CN103105335A - 一种预测耐热钢高温蠕变性能的方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供了一种预测耐热钢高温长时蠕变性能的方法，特别适用于9-12%Cr铁素体耐热钢高温长时蠕变性能的预测。本发明通过应变速率≤10^-5S^-1的恒慢速率高温拉伸试验方法获得材料在高温拉伸过程中的应变硬化和应变软化行为，以此表征位错蠕变，预测与之变形机制相同的蠕变变形行为，进而预估材料的长时蠕变性能。与蠕变试验相比，该方法操作简单、试验周期短，效率高。可用于9-12%Cr铁素体耐热钢新钢种设计时的合金成分的初步筛选，相比采用传统的蠕变试验评估方法，其大大缩短了合金的设计周期和节约了合金的研制费用。

Description

一种预测耐热钢高温蠕变性能的方法

技术领域

本发明涉及一种预测耐热钢性能的方法，具体地，本发明涉及一种预测耐热钢高温蠕变性能的方法。

背景技术

在长期高温运转过程中只允许产生一定量形变的构件，如电站锅炉、蒸汽轮机，蠕变极限是重要的设计依据。大多规定蠕变速率为10^-5（%/小时）相当于10万小时的形变量为1%。制造这种构件的金属材料通常要进行数万小时，乃至更长时间的蠕变试验。

耐热钢是指在高温环境中保持较高持久强度、抗蠕变性和良好化学稳定性的合金钢，按其正火组织可分为奥氏体耐热钢、马氏体耐热钢、铁素体耐热钢及珠光体耐热钢等。

9-12%Cr铁素体耐热钢作为电站锅炉、蒸汽轮机的主要用材，其发展同样也需要对大量测试合金的反复的蠕变试验，毫无疑问，这样大量长期的蠕变试验既花费巨大又耗费时间。为了缩短9-12%Cr铁素体耐热钢的设计周期并节约费用，采用对设计的多种合金进行初步筛选，然后对筛选出的合金进行蠕变性能评估是有效的途径。通常在设计合金时，以合金的抗拉强度和屈服强度来作为材料设计和选材的重要指标，但抗拉强度和屈服强度表征的是材料的瞬时性能，其变形机制与蠕变变形机制不完全相同，无法对材料的长期蠕变性能进行有效的预测。因此，急需一种基于一种简单的试样，易快速操作，并且能快速筛选出预期有好的蠕变性能的筛选方法。

CN 101710053A公开了一种高温材料的蠕变寿命预测方法，包括步骤为:获取不同温度下材料性能的数据，每个试验点数据包括温度、应力和断裂时间；把试验数据按式计算出每个试验应力σ下相对应的P值；进行LH参数法曲线回归，得到LH回归曲线的主曲线，回归曲线的数学表达式为：lgσ=A₀+A₁P+A₂P²+…；在回归主曲线上，求出在不同温度、不同应力情况下的蠕变寿命。该方法的缺点在于把研究重点放在通过获得的材料数据经过一系列复杂的数学运算来最终得到不同温度和应力下的蠕变寿命，在此过程中，必须进行一系列复杂的数学演算，工作量大，并且不能直观地表征材料的变形机制。

CN 101196507A公开了一种电站锅炉耐热钢蠕变寿命预测方法，该方法在受约束蠕变空洞生长模型的基础上，提出了蠕变空洞非均匀成核模型，然后进一步提出临界蠕变空洞修正半径的计算方法；该计算方法采用显微观察计量分析，根据耐热钢高温蠕变服役过程中碳化物、夹杂物等系列形核核心的数量和尺寸变化计算临界空洞半径；继之根据实际断裂试样（或定期检验截取的实际管段试样）的形核核心数量及尺寸变化计算实际生长的空洞半径，由此计算得到的断裂时间。该方法是根据实际断裂试样的空洞形核机理对空洞生长模型进行了一定修正，其本质仍属于蠕变空洞法。蠕变空洞法主要是建立材料蠕变空洞损伤和蠕变寿命之间的关系，认为空洞形核及其生长引起的晶间断裂导致蠕变破坏，空洞的份额与蠕变寿命份额相对应，但是实际试样或高温构件的断裂不是一种空洞损伤引起的，而是多种损伤机制依次或同时作用下断裂。例如，在蠕变条件下外截面损失和蠕变空洞形核长大同时发生，对于大多数耐热合金，外截面损失和蠕变空洞损伤的同时还会发生第二相粒子的粗化等组织劣化，即计算模型与实际蠕变断裂显微结构有一定的差距，不能准确地预测高温材料的蠕变寿命。

因此，发明一种能够快速简单，并且更加精确、有效预测材料的长期蠕变性能的方法是有必要的。

发明内容

针对现有技术的不足，本发明的目的之一在于提供一种预测耐热钢高温蠕变性能的方法。所述方法操作简单、试验周期短，能对耐热钢的长期蠕变性能优劣进行有效预估，大大缩短了合金设计周期和节省了合金的研制费用。

为实现所述目的，本发明采用的技术方案为：通过慢速恒应变速率高温拉伸试验（应变速率≤10^-5S^-1）来预测耐热钢长期蠕变性能，其依据是：对于耐热钢，在500℃~700℃的温度范围内，此类钢的主要的蠕变机制为位错蠕变，即，在蠕变过程中，自由位错滑移以及亚晶界的移动，使位错密度减少以及亚晶长大。同样，对试验温度在500℃~700℃的温度范围内的慢速率高温拉伸试验，其变形机制也为位错蠕变机制。即，在500℃~700℃的试验温度范围内，耐热钢在慢速恒应变速率的拉伸试验的变形机制和在蠕变变形中变形机制相同，都为位错蠕变机制。强的应变硬化或慢的应变软化是延缓位错回复和再结晶过程的指标。有强的应变硬化或弱的应变软化的材料被认为有强的变形抗力，其在蠕变过程中的蠕变抗力也较强。同时，采用慢速率高温拉伸方法表征位错变形机制更为直观。因此可以通过在慢速率高温拉伸试验中的应变硬化和应变软化行为来表征位错蠕变。

所述预测耐热钢高温蠕变性能的方法包括以下步骤：

（1）对耐热钢进行恒慢速率高温拉伸试验，实时记录拉伸过程中的载荷和位移数据，可以将得到的载荷和位移数据绘成载荷-位移曲线；

（2）基于塑性变形体积不变的假设，按公式（I）和公式（II），利用步骤（1）得到的载荷和位移数据，得到真应力σ和真应变ε数据，可以绘制真应力σ-真塑性应变ε_P曲线（流变曲线）；

$\mathrm{\σ}=\frac{P}{A_0}\·(1+\frac{\mathrm{\Δl}}{l_0})---\left(I\right)$

$\mathrm{\ϵ}=\ln (1+\frac{\mathrm{\Δl}}{l_0})---\left(\mathrm{II}\right)$

其中，P为载荷，A₀和l₀分别代表试样标距段原始截面积和长度；Δl为试样伸长量（即位移）；因弹性变形最终会回复，本发明的流变曲线统一扣除弹性变形部分，采用塑性应变为基准；

（3）采用应变硬化率（dσ/dε_P，即真应力-真塑性应变曲线的斜率）对塑性应变ε_P作图，得到dσ/dε_P-ε_P曲线，表征位错蠕变行为的应变硬化和软化现象，分析材料的应变硬化和应变软化情况，预测材料的长期蠕变性能的优劣。

原始截面积的测量又采用所属领域已知的方法，例如：先用游标卡尺测量试件中间等直杆两端及中间这三个横截面处的直径：在每一横截面内沿互相垂直方向各测量一次并取平均值。用所测得的三个平均值中最小的值作为试件的初始直径d₀，并按d₀计算试件的初始横截面面积A₀。

优选地，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的试验温度为500~700℃，特别优选为575~625℃；截至目前，9-12%Cr铁素体耐热钢常规服役温度在此温度区间内。

优选地，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的应变速率≤10^-5S^-1，特别优选为≤10^-6S^-1；应变速率太高，耐热钢在慢速横应变速率的拉伸试验的变形机制和在蠕变变形过程中的变形机制发生变化而不同，因此，不能通过慢速恒应变速率高温拉伸试验来预测耐热钢长期蠕变性能。

优选地，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验在具有数据采集软件的高温拉伸试验机上进行。

本发明的目的之一在于提供所述预测耐热钢高温蠕变性能的方法的用途。所述方法可用于预测9-12%Cr铁素体耐热钢长期蠕变性能。所述方法操作简单、试验周期短，能对9-12%Cr铁素体耐热钢的长期蠕变性能优劣进行有效预估，大大缩短了合金设计周期和节省了合金的研制费用。其依据是：对于9-12%Cr铁素体耐热钢，在500℃~700℃的温度范围内，此类钢的主要的蠕变机制为位错蠕变，即，在蠕变过程中，自由位错滑移以及亚晶界的移动，使位错密度减少以及亚晶长大。同样，对慢速率高温拉伸试验，其变形机制也为位错蠕变机制。即，在500℃~700℃的试验温度范围内，9-12%Cr铁素体耐热钢在慢速恒应变速率的拉伸试验的变形机制和在蠕变变形中变形机制相同，都为位错蠕变机制。强的应变硬化或慢的应变软化是延缓位错回复和再结晶过程的指标，因此有强的应变硬化或弱的应变软化的材料被认为有强的变形抗力，其在蠕变过程中的蠕变抗力也较强。同时，采用慢速率高温拉伸方法表征位错变形机制更为直观。因此可以通过在慢速率高温拉伸试验中的应变硬化和应变软化行为来表征位错蠕变。

与现有技术相比，本发明具有以下特点：

（1）本发明采用的慢速率高温拉伸方法表征位错变形机制直观，便于分析；

（2）相比长期蠕变试验，本发明采用的慢速率高温拉伸方法操作简单，易于控制，试验周期短，大大缩短了合金的设计周期和节省了研制费用。

附图说明

图1为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在575℃下的真应力随塑性应变的变化曲线；

图2为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在575℃下的应变硬化率随塑性应变的变化曲线；

图3为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在600℃下的真应力随塑性应变的变化曲线；

图4为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在600℃下的应变硬化率随塑性应变的变化曲线；

图5为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在625℃下的真应力随塑性应变的变化曲线；

图6为本发明中无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在625℃下的应变硬化率随塑性应变的变化曲线；

图7为具体实施方式中采用本发明的方法所筛选的两种合金（0.85Mo-1.5W-3.1Co和0.85Mo-1.5W-3.8Co）以及X12在180MPa，625℃试验条件下的蠕变试验结果。

具体实施方式

为便于理解本发明，本发明列举实施例如下。本领域技术人员应该明了，所述实施例仅仅是帮助理解本发明，不应视为对本发明的具体限制。

根据9-12%Cr铁素体耐热钢的设计原则，在X12CrMoWVNbN10-1-1钢基础上，添加Co元素，调整Mo和W的含量设计了9种新型含Co铁素体耐热钢（化学成分见表1）。分别在575℃、600℃和625℃，采用高温拉伸试验机（应变速率：1×10^-6S^-1），进行慢速率高温拉伸试验，并采用数据采集软件实时记录拉伸过程中的载荷和位移数据，并将得到的载荷和位移数据绘成载荷-位移曲线。按公式（I）和公式（II），利用得到的载荷和位移曲线，得到不同成分合金分别在575℃、600℃和625℃温度下的不同温度的真应力σ-真塑性应变ε_P曲线（流变曲线）；采用应变硬化率（dσ/dε_P，即真应力-真塑性应变曲线的斜率）对塑性应变ε_P作图，得到不同成分合金分别在575℃、600℃和625℃温度下的不同温度的dσ/dε_P-ε_P曲线。

表1设计合金的组成（wt.%）

合金	C	Cr	N	Ni	V	Nb	Si	Mn	Mo	W	Co	Fe
													1.6Mo-0W-2.4Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	1.6	0	2.4	Bal.
1.6Mo-0W-3.1Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	1.6	0	3.1	Bal.
													1.6Mo-0W-3.8Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	1.6	0	3.8	Bal.
0.85Mo-1.5W-2.4Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.85	1.5	2.4	Bal.
													0.85Mo-1.5W-3.1Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.85	1.5	3.1	Bal.
0.85Mo-1.5W-3.8Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.85	1.5	3.8	Bal.
													0.1Mo-3W-2.4Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.1	3	2.4	Bal.
0.1Mo-3W-3.1Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.1	3	3.1	Bal.
													0.1Mo-3W-3.8Co	0.125	10.35	0.03	0.22	0.2	0.08	0.115	0.2	0.1	3	3.8	Bal.

选取无W合金（1.6Mo-0W-2.4Co，1.6Mo-0W-3.1Co和1.6Mo-0W-3.8Co）分别在三个温度（575℃，600℃以及625℃）下的真应力和应变硬化率随塑性应变变化曲线（图1）为例说明，其中图1中的（a）、（c）和（e）为三类合金在不同温度的流变曲线（真应力-塑性应变曲线），（b）、（d）和（f）则分别是其对应的dσ/dε_P-ε_P曲线。可以看出，在575℃和600℃下，1.6Mo-0W-3.1Co合金的应变硬化率较大，而在此两温度下三合金的应变软化趋势相当，所以当不添加W时，Co含量为3.1%的合金的变形抗力最强；在625℃时，高Co（3.8%）合金的应变硬化最强，软化趋势也最缓，故对比三种合金，1.6Mo-0W-3.8Co合金在625℃时的变形最困难，其对应的变形抗力最大。

在575℃、600℃和625℃温度下，应变硬化和软化综合分析结果最优的合金组成列于表2~表4。可以看出，在575℃和600℃下，当固定W含量不变时，Co含量为3.1%的合金具有较强的变形抗力，即，Co的最优化成分为3.1%；在625℃时，Co的最优化成分为3.8%。同样分析方法，当Co含量一定时，575℃、600℃和625℃三个温度下，W含量为1.5%的合金基本都表现出了强的抗变形能力，故W最优化的成分含量为1.5%。获得了合金中Co和W的最佳调配比例，筛选出蠕变性能较优的合金，即，（1）575℃和600℃下：保持Mo当量为1.6%不变，W含量为1.5%，Co含量为3.1%，即；0.85Mo-1.5W-3.1Co合金成分最优；（2）625℃下：保持Mo当量为1.6%不变，W含量为1.5%，Co含量为3.8%，即；0.85Mo-1.5W-3.8Co合金成分最优。

表2 575℃蠕变性能最优的合金组成

1	0W	3.1%Co
			2	1.5%W	3.1%Co
3	3%W	3.8%Co
			4	2.4%Co	1.5%W（或0W）
5	3.1%Co	1.5%W
			6	3.8%Co	1.5%W

表3 600℃蠕变性能最优的合金组成

1	0W	3.1%Co
			2	1.5%W	3.1%Co
3	3%W	3.1%Co
			4	2.4%Co	3%W
5	3.1%Co	1.5%W
			6	3.8%Co	1.5%W

表4 625℃蠕变性能最优的合金组成

1

0W

3.8%Co

2	1.5%W	3.8%Co
			3	3%W	2.4%Co
4	2.4%Co	1.5%W
			5	3.1%Co	1.5%W
6	3.8%Co	1.5%W

以上预测结果经过了蠕变试验的进一步验证（见图7），由图7可知，在625℃/180MPa条件下，0.85Mo-1.5W-3.8Co合金的蠕变性能最优。

从以上预测结果可知，本发明所述方法仅需数小时或数十小时的试验，即可准确预测耐热钢的蠕变性能，从而可以取代数万小时或更长时间的蠕变实验，大大缩短了合金的设计周期和节省了研制费用。

虽然本发明仅列举了9-12%Cr铁素体耐热钢高温长时蠕变性能的预测，但是，由于在500℃~700℃的温度范围内，其它耐热钢与9-12%Cr铁素体耐热钢一样，在慢速恒应变速率的拉伸试验的变形机制和在蠕变变形中变形机制相同，即都为位错蠕变机制，所以所属领域技术人员应当了解，本发明所述方法可应用于其它耐热钢。

申请人声明，本发明通过上述实施例来说明本发明的详细工艺设备和工艺流程，但本发明并不局限于上述详细工艺设备和工艺流程，即不意味着本发明必须依赖上述详细工艺设备和工艺流程才能实施。所属技术领域的技术人员应该明了，对本发明的任何改进，对本发明产品各原料的等效替换及辅助成分的添加、具体方式的选择等，均落在本发明的保护范围和公开范围之内。

Claims (8)

1.一种预测耐热钢高温蠕变性能的方法，包括以下步骤：

（1）对耐热钢试样进行恒慢速率高温拉伸试验，记录拉伸过程中的载荷和位移数据；

（2）基于塑性变形体积不变的假设，按公式（I）和公式（II），利用步骤（1）得到的载荷和位移数据，得到真应力σ和真应变ε数据；

$\mathrm{\σ}=\frac{P}{A_0}\·(1+\frac{\mathrm{\Δl}}{l_0})---\left(I\right)$

$\mathrm{\ϵ}=\ln (1+\frac{\mathrm{\Δl}}{l_0})---\left(\mathrm{II}\right)$

其中，P为载荷，A₀和l₀分别代表试样标距段原始截面积和长度；Δl为试样伸长量；

（3）采用应变硬化率dσ/dε_P对塑性应变ε_P作图，得到dσ/dε_P-ε_P曲线，表征位错蠕变行为的应变硬化和软化现象。

2.如权利要求1所述的方法，其特征在于，通过分析dσ/dε_P-ε_P曲线表征的应变硬化和应变软化情况，预测材料的长期蠕变性能的优劣。

3.如权利要求1或2所述的方法，其特征在于，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的试验温度为500~700℃。

4.如权利要求1-3任一项所述的方法，其特征在于，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的试验温度为575~625℃。

5.如权利要求1-4任一项所述的方法，其特征在于，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的应变速率≤10^-5S^-1。

6.如权利要求1-5任一项所述的方法，其特征在于，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验的应变速率≤10^-6S^-1。

7.如权利要求1-6任一项所述的方法，其特征在于，步骤（1）所述恒慢速率高温拉伸试验在具有数据采集软件的高温拉伸试验机上进行。

8.如权利要求1-7任一项所述预测耐热钢高温蠕变性能的方法的用途，其特征在于，所述方法可用于预测9-12%Cr铁素体耐热钢长期蠕变性能。

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