X12CrMoWVNbN10-1-1鋼的蠕變-疲勞交互作用及斷裂機(jī)理

暢旭兵，王 勇，林 琳，紀(jì)冬梅

(1.廣東粵電靖海發(fā)電有限公司，揭陽(yáng) 515223；2.西安熱工研究院有限公司，西安 710054；3.上海電力大學(xué)能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海 200090)

0 引 言

轉(zhuǎn)子是汽輪機(jī)帶動(dòng)發(fā)電機(jī)旋轉(zhuǎn)的關(guān)鍵部件，其工作條件非常惡劣且復(fù)雜，由于機(jī)組頻繁啟停，負(fù)荷升降周期變化，導(dǎo)致其主要部件經(jīng)常承受劇烈的溫度變化，從而產(chǎn)生交變熱應(yīng)力，使得部件承受低周疲勞載荷；同時(shí)，對(duì)于超(超)臨界機(jī)組，蒸汽溫度在600 ℃以上，因此部件中也將不可避免地出現(xiàn)蠕變損傷，且蠕變損傷與疲勞損傷有一定的交互作用，二者共同決定了轉(zhuǎn)子的壽命。轉(zhuǎn)子的正常工作決定著整個(gè)機(jī)組運(yùn)行的安全性與可靠性，在一定程度上汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子的壽命代表了整臺(tái)汽輪機(jī)機(jī)組的壽命。前人從損傷力學(xué)和斷裂力學(xué)的角度研究了汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子的損傷，推導(dǎo)出了其疲勞壽命、蠕變壽命及蠕變-疲勞壽命預(yù)測(cè)模型[1-3]，預(yù)測(cè)精度不斷提高，且發(fā)展為壽命預(yù)測(cè)系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了損傷在線評(píng)估。軒福貞等[4]系統(tǒng)研究了高溫承壓設(shè)備的蠕變、疲勞、棘輪等損傷模式的演化機(jī)理、理論模型和設(shè)計(jì)分析方法，為高溫承壓設(shè)備在復(fù)雜失效模式下的長(zhǎng)周期安全運(yùn)行提供了理論基礎(chǔ)。從宏觀角度而言，設(shè)備的安全性涉及到6個(gè)層次的系統(tǒng)工程：材料、元件、器件、子系統(tǒng)、系統(tǒng)和整機(jī)。雖然預(yù)測(cè)和防止設(shè)備失效的任務(wù)是在整機(jī)的最高層，但損傷起源于最底層，即材料[5]。因此，研究汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子用鋼在蠕變-疲勞交互作用下的損傷機(jī)理可以為汽輪機(jī)組的安全運(yùn)行提供理論支撐。

質(zhì)量分?jǐn)?shù)9%～12%鉻馬氏體鋼由于具有優(yōu)良的高溫性能、抗氧化性等特點(diǎn)而廣泛用于制造火力發(fā)電廠關(guān)鍵熱端部件[6-8]。其中，馬氏體鋼X12CrMoWVNbN10-1-1主要應(yīng)用于超(超)臨界汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子、葉片、氣缸、閥體等部位；該鋼具有較好的綜合力學(xué)性能、焊接性能、工藝性能、高溫耐腐蝕性能以及較高的高溫持久強(qiáng)度[9]。在蠕變-疲勞交互作用下，質(zhì)量分?jǐn)?shù)9%～12%鉻馬氏體鋼的斷裂屬于蠕變斷裂主導(dǎo)的蠕變韌性斷裂[10]，但是隨著保載時(shí)間和應(yīng)力比的減小，斷裂模式從韌性斷裂向脆性斷裂轉(zhuǎn)變[11-12]；Laves相、正火溫度、位錯(cuò)、加載應(yīng)力、保溫時(shí)間和缺口類(lèi)型均為蠕變斷裂的主要影響因素[13]，且在疲勞過(guò)程中明顯觀察到顯著的加載速率依賴(lài)性以及平均應(yīng)力松弛和連續(xù)循環(huán)軟化行為[14]。GIROUX等[15]研究發(fā)現(xiàn)，組織演變引起了P92鋼在高溫下的循環(huán)軟化行為。GOPINATH等[16]發(fā)現(xiàn)在蠕變-疲勞交互作用下，隨著保載時(shí)間的延長(zhǎng)，質(zhì)量分?jǐn)?shù)9%～12%鉻馬氏體鋼組織中出現(xiàn)的晶界氧化和裂紋導(dǎo)致其疲勞壽命顯著降低[17]。但是，目前有關(guān)質(zhì)量分?jǐn)?shù)9%～12%鉻馬氏體鋼蠕變-疲勞損傷的研究不夠全面與深入，繼續(xù)深入系統(tǒng)地開(kāi)展該方面的研究是十分有必要的。為此，作者以X12CrMoWVNbN10-1-1鋼為研究對(duì)象，開(kāi)展了620 ℃下的純?nèi)渥兗拜d荷控制、高位保載的蠕變-疲勞試驗(yàn)，研究了該鋼的蠕變-疲勞交互作用和斷裂機(jī)理，以期為汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子在蠕變-疲勞交互作用下的損傷與壽命分析提供理論支撐。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為X12CrMoWVNbN10-1-1馬氏體鋼，由上海汽輪機(jī)廠提供，熱處理態(tài)為調(diào)質(zhì)態(tài)，顯微組織主要為回火馬氏體，化學(xué)成分見(jiàn)表1，其高溫瞬時(shí)拉伸性能和高溫持久性能見(jiàn)文獻(xiàn)[18]。

表1 X12CrMoWVNbN10-1-1 鋼的化學(xué)成分

根據(jù)GB/T 2039—2012，在試驗(yàn)鋼上截取如圖1(a)所示的蠕變-疲勞試樣，在GWT2504型高溫蠕變持久試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行高溫單軸蠕變-疲勞試驗(yàn)和純?nèi)渥冊(cè)囼?yàn)，環(huán)境為實(shí)驗(yàn)室大氣環(huán)境，試驗(yàn)溫度為620 ℃，采用閉環(huán)控制通過(guò)三段熱電偶測(cè)量試樣溫度，溫度偏差不超過(guò)±3 ℃，溫度梯度不超過(guò)3 ℃。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程采用應(yīng)力控制加載模式，加載速率為3 MPa·s-1，加載波形如圖1(b)所示，其中σmax為最大應(yīng)力，σmin為最小應(yīng)力，tht為最大應(yīng)力保載時(shí)間，thc為最小應(yīng)力保載時(shí)間。具體試驗(yàn)參數(shù)如表2所示，表中R為應(yīng)力比，f為加載頻率。由于與最大應(yīng)力保載時(shí)間相比，最小應(yīng)力保載時(shí)間很短，可以忽略，因此將最大應(yīng)力保載時(shí)間定義為保載時(shí)間。純?nèi)渥冊(cè)囼?yàn)時(shí)的應(yīng)力為274 MPa。試驗(yàn)結(jié)束后，采用掃描電鏡觀察斷口形貌。

表2 X12CrMoWVNbN10-1-1鋼蠕變-疲勞試驗(yàn)參數(shù)

圖1 蠕變-疲勞試樣的尺寸及試驗(yàn)加載波形

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 應(yīng)力比和保載時(shí)間對(duì)蠕變-疲勞壽命的影響

試驗(yàn)鋼的純?nèi)渥儔勖鼮?40.8 h，編號(hào)為CF0203、CF0205、CF0210、CF0215、CF0315、CF0415試樣的蠕變-疲勞壽命分別為514,293,97,59,95,57周次，對(duì)應(yīng)的時(shí)間分別為154.2,146.5,97.0,88.5,142.5,85.5 h，可見(jiàn)試驗(yàn)鋼的蠕變-疲勞壽命小于或大于相同應(yīng)力水平下的純?nèi)渥儔勖?，表明疲勞載荷的引入可抑制或促進(jìn)蠕變損傷。由圖2可知，當(dāng)應(yīng)力比相同時(shí)，保載時(shí)間越長(zhǎng)，蠕變-疲勞壽命越短，而在相同保載時(shí)間下，不同應(yīng)力比下的蠕變-疲勞壽命基本相同，說(shuō)明應(yīng)力比對(duì)蠕變-疲勞壽命的影響很小，這與文獻(xiàn)[19]中P92鋼的蠕變-疲勞壽命變化趨勢(shì)相吻合。應(yīng)力比為0.2條件下，試驗(yàn)鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時(shí)間呈指數(shù)關(guān)系，二者擬合關(guān)系為

圖2 不同應(yīng)力比下試驗(yàn)鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時(shí)間的關(guān)系

(1)

式中：Nf為蠕變-疲勞壽命；m和A均為與溫度有關(guān)的材料常數(shù)。

擬合得到m為1.27，A為112.40，擬合相關(guān)系數(shù)為99.2%。

2.2 真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線及蠕變-疲勞交互作用

2.2.1 真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線

在試驗(yàn)過(guò)程中不同條件下的真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線相似，因此以應(yīng)力比0.2、保載時(shí)間0.3 h的條件為例對(duì)真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線進(jìn)行分析。由圖3可知，試驗(yàn)鋼的蠕變-疲勞穩(wěn)定階段占整個(gè)壽命的70%左右。在試驗(yàn)加載前的高溫保溫過(guò)程中材料發(fā)生軟化，導(dǎo)致試驗(yàn)起始階段的單個(gè)循環(huán)變形量較大；隨著試驗(yàn)過(guò)程的進(jìn)行，位錯(cuò)密度增大，材料逐漸硬化，阻礙損傷增大的能力加強(qiáng)，故此階段的循環(huán)變形量減小；當(dāng)阻礙損傷增加的能力達(dá)到最大值時(shí)，真應(yīng)力-真應(yīng)變響應(yīng)表現(xiàn)為穩(wěn)定階段，此時(shí)循環(huán)變形量幾乎保持不變；隨著損傷的累積，材料承載能力逐漸降低，同時(shí)頸縮逐漸明顯，試樣的有效承載面積減小，真應(yīng)力增大致使后期循環(huán)變形量增大并造成試樣的快速斷裂。

圖3 試驗(yàn)鋼在蠕變-疲勞過(guò)程中的真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線(R=0.2, tht=0.3 h)

由圖4可見(jiàn)：在應(yīng)力比為0.2條件下，保載時(shí)間為0.3,0.5 h時(shí)的半壽命真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線基本一致，斷裂時(shí)間也相差較??；保載時(shí)間為1.0,1.5 h時(shí)的半壽命真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線的位置和形狀相似，但后者的寬度大于前者，斷裂時(shí)間短于前者；在保載時(shí)間為1.5 h條件下，應(yīng)力比為0.2時(shí)的半壽命真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線的寬度與應(yīng)力比為0.4時(shí)的基本相同，二者的斷裂時(shí)間相差較小，而應(yīng)力比為0.3時(shí)的半壽命真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線寬度明顯小于應(yīng)力比為0.2和0.4時(shí)，且遲滯回線位于較小真應(yīng)變處，斷裂時(shí)間大于應(yīng)力比為0.2和0.4時(shí)?？芍囼?yàn)鋼在高溫下的蠕變-疲勞壽命與穩(wěn)定階段的真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線密切相關(guān)。

圖4 不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼在蠕變-疲勞半壽命時(shí)的真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線

2.2.2 棘輪應(yīng)變與不可恢復(fù)應(yīng)變

可將單個(gè)蠕變-疲勞加載過(guò)程中的真應(yīng)變分為彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、蠕變應(yīng)變、黏彈性應(yīng)變和不可恢復(fù)應(yīng)變[20]。在非對(duì)稱(chēng)循環(huán)載荷作用下，由于平均應(yīng)力的存在，試樣的非彈性應(yīng)變將表現(xiàn)出循環(huán)累積現(xiàn)象，該現(xiàn)象稱(chēng)為棘輪效應(yīng)，應(yīng)變的平均值為棘輪應(yīng)變。由圖5可知，初始階段棘輪應(yīng)變速率較大，中間階段棘輪應(yīng)變速率較平緩，后期階段棘輪應(yīng)變速率快速增大直至試樣斷裂。

圖5 試驗(yàn)鋼在不同試驗(yàn)條件下的棘輪應(yīng)變隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線

棘輪效應(yīng)廣泛存在于壓力容器和管道等工程實(shí)際問(wèn)題當(dāng)中，是工程設(shè)計(jì)過(guò)程中需要考慮的重要因素，但是棘輪應(yīng)變不能反映應(yīng)變循環(huán)累積的內(nèi)在機(jī)制及特性。經(jīng)過(guò)蠕變-疲勞循環(huán)后，應(yīng)變?cè)隽繛椴豢苫謴?fù)應(yīng)變，損傷主要由此應(yīng)變引起[21]；在每一個(gè)周期中，不可恢復(fù)應(yīng)變都會(huì)發(fā)生變化。由圖6可知，在穩(wěn)定階段，不可恢復(fù)應(yīng)變存在一定的波動(dòng)。

圖6 試驗(yàn)鋼在不同試驗(yàn)條件下的不可恢復(fù)應(yīng)變隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線

2.2.3 純?nèi)渥儜?yīng)變速率

由圖7可以看出，試驗(yàn)鋼純?nèi)渥儜?yīng)變速率經(jīng)歷了下降階段、穩(wěn)定階段和增速階段，且穩(wěn)定階段約占整個(gè)壽命的70%，該階段的蠕變應(yīng)變速率最小，最小值為5.112×10-8s-1。

圖7 試驗(yàn)鋼在620 ℃下的純?nèi)渥儜?yīng)變速率隨歸一化壽命的變化曲線

2.2.4 蠕變-疲勞交互作用因子

蠕變-疲勞壽命是蠕變損傷與疲勞損傷交互作用的宏觀體現(xiàn)，而二者的交互作用主要取決于疲勞載荷對(duì)蠕變損傷的影響大還是蠕變載荷對(duì)疲勞損傷的影響大。參考文獻(xiàn)[22]提出了一種觀點(diǎn)：當(dāng)平均應(yīng)力小于應(yīng)力幅時(shí)，疲勞載荷主導(dǎo)損傷；當(dāng)平均應(yīng)力大于應(yīng)力幅時(shí)，蠕變載荷主導(dǎo)損傷；當(dāng)應(yīng)力幅和平均應(yīng)力處于相同水平時(shí)，相互作用主導(dǎo)損傷。蠕變-疲勞過(guò)程與純?nèi)渥冞^(guò)程均存在穩(wěn)定階段，且均占據(jù)了壽命的70%左右。對(duì)于純?nèi)渥冞^(guò)程，蠕變應(yīng)變與蠕變損傷有關(guān)，應(yīng)變?cè)酱?，損傷越大；對(duì)于蠕變-疲勞過(guò)程，不可恢復(fù)應(yīng)變是其損傷的宏觀表現(xiàn)，因此作者從應(yīng)變的角度定義了蠕變-疲勞交互作用因子μ。

在蠕變-疲勞過(guò)程中，若無(wú)疲勞載荷的存在，且忽略加載和卸載對(duì)應(yīng)變的影響，則一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)，在蠕變載荷作用下產(chǎn)生的蠕變應(yīng)變?chǔ)う與為

(2)

由于試驗(yàn)中最小應(yīng)力下的保載時(shí)間很短，因此在蠕變-疲勞保載時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的蠕變應(yīng)變?yōu)?/p>

(3)

但是，蠕變-疲勞過(guò)程因疲勞載荷的引入存在應(yīng)變棘輪效應(yīng)，一個(gè)循環(huán)內(nèi)不可恢復(fù)應(yīng)變是蠕變-疲勞損傷的宏觀表現(xiàn)，因此定義蠕變-疲勞的交互作用因子為

(4)

式中：Δεir為穩(wěn)定階段的不可恢復(fù)應(yīng)變，以半壽命時(shí)的不可恢復(fù)應(yīng)變表示。

(5)

表3 試驗(yàn)鋼在620 ℃下的蠕變-疲勞交互作用因子和平均蠕變-疲勞交互作用因子

2.3 斷口形貌

2.3.1 宏觀斷口形貌

由圖8可以看出，不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼的宏觀斷口都存在明顯的3個(gè)區(qū)域，分別為纖維區(qū)、放射區(qū)及剪切唇，且纖維區(qū)均位于斷口中間位置，斷口均發(fā)生頸縮，整體呈杯錐型斷口，呈典型的韌性斷裂特征。剪切唇與橫截面成45°角，沿著最大切應(yīng)力方向擴(kuò)展，斷裂形式更接近于剪切型韌性斷裂；蠕變-疲勞斷口剪切唇部位均存在孔洞，并且保載時(shí)間越長(zhǎng)，孔洞的尺寸越大，蠕變-疲勞的交互作用與保載時(shí)間密切有關(guān)。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，保載時(shí)間越長(zhǎng)，斷口表面纖維區(qū)越趨于平整。純?nèi)渥償嗫谟捎跊](méi)有疲勞載荷作用，保載時(shí)間可以看作無(wú)限長(zhǎng)，因此其表面較平整。

圖8 不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼的蠕變-疲勞斷口和純?nèi)渥償嗫诤暧^形貌

2.3.2 韌窩微觀形貌

由圖9可以看出，在應(yīng)力比0.2以及保載時(shí)間0.3,0.5 h條件下，斷口韌窩較淺，韌窩表面比較光滑，坡度比較平緩，韌窩邊緣處出現(xiàn)脫落型破損，破損部位有鋒利的邊緣；由于該條件下的保載時(shí)間相對(duì)較短，損傷以與循環(huán)有關(guān)的疲勞載荷為主，因此將這種類(lèi)型的韌窩定義為疲勞韌窩。在應(yīng)力比0.3和0.4、保載時(shí)間1.5 h條件下，斷口韌窩較深，韌窩表面比較粗糙，坡度比較陡峭，韌窩邊緣同樣有破損，但破損類(lèi)型為新生韌窩型破損，即在大韌窩的邊緣出現(xiàn)新的小韌窩，破損部位已經(jīng)發(fā)生輕微鈍化；由于在此試驗(yàn)條件中保載時(shí)間相對(duì)較長(zhǎng)，損傷以與時(shí)間有關(guān)的蠕變載荷為主，因此將這種類(lèi)型的韌窩定義為蠕變韌窩。

圖9 不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼蠕變-疲勞斷口韌窩形貌

試驗(yàn)鋼的斷裂形式主要是韌性斷裂。韌窩主要在夾雜物、第二相粒子處形核，即在載荷作用下，夾雜物、第二相粒子與基體發(fā)生脫離而形核，另外晶界的滑移變形也會(huì)形成韌窩。夾雜物、第二相粒子處形成的韌窩尺寸較大，且在載荷的持續(xù)作用下，韌窩發(fā)生連接而長(zhǎng)大；同時(shí)夾雜物周?chē)鷳?yīng)力場(chǎng)比較復(fù)雜，韌窩長(zhǎng)大速率明顯高于其他位置，這也是在同一韌性斷口不均勻分布著尺寸較大韌窩的原因。疲勞對(duì)韌窩長(zhǎng)大的影響分為兩類(lèi)：(1)靜載荷條件下，夾雜物、第二相粒子形成的韌窩在連接時(shí)，韌窩前沿比較尖銳，存在局部應(yīng)力集中，導(dǎo)致韌窩長(zhǎng)大速率較快，當(dāng)引入疲勞載荷后，隨著載荷的加載與卸載，韌窩表面發(fā)生閉合及摩擦，導(dǎo)致韌窩前沿鈍化，應(yīng)力集中減小，韌窩長(zhǎng)大速率降低；(2)在靜載荷下晶界滑移不可恢復(fù)，并且隨著載荷的持續(xù)作用，韌窩較快形核，并立即進(jìn)入長(zhǎng)大階段，但疲勞載荷卸載階段不但降低了晶界的滑移程度，減緩韌窩形核，而且降低韌窩的長(zhǎng)大速率，進(jìn)而減緩整體蠕變損傷速率，且這種影響會(huì)隨著疲勞參數(shù)的增大而增加。當(dāng)韌窩長(zhǎng)大到一定尺寸時(shí)，會(huì)出現(xiàn)多個(gè)韌窩連接現(xiàn)象。

圖10 不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼蠕變-疲勞斷口韌窩孔洞連接形貌

2.3.3 裂紋微觀形貌

由圖11可以看出：在保載時(shí)間較短的試驗(yàn)鋼斷口表面存在一些寬度較窄、長(zhǎng)度較長(zhǎng)的裂紋；在保載時(shí)間較長(zhǎng)的試驗(yàn)鋼斷口表面存在一些寬度較寬、長(zhǎng)度較短的裂紋。同時(shí)，在斷口表面還存在切痕，如圖中細(xì)實(shí)線所示，主要出現(xiàn)在高低過(guò)渡區(qū)域；這些切痕棱角分明，是瞬間斷裂的特征。隨著保載時(shí)間的延長(zhǎng)、應(yīng)力比的增大，裂紋和切痕逐漸減少，斷口高低表面也逐漸趨于光滑過(guò)渡。

圖11 不同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)鋼蠕變-疲勞斷口和純?nèi)渥償嗫诹鸭y形貌

3 結(jié) 論

(1)在載荷控制的蠕變-疲勞條件下，X12CrMoWVNbN10-1-1鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時(shí)間呈指數(shù)關(guān)系；保載時(shí)間越長(zhǎng)，應(yīng)力比對(duì)蠕變-疲勞壽命的影響越小。

(2)X12CrMoWVNbN10-1鋼在高溫下的蠕變-疲勞壽命與穩(wěn)定階段的真應(yīng)力-真應(yīng)變遲滯回線密切相關(guān)，從應(yīng)變角度定義的蠕變-疲勞交互作用因子能夠很好地反映二者的交互作用。

(3)X12CrMoWVNbN10-1-1鋼在載荷控制下的蠕變-疲勞相互作用主要受控于2種機(jī)制：當(dāng)保載時(shí)間較短(0.3,0.5 h)時(shí)，疲勞損傷抑制蠕變損傷，損傷以與循環(huán)有關(guān)的疲勞載荷為主；當(dāng)保載時(shí)間足夠長(zhǎng)(1.0,1.5 h)時(shí)，疲勞損傷促進(jìn)蠕變損傷，損傷以與時(shí)間有關(guān)的蠕變載荷為主。

(4)X12CrMoWVNbN10-1-1鋼在載荷控制下的蠕變-疲勞斷裂形式為韌性斷裂，斷裂主要由2種韌窩引起的：一種由疲勞主導(dǎo)作用下的晶界滑動(dòng)變形引起，發(fā)生在保載時(shí)間較短(0.3,0.5 h)的條件下；另一種由蠕變損傷主導(dǎo)作用下夾雜物或第二相顆粒從基體上脫落所致，發(fā)生在長(zhǎng)保載時(shí)間(1.0,1.5 h)條件下。