X12CrMoWVNbN10-1-1鋼的蠕變-疲勞交互作用及斷裂機理

暢旭兵，王 勇，林 琳，紀冬梅

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

0 引 言

轉子是汽輪機帶動發電機旋轉的關鍵部件，其工作條件非常惡劣且復雜，由于機組頻繁啟停，負荷升降周期變化，導致其主要部件經常承受劇烈的溫度變化，從而產生交變熱應力，使得部件承受低周疲勞載荷；同時，對于超(超)臨界機組，蒸汽溫度在600 ℃以上，因此部件中也將不可避免地出現蠕變損傷，且蠕變損傷與疲勞損傷有一定的交互作用，二者共同決定了轉子的壽命。轉子的正常工作決定著整個機組運行的安全性與可靠性，在一定程度上汽輪機轉子的壽命代表了整臺汽輪機機組的壽命。前人從損傷力學和斷裂力學的角度研究了汽輪機轉子的損傷，推導出了其疲勞壽命、蠕變壽命及蠕變-疲勞壽命預測模型[1-3]，預測精度不斷提高，且發展為壽命預測系統，實現了損傷在線評估。軒福貞等[4]系統研究了高溫承壓設備的蠕變、疲勞、棘輪等損傷模式的演化機理、理論模型和設計分析方法，為高溫承壓設備在復雜失效模式下的長周期安全運行提供了理論基礎。從宏觀角度而言，設備的安全性涉及到6個層次的系統工程：材料、元件、器件、子系統、系統和整機。雖然預測和防止設備失效的任務是在整機的最高層，但損傷起源于最底層，即材料[5]。因此，研究汽輪機轉子用鋼在蠕變-疲勞交互作用下的損傷機理可以為汽輪機組的安全運行提供理論支撐。

質量分數9%～12%鉻馬氏體鋼由于具有優良的高溫性能、抗氧化性等特點而廣泛用于制造火力發電廠關鍵熱端部件[6-8]。其中，馬氏體鋼X12CrMoWVNbN10-1-1主要應用于超(超)臨界汽輪機轉子、葉片、氣缸、閥體等部位；該鋼具有較好的綜合力學性能、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度[9]。在蠕變-疲勞交互作用下，質量分數9%～12%鉻馬氏體鋼的斷裂屬于蠕變斷裂主導的蠕變韌性斷裂[10]，但是隨著保載時間和應力比的減小，斷裂模式從韌性斷裂向脆性斷裂轉變[11-12]；Laves相、正火溫度、位錯、加載應力、保溫時間和缺口類型均為蠕變斷裂的主要影響因素[13]，且在疲勞過程中明顯觀察到顯著的加載速率依賴性以及平均應力松弛和連續循環軟化行為[14]。GIROUX等[15]研究發現，組織演變引起了P92鋼在高溫下的循環軟化行為。GOPINATH等[16]發現在蠕變-疲勞交互作用下，隨著保載時間的延長，質量分數9%～12%鉻馬氏體鋼組織中出現的晶界氧化和裂紋導致其疲勞壽命顯著降低[17]。但是，目前有關質量分數9%～12%鉻馬氏體鋼蠕變-疲勞損傷的研究不夠全面與深入，繼續深入系統地開展該方面的研究是十分有必要的。為此，作者以X12CrMoWVNbN10-1-1鋼為研究對象，開展了620 ℃下的純蠕變及載荷控制、高位保載的蠕變-疲勞試驗，研究了該鋼的蠕變-疲勞交互作用和斷裂機理，以期為汽輪機轉子在蠕變-疲勞交互作用下的損傷與壽命分析提供理論支撐。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為X12CrMoWVNbN10-1-1馬氏體鋼，由上海汽輪機廠提供，熱處理態為調質態，顯微組織主要為回火馬氏體，化學成分見表1，其高溫瞬時拉伸性能和高溫持久性能見文獻[18]。

表1 X12CrMoWVNbN10-1-1 鋼的化學成分

根據GB/T 2039—2012，在試驗鋼上截取如圖1(a)所示的蠕變-疲勞試樣，在GWT2504型高溫蠕變持久試驗機上進行高溫單軸蠕變-疲勞試驗和純蠕變試驗，環境為實驗室大氣環境，試驗溫度為620 ℃，采用閉環控制通過三段熱電偶測量試樣溫度，溫度偏差不超過±3 ℃，溫度梯度不超過3 ℃。整個試驗過程采用應力控制加載模式，加載速率為3 MPa·s-1，加載波形如圖1(b)所示，其中σmax為最大應力，σmin為最小應力，tht為最大應力保載時間，thc為最小應力保載時間。具體試驗參數如表2所示，表中R為應力比，f為加載頻率。由于與最大應力保載時間相比，最小應力保載時間很短，可以忽略，因此將最大應力保載時間定義為保載時間。純蠕變試驗時的應力為274 MPa。試驗結束后，采用掃描電鏡觀察斷口形貌。

表2 X12CrMoWVNbN10-1-1鋼蠕變-疲勞試驗參數

圖1 蠕變-疲勞試樣的尺寸及試驗加載波形

2 試驗結果與討論

2.1 應力比和保載時間對蠕變-疲勞壽命的影響

試驗鋼的純蠕變壽命為140.8 h，編號為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，對應的時間分別為154.2,146.5,97.0,88.5,142.5,85.5 h，可見試驗鋼的蠕變-疲勞壽命小于或大于相同應力水平下的純蠕變壽命，表明疲勞載荷的引入可抑制或促進蠕變損傷。由圖2可知，當應力比相同時，保載時間越長，蠕變-疲勞壽命越短，而在相同保載時間下，不同應力比下的蠕變-疲勞壽命基本相同，說明應力比對蠕變-疲勞壽命的影響很小，這與文獻[19]中P92鋼的蠕變-疲勞壽命變化趨勢相吻合。應力比為0.2條件下，試驗鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時間呈指數關系，二者擬合關系為

圖2 不同應力比下試驗鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時間的關系

(1)

式中：Nf為蠕變-疲勞壽命；m和A均為與溫度有關的材料常數。

擬合得到m為1.27，A為112.40，擬合相關系數為99.2%。

2.2 真應力-真應變遲滯回線及蠕變-疲勞交互作用

2.2.1 真應力-真應變遲滯回線

在試驗過程中不同條件下的真應力-真應變遲滯回線相似，因此以應力比0.2、保載時間0.3 h的條件為例對真應力-真應變遲滯回線進行分析。由圖3可知，試驗鋼的蠕變-疲勞穩定階段占整個壽命的70%左右。在試驗加載前的高溫保溫過程中材料發生軟化，導致試驗起始階段的單個循環變形量較大；隨著試驗過程的進行，位錯密度增大，材料逐漸硬化，阻礙損傷增大的能力加強，故此階段的循環變形量減小；當阻礙損傷增加的能力達到最大值時，真應力-真應變響應表現為穩定階段，此時循環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，同時頸縮逐漸明顯，試樣的有效承載面積減小，真應力增大致使后期循環變形量增大并造成試樣的快速斷裂。

圖3 試驗鋼在蠕變-疲勞過程中的真應力-真應變遲滯回線(R=0.2, tht=0.3 h)

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

圖4 不同試驗條件下試驗鋼在蠕變-疲勞半壽命時的真應力-真應變遲滯回線

2.2.2 棘輪應變與不可恢復應變

可將單個蠕變-疲勞加載過程中的真應變分為彈性應變、塑性應變、蠕變應變、黏彈性應變和不可恢復應變[20]。在非對稱循環載荷作用下，由于平均應力的存在，試樣的非彈性應變將表現出循環累積現象，該現象稱為棘輪效應，應變的平均值為棘輪應變。由圖5可知，初始階段棘輪應變速率較大，中間階段棘輪應變速率較平緩，后期階段棘輪應變速率快速增大直至試樣斷裂。

圖5 試驗鋼在不同試驗條件下的棘輪應變隨循環次數的變化曲線

棘輪效應廣泛存在于壓力容器和管道等工程實際問題當中，是工程設計過程中需要考慮的重要因素，但是棘輪應變不能反映應變循環累積的內在機制及特性。經過蠕變-疲勞循環后，應變增量為不可恢復應變，損傷主要由此應變引起[21]；在每一個周期中，不可恢復應變都會發生變化。由圖6可知，在穩定階段，不可恢復應變存在一定的波動。

圖6 試驗鋼在不同試驗條件下的不可恢復應變隨循環次數的變化曲線

2.2.3 純蠕變應變速率

由圖7可以看出，試驗鋼純蠕變應變速率經歷了下降階段、穩定階段和增速階段，且穩定階段約占整個壽命的70%，該階段的蠕變應變速率最小，最小值為5.112×10-8s-1。

圖7 試驗鋼在620 ℃下的純蠕變應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，而二者的交互作用主要取決于疲勞載荷對蠕變損傷的影響大還是蠕變載荷對疲勞損傷的影響大。參考文獻[22]提出了一種觀點：當平均應力小于應力幅時，疲勞載荷主導損傷；當平均應力大于應力幅時，蠕變載荷主導損傷；當應力幅和平均應力處于相同水平時，相互作用主導損傷。蠕變-疲勞過程與純蠕變過程均存在穩定階段，且均占據了壽命的70%左右。對于純蠕變過程，蠕變應變與蠕變損傷有關，應變越大，損傷越大；對于蠕變-疲勞過程，不可恢復應變是其損傷的宏觀表現，因此作者從應變的角度定義了蠕變-疲勞交互作用因子μ。

在蠕變-疲勞過程中，若無疲勞載荷的存在，且忽略加載和卸載對應變的影響，則一個循環周期內，在蠕變載荷作用下產生的蠕變應變Δεc為

(2)

由于試驗中最小應力下的保載時間很短，因此在蠕變-疲勞保載時間內產生的蠕變應變為

(3)

但是，蠕變-疲勞過程因疲勞載荷的引入存在應變棘輪效應，一個循環內不可恢復應變是蠕變-疲勞損傷的宏觀表現，因此定義蠕變-疲勞的交互作用因子為

(4)

式中：Δεir為穩定階段的不可恢復應變，以半壽命時的不可恢復應變表示。

(5)

表3 試驗鋼在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，不同試驗條件下試驗鋼的宏觀斷口都存在明顯的3個區域，分別為纖維區、放射區及剪切唇，且纖維區均位于斷口中間位置，斷口均發生頸縮，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，沿著最大切應力方向擴展，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，并且保載時間越長，孔洞的尺寸越大，蠕變-疲勞的交互作用與保載時間密切有關。對比發現，保載時間越長，斷口表面纖維區越趨于平整。純蠕變斷口由于沒有疲勞載荷作用，保載時間可以看作無限長，因此其表面較平整。

圖8 不同試驗條件下試驗鋼的蠕變-疲勞斷口和純蠕變斷口宏觀形貌

2.3.2 韌窩微觀形貌

由圖9可以看出，在應力比0.2以及保載時間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間相對較短，損傷以與循環有關的疲勞載荷為主，因此將這種類型的韌窩定義為疲勞韌窩。在應力比0.3和0.4、保載時間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，但破損類型為新生韌窩型破損，即在大韌窩的邊緣出現新的小韌窩，破損部位已經發生輕微鈍化；由于在此試驗條件中保載時間相對較長，損傷以與時間有關的蠕變載荷為主，因此將這種類型的韌窩定義為蠕變韌窩。

圖9 不同試驗條件下試驗鋼蠕變-疲勞斷口韌窩形貌

試驗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生脫離而形核，另外晶界的滑移變形也會形成韌窩。夾雜物、第二相粒子處形成的韌窩尺寸較大，且在載荷的持續作用下，韌窩發生連接而長大；同時夾雜物周圍應力場比較復雜，韌窩長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。疲勞對韌窩長大的影響分為兩類：(1)靜載荷條件下，夾雜物、第二相粒子形成的韌窩在連接時，韌窩前沿比較尖銳，存在局部應力集中，導致韌窩長大速率較快，當引入疲勞載荷后，隨著載荷的加載與卸載，韌窩表面發生閉合及摩擦，導致韌窩前沿鈍化，應力集中減小，韌窩長大速率降低；(2)在靜載荷下晶界滑移不可恢復，并且隨著載荷的持續作用，韌窩較快形核，并立即進入長大階段，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，而且降低韌窩的長大速率，進而減緩整體蠕變損傷速率，且這種影響會隨著疲勞參數的增大而增加。當韌窩長大到一定尺寸時，會出現多個韌窩連接現象。

圖10 不同試驗條件下試驗鋼蠕變-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：在保載時間較短的試驗鋼斷口表面存在一些寬度較窄、長度較長的裂紋；在保載時間較長的試驗鋼斷口表面存在一些寬度較寬、長度較短的裂紋。同時，在斷口表面還存在切痕，如圖中細實線所示，主要出現在高低過渡區域；這些切痕棱角分明，是瞬間斷裂的特征。隨著保載時間的延長、應力比的增大，裂紋和切痕逐漸減少，斷口高低表面也逐漸趨于光滑過渡。

圖11 不同試驗條件下試驗鋼蠕變-疲勞斷口和純蠕變斷口裂紋形貌

3 結 論

(1)在載荷控制的蠕變-疲勞條件下，X12CrMoWVNbN10-1-1鋼的蠕變-疲勞壽命與保載時間呈指數關系；保載時間越長，應力比對蠕變-疲勞壽命的影響越小。

(2)X12CrMoWVNbN10-1鋼在高溫下的蠕變-疲勞壽命與穩定階段的真應力-真應變遲滯回線密切相關，從應變角度定義的蠕變-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種機制：當保載時間較短(0.3,0.5 h)時，疲勞損傷抑制蠕變損傷，損傷以與循環有關的疲勞載荷為主；當保載時間足夠長(1.0,1.5 h)時，疲勞損傷促進蠕變損傷，損傷以與時間有關的蠕變載荷為主。

(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：一種由疲勞主導作用下的晶界滑動變形引起，發生在保載時間較短(0.3,0.5 h)的條件下；另一種由蠕變損傷主導作用下夾雜物或第二相顆粒從基體上脫落所致，發生在長保載時間(1.0,1.5 h)條件下。