楊楠林，談建平，軒福貞，孫 亮

（1.華東理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，承壓系統(tǒng)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200237；2.中國(guó)特種設(shè)備檢測(cè)研究院，北京100013）

0 引 言

20世紀(jì)90年代末，美國(guó)Special Metals公司開發(fā)出了一種新型抗氧化低膨脹高溫合金Inconel alloy783（簡(jiǎn)稱In783）［1］，該合金為鎳鐵鈷基鐵磁性合金，在基體中析出的γ′、β相能提高合金的強(qiáng)度。較高的鋁含量提高了該合金的抗氧化能力，鉻元素使其熱膨脹系數(shù)沒(méi)有很大提高，最終使該合金在600～800 ℃具有良好的綜合性能，從而廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)、汽輪機(jī)閥門螺栓等對(duì)低膨脹、抗氧化性要求較高的一些場(chǎng)合。

對(duì)于在長(zhǎng)時(shí)、低應(yīng)力下服役的實(shí)際構(gòu)件，其蠕變變形主要源于過(guò)渡及穩(wěn)態(tài)蠕變階段。在設(shè)計(jì)高溫構(gòu)件時(shí)，通常僅采用Norton 冪律函數(shù)來(lái)描述構(gòu)件的高溫變形［2］，這樣勢(shì)必會(huì)低估其實(shí)際變形的大小。同時(shí)，人們通過(guò)大量研究發(fā)現(xiàn)，在相同的溫度下，蠕變機(jī)制會(huì)依施加應(yīng)力水平的高低而發(fā)生變化，致使蠕變本構(gòu)參數(shù)在不同應(yīng)力水平下存在差異［3-4］。用高應(yīng)力（加速）試驗(yàn)得到的蠕變本構(gòu)關(guān)系來(lái)預(yù)測(cè)低應(yīng)力構(gòu)件的蠕變變形將得到非保守的結(jié)果。

由于在高溫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與評(píng)定規(guī)范中，較少考慮上述影響因素，又鑒于In783合金蠕變變形方面的報(bào)道較少。因此，作者以In783合金為研究對(duì)象，分析了不同應(yīng)力水平對(duì)其蠕變性能和蠕變機(jī)制的影響，目的是既可以研究蠕變本構(gòu)方程，又可以為其在工程上的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 本構(gòu)方程及第二相粒子強(qiáng)化材料的蠕變機(jī)制

1.1 Norton-Bailey本構(gòu)方程

常載荷試驗(yàn)所得的蠕變應(yīng)變?chǔ)與可以寫成應(yīng)力σ、時(shí)間t和溫度T 的函數(shù)，一般假定σ，t，T 的作用是可分離的，所以該函數(shù)關(guān)系［5］可以表示為

大量試驗(yàn)結(jié)果表明，在高溫下，大多數(shù)材料在較低應(yīng)力水平下的蠕變速率與應(yīng)力在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)中呈線性關(guān)系。因此，應(yīng)力函數(shù)可以表示為

式中：A 為與材料特性、溫度有關(guān)的常數(shù)；n 為應(yīng)力指數(shù)。

由于蠕變的時(shí)間相關(guān)性，因此對(duì)時(shí)間函數(shù)的研究特別多。大部分的方程是根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合而成的，Bailey定義了蠕變第一階段與時(shí)間相關(guān)性的方程：

式中：b為與材料特性有關(guān)的常數(shù)；m 為與時(shí)間相關(guān)的參數(shù)。

試驗(yàn)在確定的溫度下進(jìn)行，即等溫條件，所以不考慮溫度因素。綜合式（2）和式（3）可得Norton-Bailey本構(gòu)方程：

式中：B 為與材料特性、溫度有關(guān)的常數(shù)。

1.2 第二相粒子強(qiáng)化材料的蠕變機(jī)制

第二相粒子彌散強(qiáng)化合金的蠕變機(jī)制核心問(wèn)題是位錯(cuò)越過(guò)第二相粒子的機(jī)制。位錯(cuò)滑移遇到第二相粒子時(shí)可以通過(guò)以下三種途徑［6］越過(guò)。

1）通過(guò)Orowan機(jī)制越過(guò)粒子，繞過(guò)粒子所需的應(yīng)力為Orowan應(yīng)力。在鎳基高溫合金中，γ′相顆粒是位錯(cuò)的障礙，位錯(cuò)以O(shè)rowan繞越方式通過(guò)γ′相時(shí)，會(huì)留下一個(gè)位錯(cuò)環(huán)。

2）位錯(cuò)切割機(jī)制。位錯(cuò)在滑移過(guò)程中遇到顆粒障礙時(shí)，在一定的應(yīng)力條件下可以切過(guò)比較軟且與基體共格的粒子。

以上兩種機(jī)制一般都是在較高的應(yīng)力水平下存在，而且Orowan繞越機(jī)制的臨界應(yīng)力要大于切割機(jī)制的臨界應(yīng)力，這說(shuō)明切割機(jī)制比Orowan繞越機(jī)制更易于開動(dòng)。

3）當(dāng)施加應(yīng)力不足以開動(dòng)以上兩種機(jī)制時(shí)，即施加應(yīng)力小于轉(zhuǎn)折應(yīng)力時(shí)（低應(yīng)力范圍），位錯(cuò)只能通過(guò)熱激活攀移機(jī)制來(lái)克服第二相顆粒的阻礙。

2 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為未服役的In783高溫合金，其化學(xué)成分（質(zhì) 量 分 數(shù)／%）為0.08C，2.76Cr，5.4Al，2.87Nb，0.11Ti，29.2Ni，33.3Co，余Fe。將其加工成圖1所示的棒狀試樣，在CSS-3905型高溫電子蠕變持久試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行蠕變?cè)囼?yàn)，蠕變?cè)囼?yàn)溫度為620 ℃，試驗(yàn)最高應(yīng)力為1.26σ0，最低應(yīng)力為0.74σ0（σ0為材料在該溫度下的屈服應(yīng)力，為540 MPa）。首先在500N 恒載荷下升溫，達(dá)到目標(biāo)溫度后，保溫2h，然后于1 min內(nèi)加載至預(yù)定載荷，最后根據(jù)試驗(yàn)情況，獲取In783 合金在620 ℃、不同應(yīng)力水平（0.74σ0～1.26σ0）下 的 蠕 變 信 息；總 試 驗(yàn) 時(shí) 間 為4 497h。

圖1 蠕變?cè)嚇拥男螤钆c尺寸Fig.1 Shape and dimensions of creep sample：（a）whole view and（b）partial enlarged view

選取在0.74σ0（較低應(yīng)力）、0.93σ0（較高應(yīng)力）、1.26σ0（高應(yīng)力）三個(gè)應(yīng)力水平下進(jìn)行蠕變?cè)囼?yàn)后的試樣，采用PHILIPS CM200型透射電鏡觀察斷口形貌，以了解In783 高溫合金的蠕變機(jī)制，電壓為200kV，線分辨率為0.14nm。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 蠕變性能

相關(guān)的試驗(yàn)條件及試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。表中采用屈服應(yīng)力歸一化試驗(yàn)應(yīng)力。

圖2中的時(shí)間軸采用無(wú)量綱參數(shù)t／th表示（t為材料在一定溫度和應(yīng)力下蠕變?cè)囼?yàn)的時(shí)間，th為該溫度和應(yīng)力水平下的蠕變?cè)囼?yàn)總時(shí)間）。從圖2可以發(fā)現(xiàn)，在較高的幾個(gè)應(yīng)力水平下，蠕變曲線沒(méi)有明顯的第二階段。根據(jù)各個(gè)應(yīng)力水平下的蠕變曲線，可以求出各個(gè)應(yīng)力水平相對(duì)應(yīng)的最小蠕變速率，繼而可以通過(guò)最小蠕變速率與應(yīng)力在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下呈線性的特點(diǎn)，求出應(yīng)力指數(shù)。

表1 蠕變?cè)囼?yàn)條件及試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Creep test conditions and results

圖2 In783合金在620 ℃、不同應(yīng)力水平下的蠕變應(yīng)變-時(shí)間歸一化關(guān)系曲線Fig.2 Creep strain-normalized time curves of In783 alloy at 620 ℃and different stress levels

由圖3可見，In783合金在不同應(yīng)力區(qū)（σ／σ0）的應(yīng)力指數(shù)n并不相同。隨著施加應(yīng)力的不斷增大，曲線的斜率發(fā)生偏轉(zhuǎn)，應(yīng)力指數(shù)增大；低應(yīng)力區(qū)的應(yīng)力指數(shù)為4.5，高應(yīng)力區(qū)的應(yīng)力指數(shù)為13.2。

圖3 最小蠕變速率與應(yīng)力的關(guān)系Fig.3 The relationship between minimum creep rate and applied stress

一般而言，在材料的蠕變特性中，將應(yīng)力區(qū)分為三塊：低應(yīng)力區(qū)（以擴(kuò)散蠕變?yōu)橹鳎?、中?yīng)力區(qū)（以冪律蠕變?yōu)橹?，?yīng)力指數(shù)一般為5左右［7］）和高應(yīng)力區(qū)（冪律蠕變失效）。通常可以用應(yīng)力指數(shù)來(lái)判斷金屬材料的蠕變機(jī)制，對(duì)于第二相強(qiáng)化合金來(lái)說(shuō)，冪律蠕變應(yīng)力指數(shù)一般要大于6，低應(yīng)力區(qū)也接近4～5［8］。

從圖4中可以看到，在低應(yīng)力區(qū)，Norton-Bailey本構(gòu)方程擬合曲線與試驗(yàn)得到的蠕變值能很好地吻合，而且蠕變第一階段的吻合度很高。但在高應(yīng)力區(qū)，兩者的吻合度很差。這可能是由于蠕變機(jī)制發(fā)生了變化，Norton-Bailey本構(gòu)方程已不再適用造成的。

圖4 蠕變?cè)囼?yàn)值與Norton-Bailey本構(gòu)方程擬合曲線的比較Fig.4 Comparison between creep experimental results and fitted curves of the constitutive equation

3.2 蠕變機(jī)制

對(duì)于第二相粒子強(qiáng)化合金，其蠕變機(jī)制主要考慮位錯(cuò)如何越過(guò)第二相粒子。一般而言，在低應(yīng)力區(qū)范圍內(nèi)，施加應(yīng)力小于轉(zhuǎn)折應(yīng)力時(shí)，位錯(cuò)只能通過(guò)熱激活攀移機(jī)制來(lái)克服第二相顆粒的阻礙；在高應(yīng)力區(qū)，位錯(cuò)可以切割越過(guò)第二相粒子，也可以O(shè)rowan繞越方式越過(guò)阻礙。

從圖5～7中可以發(fā)現(xiàn)，高、低應(yīng)力區(qū)蠕變變形組織中的位錯(cuò)形態(tài)不同。低應(yīng)力試樣（圖5）的基體上存在明顯的位錯(cuò)形態(tài)，顆粒沒(méi)有明顯的切割線，也沒(méi)有繞越之后留下的位錯(cuò)環(huán)，較高應(yīng)力和高應(yīng)力下試樣（圖6和圖7）中的顆粒周圍環(huán)繞著位錯(cuò)（即位錯(cuò)繞越之后留下的位錯(cuò)環(huán)）。所以，高應(yīng)力下蠕變機(jī)制以O(shè)rowan繞越方式為主。

圖5 In783合金在620 ℃／0.74σ0蠕變條件下的位錯(cuò)特征Fig.5 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 0.74σ0：（a）matrix and（b）second-phase particles

圖6 In783合金在620 ℃／0.93σ0蠕變條件下的位錯(cuò)特征Fig.6 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 0.93σ0：（a）second-phase particle and（b）local amplification

圖7 In783合金在620 ℃／1.26σ0蠕變條件下的位錯(cuò)特征Fig.7 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 1.26σ0

4 結(jié) 論

（1）In783合金的蠕變速率與應(yīng)力的關(guān)系可用冪律蠕變關(guān)系表示；在試驗(yàn)應(yīng)力范圍內(nèi)，最小蠕變速率與應(yīng)力的關(guān)系曲線在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下并非呈單一線性關(guān)系，高應(yīng)力區(qū)的應(yīng)力指數(shù)比低應(yīng)力區(qū)的大，用高應(yīng)力本構(gòu)參數(shù)來(lái)預(yù)測(cè)低應(yīng)力構(gòu)件的蠕變變形將得到非保守的結(jié)果。

（2）Norton-Bailey 本構(gòu)方程能較好地描述低應(yīng)力范圍內(nèi)的蠕變曲線，但對(duì)于高應(yīng)力區(qū)，該方程并不能很好地描述其蠕變曲線。

（3）In783合金在低應(yīng)力區(qū)和高應(yīng)力區(qū)的蠕變機(jī)制不相同；低應(yīng)力區(qū)的蠕變機(jī)制可能以位錯(cuò)熱激活攀移為主；高應(yīng)力區(qū)的蠕變機(jī)制以O(shè)rowan繞越方式為主；蠕變機(jī)理的不同導(dǎo)致蠕變速率與應(yīng)力關(guān)系曲線斜率發(fā)生轉(zhuǎn)變。

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