鄭 全，鐘巍華，王成龍，白 冰，寧廣勝，楊 文

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究所，北京 102413)

目前國(guó)際上正在大力發(fā)展第4代反應(yīng)堆，相比當(dāng)前普遍的第3代反應(yīng)堆具有可持續(xù)能力好、安全可靠性高、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。T91鋼是具有優(yōu)良耐高溫性能的馬氏體鋼，是第4代反應(yīng)堆蒸汽發(fā)生器、壓力容器等部件的重要候選結(jié)構(gòu)材料[2-3]。由于需要長(zhǎng)時(shí)間在高溫、中子輻照環(huán)境下服役，而蠕變損壞是材料在高溫環(huán)境服役時(shí)的主要失效形式之一[4]，為確保材料服役的安全性，必須獲得材料中子輻照后的蠕變性能。采用標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣研究輻照后蠕變性能時(shí)存在感生放射性強(qiáng)、輻照空間有限和輻照參數(shù)梯度過(guò)大等問(wèn)題，因此必須使用小尺寸試樣[5]。但縮小試樣尺寸可能引發(fā)尺寸效應(yīng)，影響樣品的力學(xué)行為，進(jìn)而影響蠕變性能測(cè)試結(jié)果[6]。因此，國(guó)內(nèi)外開(kāi)展了一些針對(duì)樣品尺寸對(duì)蠕變行為影響的研究。

為掌握T91鋼蠕變?cè)嚇映叽缱兓瘜?duì)其性能的影響，本文擬針對(duì)標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣及小尺寸試樣進(jìn)行高溫蠕變?cè)囼?yàn)，對(duì)蠕變?cè)嚇訑嗫谶M(jìn)行微觀分析，研究樣品尺寸變化對(duì)蠕變曲線、蠕變斷裂時(shí)間、蠕變斷口等蠕變行為的影響，并對(duì)其機(jī)理進(jìn)行分析，以期為通過(guò)小尺寸試樣評(píng)價(jià)國(guó)產(chǎn)T91鋼蠕變性能提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)材料與方法

國(guó)產(chǎn)T91鋼(1 050 ℃保溫50 min后空冷淬火，760 ℃、1.5 h回火處理)，其元素組成列于表1。將其制作為兩種蠕變?cè)嚇樱簶?biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣，其規(guī)格尺寸如圖1所示。標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣按照《金屬材料 單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》(GB/T 2039—2012)[11]的要求制作，標(biāo)距段長(zhǎng)度為25 mm、直徑為5 mm；小片狀試樣參考SS-J樣品制備要求[5]進(jìn)行制作，標(biāo)距段長(zhǎng)度5 mm、橫截面尺寸為1.5 mm×0.75 mm。

表1 T91鋼的元素組成Table 1 Element composition of T91 steel

圖1 蠕變?cè)嚇右?guī)格尺寸Fig.1 Creep specimen size

兩種試樣均按照《金屬材料 單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》(GB/T 2039—2012)在MTS GWT1104型蠕變機(jī)上進(jìn)行高溫蠕變?cè)囼?yàn)。試驗(yàn)溫度由蠕變機(jī)配備的對(duì)開(kāi)式大氣爐控制，分上、中、下三段控溫，實(shí)際試驗(yàn)溫度與設(shè)定溫度的差距在4 ℃以內(nèi)，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。具體方法為：蠕變?cè)囼?yàn)前，將試樣裝卡到匹配的夾具上，再將試樣與蠕變夾具整體安裝到蠕變機(jī)上，其中標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣與夾具采用螺紋連接、小片狀試樣與夾具采用懸掛連接。安裝完成后按要求加熱至試驗(yàn)溫度，保溫1 h后加載。蠕變?cè)囼?yàn)時(shí)試樣發(fā)生的形變由光柵尺測(cè)量。

蠕變?cè)囼?yàn)中的初始應(yīng)力通常為試驗(yàn)溫度下屈服應(yīng)力的2/3左右[9,12]；對(duì)試驗(yàn)應(yīng)力與屈服應(yīng)力的比值范圍無(wú)明確要求，如Guguloth等[12]研究91級(jí)鋼550～625 ℃蠕變性能時(shí)該比值變化范圍為0.32～0.82，Shrestha等[13]究91級(jí)鋼600～700 ℃蠕變性能時(shí)該比值變化范圍為0.39～1.24。因此在測(cè)試T91鋼700 ℃蠕變性能時(shí)，首先選擇的試驗(yàn)應(yīng)力為100 MPa；在研究應(yīng)力和溫度對(duì)兩種試樣的蠕變行為影響時(shí)，為防止試樣被嚴(yán)重氧化，需在保證能顯示蠕變性能變化規(guī)律的蠕變應(yīng)力、溫度變化范圍的同時(shí)確保小片狀試樣的試驗(yàn)時(shí)間，最終確定的蠕變測(cè)試主要參數(shù)列于表2，試驗(yàn)溫度為675～725 ℃、蠕變應(yīng)力為80～120 MPa。

表2 蠕變?cè)囼?yàn)的主要參數(shù)Table 2 Main parameter of creep test

蠕變測(cè)試結(jié)束后使用掃描電子顯微鏡(SEM)進(jìn)行斷口分析，使用Nano Measurer軟件測(cè)量各試樣斷口SEM圖像中的韌窩尺寸，每個(gè)斷口測(cè)量30個(gè)韌窩尺寸后取平均值。

2 結(jié)果與討論

2.1 樣品尺寸對(duì)蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果的影響

1) 蠕變曲線

標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣的蠕變應(yīng)力-時(shí)間曲線示于圖2。由圖2可知，兩種試樣在各試驗(yàn)條件下的蠕變曲線均可分為3個(gè)變形階段：減速蠕變階段、穩(wěn)態(tài)蠕變階段和加速蠕變階段。在減速蠕變階段，蠕變速率隨時(shí)間的延長(zhǎng)而減小，材料變形抗力隨時(shí)間的延長(zhǎng)而增大；穩(wěn)態(tài)蠕變階段所用時(shí)間最長(zhǎng)，在該階段蠕變速率變化較小，變形引起的加工硬化與動(dòng)態(tài)回復(fù)速率達(dá)到平衡；在加速蠕變階段，蠕變速率不斷增大直至材料斷裂，試樣產(chǎn)生空洞、有效截面積降低，使得試樣真應(yīng)力變大、最終頸縮斷裂[14]。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在相同測(cè)試條件下，小片狀試樣的穩(wěn)態(tài)蠕變速率更低、穩(wěn)態(tài)蠕變階段更長(zhǎng)，蠕變斷裂時(shí)間更長(zhǎng)。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣的蠕變曲線Fig.2 Creep curve of standard rod specimen and small piece specimen

蠕變應(yīng)力和溫度對(duì)T91鋼蠕變曲線的影響分別示于圖3、4。由圖3、4可見(jiàn)，標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣的蠕變性能隨溫度、應(yīng)力的變化規(guī)律相近：當(dāng)溫度恒定(700 ℃)時(shí)，隨著蠕變應(yīng)力的增大，蠕變速率加快，穩(wěn)態(tài)蠕變階段縮短，蠕變斷裂時(shí)間減少；當(dāng)蠕變應(yīng)力恒定(100 MPa)時(shí)，隨著溫度的升高，蠕變速率加快、穩(wěn)態(tài)蠕變階段縮短，蠕變斷裂時(shí)間減少。分析相同試驗(yàn)條件下小片狀試樣與標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣的斷裂時(shí)間比(簡(jiǎn)稱(chēng)斷裂時(shí)間比)及穩(wěn)態(tài)蠕變速率比(簡(jiǎn)稱(chēng)穩(wěn)態(tài)速率比)，結(jié)果顯示，700 ℃時(shí)，蠕變應(yīng)力從80 MPa提升至100 MPa，斷裂時(shí)間比從6.9下降至5.9、穩(wěn)態(tài)速率比約為0.28，變化不大；蠕變應(yīng)力從100 MPa提升至120 MPa，斷裂時(shí)間比從5.9上升為11、穩(wěn)態(tài)速率比從0.28下降至0.082，變化顯著。蠕變應(yīng)力為100 MPa時(shí)，蠕變溫度從675 ℃上升至700 ℃，斷裂時(shí)間比從約1.7上升至5.9、穩(wěn)態(tài)速率比從0.8下降至0.28；蠕變溫度從700 ℃上升至725 ℃，斷裂時(shí)間比從約5.9下降至2.1、穩(wěn)態(tài)速率比從0.28上升至0.65。

圖3 蠕變應(yīng)力對(duì)T91鋼蠕變曲線的影響Fig.3 Effect of creep stress on creep curve of T91 steel

圖4 溫度對(duì)T91鋼蠕變曲線影響Fig.4 Effect of temperature on creep curve of T91 steel

2) 蠕變斷裂時(shí)間-應(yīng)力關(guān)系

蠕變斷裂時(shí)間(tr)是高溫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)和壽命估算的重要依據(jù)[15]。為方便小片狀試樣蠕變數(shù)據(jù)在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)和壽命估算中的應(yīng)用，需要探究相同條件下兩種試樣蠕變斷裂時(shí)間的差異及轉(zhuǎn)換關(guān)系。

蠕變斷裂時(shí)間通常由雙對(duì)數(shù)等溫線法對(duì)材料一定溫度下的蠕變性能進(jìn)行外推獲得，經(jīng)驗(yàn)公式為：

tr=Aσ-B

(1)

式中：σ為蠕變應(yīng)力，MPa；A、B為系數(shù)[16]。

根據(jù)式(1)對(duì)兩種T91試樣的700 ℃蠕變性能進(jìn)行擬合，獲得的T91鋼700 ℃蠕變應(yīng)力與斷裂時(shí)間的關(guān)系示于圖5。由圖5可得，標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣的tr=4.636×1016σ-7.741，小片狀試樣的tr=9.343×1017σ-8.917。

由此可進(jìn)一步得到標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣700 ℃蠕變斷裂時(shí)間的關(guān)系：

(2)

式中，trod和tsheet分別為標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣和小片狀試樣的蠕變斷裂時(shí)間。

圖5 T91鋼應(yīng)力-斷裂時(shí)間關(guān)系Fig.5 Stress-fracture time relationship of T91 steel

3) 蠕變激活能

蠕變測(cè)試結(jié)果表明，穩(wěn)態(tài)蠕變階段行為的不同是造成小片試樣和標(biāo)準(zhǔn)試樣性能差異的重要原因。在該變形階段，相比于標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，小片狀試樣穩(wěn)態(tài)蠕變速率更低。此差異可由蠕變變形機(jī)制或受力狀態(tài)的改變導(dǎo)致[17-18]。其中，蠕變變形機(jī)制變化會(huì)導(dǎo)致位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)難易程度變化，進(jìn)而導(dǎo)致蠕變激活能改變[17]。蠕變激活能和穩(wěn)態(tài)蠕變速率間的關(guān)系遵循Arrhenius定律[19]，可表示為：

(3)

T91鋼675～725 ℃蠕變激活能擬合計(jì)算結(jié)果示于圖6。圖6表明，兩種試樣激活能分別為686.1 kJ/mol(標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣)和682.8 kJ/mol(小片狀試樣)，基本相同，說(shuō)明樣品尺寸變化未對(duì)T91鋼700 ℃蠕變變形機(jī)制造成明顯影響。

圖6 T91鋼蠕變激活能擬合結(jié)果Fig.6 Fitting result on creep activation energy of T91 steel

2.2 樣品尺寸對(duì)蠕變性能影響的微觀機(jī)理分析

兩種試樣在700 ℃、不同蠕變應(yīng)力(80～120 MPa)下的蠕變斷口微觀形貌示于圖7。圖7表明：所有蠕變斷口均主要由纖維區(qū)構(gòu)成，無(wú)放射區(qū)和明顯的剪切唇，這說(shuō)明T91鋼韌性較好，所有試樣斷裂時(shí)均未發(fā)生剪切型低能量撕裂[20]；所有蠕變斷口均主要由韌窩組成，說(shuō)明T91鋼在700 ℃、80～120 MPa下的蠕變主要斷裂類(lèi)型為微孔聚集型韌性斷裂，該結(jié)果與Jürgen等[9]對(duì)P91鋼棒狀試樣蠕變斷口的觀察結(jié)果一致。以上現(xiàn)象表明，試樣尺寸變化未對(duì)蠕變斷裂微觀形貌產(chǎn)生影響。

a——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，80 MPa；b——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，100 MPa；c——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，120 MPa；d——小片狀試樣，80 MPa；e——小片狀試樣，100 MPa；f——小片狀試樣，120 MPa圖7 T91鋼700 ℃下蠕變斷口形貌Fig.7 Morphology of creep fracture of T91 steel at 700 ℃

圖7a～c顯示標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣斷口上韌窩主要為等軸韌窩，說(shuō)明標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣斷裂時(shí)主要受正應(yīng)力作用。圖7d～f顯示小片狀試樣斷口上出現(xiàn)大量剪切韌窩(典型形貌由圓圈標(biāo)出，箭頭指向韌窩拉長(zhǎng)方向)，說(shuō)明試樣斷裂時(shí)受到剪切應(yīng)力作用。這說(shuō)明尺寸變化導(dǎo)致試樣在700 ℃、不同蠕變應(yīng)力下斷裂時(shí)應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化。

各斷口韌窩的平均尺寸測(cè)量結(jié)果列于表3。由表3可見(jiàn)，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，小片狀試樣韌窩尺寸較小，說(shuō)明小片狀試樣塑性變形能力相對(duì)較差[21]。

兩種試樣在溫度675～725 ℃、蠕變應(yīng)力100 MPa下的蠕變斷口微觀形貌示于圖8。由圖8可見(jiàn)，蠕變斷口主要為纖維區(qū)，所有蠕變斷口均主要由韌窩組成，說(shuō)明T91鋼在675～725 ℃、100 MPa下蠕變時(shí)，主要斷裂類(lèi)型為微孔聚集型韌性斷裂，試樣尺寸未對(duì)蠕變斷裂微觀形貌產(chǎn)生影響。

表3 T91鋼700 ℃下蠕變?cè)嚇訑嗫陧g窩平均尺寸Table 3 Average size of fracture dimple of T91 steel creep specimen at 700 ℃

圖8a～c顯示，675～725 ℃標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣斷口上韌窩以等軸韌窩為主，說(shuō)明試樣斷裂時(shí)主要受正應(yīng)力；圖8d～f顯示，675～725 ℃小片狀試樣斷口上韌窩主要為剪切韌窩，說(shuō)明試樣斷裂時(shí)主要受剪切應(yīng)力作用。這說(shuō)明尺寸變化導(dǎo)致試樣在不同溫度、蠕變應(yīng)力100 MPa下斷裂時(shí)應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化。

a——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，675 ℃；b——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，700 ℃；c——標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，725 ℃；d——小片狀試樣，675 ℃；e——小片狀試樣，700 ℃；f——小片狀試樣，725 ℃圖8 T91鋼100 MPa下蠕變斷口形貌Fig.8 Morphology of creep fracture of T91 steel under 100 MPa

各斷口韌窩平均尺寸測(cè)量結(jié)果列于表4。由表4可見(jiàn)，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，小片狀試樣韌窩尺寸較小，說(shuō)明小片狀試樣塑性變形能力相對(duì)較差。

表4 T91鋼100 MPa下蠕變?cè)嚇訑嗫陧g窩平均尺寸Table 4 Average size of fracture dimple of T91 steel creep specimen under 100 MPa

綜上所述，本研究的所有試驗(yàn)條件中，兩種尺寸試樣斷口均主要為纖維區(qū)，蠕變斷裂類(lèi)型均為微孔聚集型韌性斷裂；但標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣主要受正應(yīng)力作用，小片狀試樣受剪切應(yīng)力的作用，而且相同試驗(yàn)條件下小片狀試樣斷口韌窩尺寸相對(duì)較小，表明尺寸變化導(dǎo)致試樣斷裂時(shí)所受應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生了改變。綜合蠕變性能測(cè)試結(jié)果，可認(rèn)為試樣尺寸變化造成的受力狀態(tài)變化是造成穩(wěn)態(tài)速率差異的主要原因。相關(guān)文獻(xiàn)表明，蠕變?cè)嚇邮芰顟B(tài)會(huì)影響試樣內(nèi)部裂紋尖端塑性區(qū)受力狀態(tài)，從而影響裂紋擴(kuò)展速率，進(jìn)而影響蠕變速率及斷裂時(shí)間——試樣厚度增加會(huì)增大裂紋尖端前沿塑性變形所受的約束，導(dǎo)致裂紋尖端前部分三軸應(yīng)力度、正應(yīng)力增大，促進(jìn)蠕變孔洞形核、擴(kuò)展及微裂紋的形成與擴(kuò)展，最終導(dǎo)致蠕變速率增大[18,22]。這些研究均與本文相同條件下小片狀試樣穩(wěn)態(tài)蠕變速率低于標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣的結(jié)果相吻合。而且，韌窩是空洞核形成、長(zhǎng)大、相互連接而成的[23]，標(biāo)準(zhǔn)試樣具有更大的正應(yīng)力，使得其蠕變孔洞更容易形核、長(zhǎng)大，并導(dǎo)致其斷口韌窩尺寸更大，這也與蠕變斷口SEM分析結(jié)果相吻合。綜上可以推測(cè)，尺寸差異造成的應(yīng)力狀態(tài)變化是導(dǎo)致小尺寸蠕變斷裂時(shí)間更長(zhǎng)的重要原因。

2.3 尺寸效應(yīng)影響程度變化規(guī)律

分析蠕變性能測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，小尺寸試樣與標(biāo)準(zhǔn)試樣的蠕變性能差異(簡(jiǎn)稱(chēng)尺寸效應(yīng))受溫度和應(yīng)力的影響，本文以斷裂時(shí)間比作為指標(biāo)衡量尺寸效應(yīng)影響程度，如圖9所示。由圖9可見(jiàn)，T91鋼的斷裂時(shí)間比隨蠕變溫度和應(yīng)力的變化趨勢(shì)較復(fù)雜。當(dāng)蠕變溫度恒定為700 ℃時(shí)，在蠕變應(yīng)力從80 MPa增大至100 MPa的過(guò)程中，斷裂時(shí)間比無(wú)明顯變化，但在蠕變應(yīng)力從100 MPa增大至120 MPa時(shí)，斷裂時(shí)間比則由5.8增加為11，變化明顯；當(dāng)蠕變應(yīng)力恒定為100 MPa時(shí)，隨著溫度由650 ℃增大至725 ℃，其斷裂時(shí)間比則隨著溫度的升高先增大后減小。為便于比較，圖中還示出了其他材料的研究結(jié)果?？梢?jiàn)，對(duì)于P91鋼，在650 ℃、蠕變應(yīng)力120～140 MPa的范圍內(nèi)，斷裂時(shí)間比變化不大。對(duì)于20MnMoNi55鋼，在700 ℃下隨著蠕變應(yīng)力由15 MPa增加為30 MPa，其斷裂時(shí)間比先減小后無(wú)明顯變化，但在800 ℃下隨著蠕變應(yīng)力由10 MPa增加至30 MPa，其斷裂時(shí)間比先增大后減?。煌瑫r(shí)，溫度為700～900 ℃時(shí)，15 MPa蠕變應(yīng)力下的斷裂時(shí)間比隨溫度的升高逐漸減小，而25 MPa蠕變應(yīng)力下的斷裂時(shí)間比卻隨溫度的升高先減小后增大[8-9]。以上現(xiàn)象均表明，材料在不同應(yīng)力、溫度下有著非常復(fù)雜的尺寸效應(yīng)，目前相關(guān)的研究[8-10]認(rèn)為該尺寸效應(yīng)的變化與材料塑性變差、發(fā)生相變等宏/微觀變化有關(guān)。

圖9 蠕變斷裂時(shí)間比與蠕變應(yīng)力和溫度的關(guān)系Fig.9 Relationship between creep rupture time ratio and creep stress and temperature

對(duì)于T91鋼，有研究表明，在約700 ℃高溫下會(huì)發(fā)生復(fù)雜的微觀結(jié)構(gòu)和宏觀性能變化，如650 ℃下，T91鋼的析出相在時(shí)效50 h后會(huì)發(fā)生溶解、300 h后會(huì)發(fā)生粗化、500 h后細(xì)化且數(shù)量增加，當(dāng)時(shí)間延長(zhǎng)至1 700 h后析出相則將發(fā)生球化[24]；700 ℃下T91鋼時(shí)效300 h內(nèi)時(shí)會(huì)因小尺寸碳化物析出而性能改善，但500 h后會(huì)因晶粒粗化、晶界弱化而性能惡化[25]。因此，可推測(cè)T91鋼在675～725 ℃蠕變過(guò)程中，不同尺寸樣品的斷裂時(shí)間差異導(dǎo)致蠕變過(guò)程中不同尺寸試樣的微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生了不同的演化，進(jìn)而影響了斷裂時(shí)間，并最終導(dǎo)致蠕變?cè)嚇映叽缧?yīng)隨蠕變溫度、應(yīng)力的變化規(guī)律復(fù)雜化。

此外，蠕變?cè)囼?yàn)在高溫下進(jìn)行，試樣會(huì)被氧化且氧化深度隨時(shí)間逐漸增大，這會(huì)造成試樣平行段橫截面積減小，導(dǎo)致試樣實(shí)際所受蠕變應(yīng)力增加，可能導(dǎo)致測(cè)試所得蠕變斷裂時(shí)間減少[26-27]；Sawada等[28]的研究顯示，氧化只會(huì)對(duì)材料高溫長(zhǎng)時(shí)蠕變性能產(chǎn)生明顯影響。由于無(wú)法進(jìn)行惰性氣體下的高溫蠕變?cè)囼?yàn)，本文依據(jù)T91鋼650～750 ℃下氧化動(dòng)力學(xué)研究結(jié)果[29-32]，用各試樣的蠕變斷裂時(shí)間計(jì)算整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中氧化造成的材料單位面積增重(結(jié)合氧量)，以3/4的Fe/O原子比估算氧化造成的材料損失(溫度大于650 ℃，隨著溫度的升高，T91鋼氧化層中Fe3O4會(huì)逐漸轉(zhuǎn)化為Fe2O3，因此取3/4的原子比進(jìn)行保守估算[29-30])，進(jìn)而估算氧化造成的蠕變?cè)嚇悠叫卸螜M截面積的損失、蠕變應(yīng)力的增大，最終獲得相應(yīng)試驗(yàn)應(yīng)力下各試樣由于氧化造成的實(shí)際蠕變應(yīng)力偏高比例，如圖10所示。可看出，溫度恒定(700 ℃)時(shí)，隨著蠕變應(yīng)力的增大，蠕變斷裂時(shí)間減少，應(yīng)力偏高比例下降，氧化造成的影響減弱；蠕變應(yīng)力恒定(100 MPa)時(shí)，隨著溫度的升高，雖然氧化速率增大[30]，但蠕變斷裂時(shí)間迅速減小，導(dǎo)致應(yīng)力偏高比例下降、氧化造成的影響減弱；相同試驗(yàn)條件下小片狀試樣應(yīng)力偏高比例高于標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣，這說(shuō)明蠕變?cè)囼?yàn)時(shí)小片狀試樣測(cè)試結(jié)果受氧化影響的可能性相對(duì)較大。但所有計(jì)算結(jié)果中應(yīng)力變化比例最大的試驗(yàn)條件為700 ℃/80 MPa的小片狀試樣，實(shí)際蠕變應(yīng)力增大不超過(guò)5%，其他試樣的蠕變應(yīng)力偏高比例均不超過(guò)1%，因此本研究中氧化對(duì)尺寸效應(yīng)的影響不明顯。

圖10 氧化對(duì)實(shí)際蠕變應(yīng)力的影響Fig.10 Effect of oxidation on actual creep stress

3 結(jié)論

1) T91鋼在675～725 ℃下蠕變時(shí)，不同尺寸試樣的蠕變均分為減速蠕變、穩(wěn)態(tài)蠕變和加速蠕變3個(gè)階段，且斷裂時(shí)間均隨溫度和蠕變應(yīng)力的增大而減小，但小片狀試樣蠕變斷裂時(shí)間更長(zhǎng)、穩(wěn)態(tài)蠕變速率更小。

2) 不同尺寸試樣在675～725 ℃下的蠕變斷裂均為微孔聚集型韌性斷裂；尺寸變化可導(dǎo)致試樣受力狀態(tài)發(fā)生變化，標(biāo)準(zhǔn)棒狀試樣主要受正應(yīng)力，小片狀試樣受剪切應(yīng)力作用。

3) 樣品尺寸改變?cè)斐傻膽?yīng)力狀態(tài)變化導(dǎo)致兩種試樣蠕變行為的差異，蠕變過(guò)程中發(fā)生的不同微觀結(jié)構(gòu)演化是蠕變?cè)嚇映叽缧?yīng)隨蠕變溫度、應(yīng)力變化規(guī)律復(fù)雜的重要原因。