,在40 MPa應(yīng)力下主要由位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)引起。

    表2 T91鋼在700 ℃、不同應(yīng)力下的蠕變損傷容許量系數(shù)Table 2 Creep damage tolerance factor at 700 ℃ under different stresses for the T91 steel

    2.3 蠕變塑性

    圖6為T(mén)91鋼的700 ℃蠕變斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率隨蠕變應(yīng)力的變化。圖6表明,隨著蠕變應(yīng)力的增大,斷后伸長(zhǎng)率增大,斷面收縮率則先增大,當(dāng)蠕變應(yīng)力增大至一定值(100 MPa)后,由于接近頸縮變形的極限而無(wú)明顯變化。

    圖6 蠕變應(yīng)力對(duì)T91鋼700 ℃蠕變?cè)囼?yàn)后斷后伸長(zhǎng)率(a)和斷面收縮率(b)的影響Fig.6 Effect of creep stress on elongation(a) and area reduction(b) of the T91 steel after creep test at 700 ℃

    圖7為T(mén)91鋼在700 ℃、不同應(yīng)力條件下蠕變?cè)囼?yàn)后試樣斷口的微觀形貌。由圖7可見(jiàn),在不同應(yīng)力下蠕變?cè)囼?yàn)后試樣斷口的主要特征均為韌窩,表明所有試樣均發(fā)生了微孔聚集型韌性斷裂;在40 MPa應(yīng)力下蠕變?cè)囼?yàn)的試樣斷口韌窩較淺,說(shuō)明材料塑性較差,與斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率較小相吻合。此外,斷口韌窩內(nèi)還有球狀或塊狀析出物,如圖8所示,能譜分析結(jié)果(表3)表明其主要是碳化物。

    表3 圖8中析出物的成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 3 Compositions of the precipitates shown in Fig.8 (mass fraction) %

    圖7 在700 ℃及120(a)、100(b)、80(c)、60(d)和40 MPa(e)應(yīng)力下蠕變?cè)囼?yàn)后T91鋼試樣斷口的微觀形貌Fig.7 Micrographs of fractures of the T91 steel specimens after creep tests at 700 ℃ under stresses of 120(a),100(b),80(c),60(d) and 40 MPa(e)

    圖8 T91鋼蠕變?cè)嚇訑嗫诘那驙?a)和塊狀(b)析出物Fig.8 Spherical(a) and bulk(b) precipitates at fracture of the T91 steel creep specimen

    3 分析

    式(4)是擬合穩(wěn)態(tài)蠕變速率與應(yīng)力間關(guān)系的常用公式,但在研究與T91鋼相似的以析出相或第二相彌散強(qiáng)化材料的蠕變時(shí),會(huì)因顆粒狀析出物阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)而獲得很高的應(yīng)力指數(shù)和蠕變激活能,影響對(duì)蠕變機(jī)制的精確判斷[21]。本文計(jì)算得到的T91鋼的應(yīng)力指數(shù)大于F- M鋼各種蠕變變形機(jī)制的本征應(yīng)力指數(shù),蠕變激活能大于T91鋼中Fe和主要合金元素Cr、Mo的自擴(kuò)散激活能[17,21],因此為合理解釋T91鋼的真實(shí)蠕變機(jī)制,對(duì)式(4)引入門(mén)檻應(yīng)力進(jìn)行修正:

    (8)

    式中:σth為門(mén)檻應(yīng)力,蠕變應(yīng)力低于門(mén)檻應(yīng)力時(shí),蠕變變形機(jī)制不再是指定n值所代表的蠕變變形機(jī)制[21]。關(guān)于T91鋼在700 ℃的可能的主要蠕變變形機(jī)制,按式(7)分別取n=1(擴(kuò)散蠕變)、3(黏性滑移)和5(位錯(cuò)攀移)[21],對(duì)各應(yīng)力穩(wěn)態(tài)蠕變速率進(jìn)行擬合,結(jié)果(圖9)表明,n=5時(shí)擬合曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果吻合度最高(R2=0.999 86)。因此,判斷T91鋼在700 ℃、高應(yīng)力條件下的實(shí)際蠕變變形機(jī)制為位錯(cuò)攀移。將n=5代入式(7)得到T91鋼的700 ℃門(mén)檻應(yīng)力值為46.26 MPa。

    圖9 T91鋼在700 ℃按應(yīng)力指數(shù)n為1(a)、3(b)和5(c)擬合的穩(wěn)態(tài)蠕變速率- 蠕變應(yīng)力關(guān)系圖Fig.9 Relation of steady- state creep rate to creep stress fitted according to stress indexes n of 1(a), 3(b) and 5(c) at 700 ℃ for the T91 steel

    因?yàn)殚T(mén)檻應(yīng)力大于40 MPa,所以蠕變應(yīng)力降低至40 MPa時(shí)主要變形機(jī)制會(huì)發(fā)生變化。相關(guān)研究表明此時(shí)應(yīng)力指數(shù)約為1,蠕變變形主要機(jī)制為Nabarro- Herring擴(kuò)散蠕變[21- 22]。蠕變應(yīng)力較低導(dǎo)致T91鋼難以通過(guò)位錯(cuò)攀移傳導(dǎo)形變,因此變形性能降低,這與蠕變塑性分析結(jié)果中蠕變應(yīng)力為40 MPa的試樣斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率均最小,蠕變斷口韌窩較淺相吻合。根據(jù)蠕變損傷容許量系數(shù)的計(jì)算結(jié)果判斷,T91鋼在700 ℃/40 MPa條件下的穩(wěn)態(tài)蠕變變形主要受擴(kuò)散蠕變控制,進(jìn)入加速蠕變階段后裂紋擴(kuò)展、試樣頸縮,試樣測(cè)試段橫截面減小[29],導(dǎo)致試樣承受的應(yīng)力增大,位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)進(jìn)而斷裂。

    4 結(jié)論

    (1)在700 ℃,隨著蠕變應(yīng)力的增大,T91鋼穩(wěn)態(tài)蠕變速率增大,蠕變斷裂時(shí)間縮短,斷后伸長(zhǎng)率和斷面收縮率均增大。

    (2)T91鋼在700 ℃蠕變?cè)囼?yàn)的斷裂類(lèi)型主要為微孔聚集型韌性斷裂。根據(jù)應(yīng)力指數(shù)判斷,蠕變應(yīng)力為60~120 MPa時(shí)穩(wěn)態(tài)蠕變機(jī)制為位錯(cuò)攀移;蠕變應(yīng)力為40 MPa時(shí)穩(wěn)態(tài)蠕變機(jī)制為擴(kuò)散蠕變。

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