荊洪陽，唐夢茹，趙 雷，徐連勇

(1 天津大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072；2 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室，天津 300072)

P92鋼蠕變-疲勞交互作用下的裂紋擴展行為

荊洪陽1,2，唐夢茹1,2，趙 雷1,2，徐連勇1,2

(1 天津大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072；2 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點實驗室，天津 300072)

在630℃下，對P92鋼進行應(yīng)力控制下的蠕變-疲勞交互作用實驗，研究P92鋼高溫蠕變-疲勞交互作用下的裂紋擴展行為，并結(jié)合斷口形貌分析蠕變-疲勞裂紋擴展的機理以及a-N曲線的轉(zhuǎn)折點含義。結(jié)果表明:P92鋼在蠕變-疲勞交互作用下的斷裂屬于蠕變韌性斷裂，應(yīng)該用(Ct)avg作為裂紋擴展的斷裂參量；P92鋼在蠕變-疲勞交互條件下，試樣的斷口主要表現(xiàn)為蠕變孔洞以及微裂紋。此外，發(fā)現(xiàn)a-lg(Ni/Nf)曲線以及(da-dN)-N曲線中的拐點，分別對應(yīng)蠕變-疲勞裂紋萌生區(qū)向擴展區(qū)轉(zhuǎn)變周次以及擴展區(qū)向瞬斷區(qū)轉(zhuǎn)變的周次。

P92鋼；蠕變-疲勞交互；裂紋擴展；斷口分析；斷裂參量

P92鋼是目前世界各國大力發(fā)展超超臨界機組的新型耐熱鋼材料[1]，它比其他鐵素體合金鋼具有更強的高溫強度和蠕變性能。P92鋼在高溫高壓條件下服役，高溫長時間服役對材料產(chǎn)生蠕變損傷，同時火電機組的頻繁啟停和負荷變更等導(dǎo)致的循環(huán)載荷對材料會產(chǎn)生疲勞損傷，使得部件最終造成蠕變-疲勞交互作用破壞[2-7]。材料在蠕變-疲勞交互作用下的損耗與破壞，不僅僅是單純的蠕變或者疲勞所造成的，因此若單純從蠕變或者疲勞方式研究材料的失效行為，已經(jīng)不能滿足材料的可靠性研究。

由于耐熱鋼的高溫構(gòu)件結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，難免存在缺陷，在長期服役條件下致使裂紋的萌生與擴展。因此，為保證高溫結(jié)構(gòu)完整性，研究高溫蠕變-疲勞交互作用下的裂紋擴展具有重要意義。Zhang等[8]根據(jù)韌性耗散理論對P91鋼蠕變-疲勞交互作用下的壽命進行預(yù)測；Kim等[9]利用無損超聲波技術(shù)檢測焊縫材料退化特性，進而預(yù)測P92焊縫在蠕變-疲勞交互作用下的壽命；劉紅杰[10]和薛紅軍等[11]分別采用線性損傷方法和線性失效計算方法對P91鋼蠕變-疲勞交互作用下的壽命進行預(yù)測；Fournier等[12]對基于應(yīng)變控制下的P91鋼蠕變-疲勞交互實驗，考慮拉伸保持時間、保載階段的應(yīng)力松弛和實驗過程中的氧化因素等對P91鋼蠕變-疲勞的影響。但目前關(guān)于P92鋼蠕變-疲勞交互作用的研究相對較少，尤其是P92鋼在高溫蠕變-疲勞交互作用下裂紋擴展行為的表征方法以及裂紋擴展的機制研究較少，制約著P92鋼安全評定的發(fā)展。

本工作基于應(yīng)力控制下的蠕變-疲勞交互實驗，研究了P92鋼蠕變-疲勞交互作用下裂紋擴展行為以及表征方法，分析了裂紋擴展的斷口形貌和擴展機制，討論了裂紋擴展不同階段下裂紋擴展行為的變化。

1 蠕變-疲勞交互作用實驗

實驗所用的材料為進口P92鋼，為超超臨界機組火電廠主蒸汽管道材料。試樣取自未服役管子，鋼管規(guī)格為：φ288mm×45mm，供貨狀態(tài)為正火+回火，其熱處理規(guī)范為：正火 1040℃/4h、空冷，回火 760℃/11h、空冷，組織為板條馬氏體。P92鋼的具體化學(xué)成分如表1所示。

表1 P92鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù)/%)Table 1 Chemical composition of P92 steel (mass fraction/%)

P92鋼蠕變-疲勞交互實驗在CCSS-3910電子高溫持久蠕變試驗機進行。按照標(biāo)準ASTM E2760-2010規(guī)定，采用標(biāo)準緊湊拉伸試樣，如圖1所示。實驗溫度為630℃，略高于P92鋼的實際服役溫度，通過熱電偶測量試樣上中下三處溫度，進行閉環(huán)控制，控制溫度偏差為±2℃。環(huán)境為實驗室大氣?？刂品绞綖閼?yīng)力控制，加載波形為梯形(保載時間分別為0，180s和600s)，載荷比為0.1，升載速率為4.14kN/min，加載波形如圖2所示。

圖1 CT試樣的幾何尺寸Fig.1 Geometry of CT specimen

圖2 加載波形曲線Fig.2 Loading wave curve

在實驗過程中，主要測量裂紋擴展長度以及加載線位移。蠕變-疲勞裂紋擴展長度的測量采用直流電位法，在裂紋擴展過程中，電阻不斷變大，在恒定電流下，裂紋面兩端的電位會不斷增大。通過記錄實驗過程中電壓變化，進而轉(zhuǎn)換為裂紋擴展的長度；加載線位移通過固定在上下拉桿處引伸計進行測量。

蠕變-疲勞裂紋擴展實驗后，采用脆性斷裂的方法將CT試樣破斷，測量實際擴展的裂紋長度，和直流電位法獲得的裂紋長度進行對比，驗證數(shù)據(jù)有效性。利用FE-SEM 4800型場發(fā)射掃描電子顯微鏡下進行了試樣斷口形貌的觀察。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 蠕變-疲勞裂紋擴展速率曲線

圖3為P92鋼在630℃時疲勞和蠕變-疲勞交互作用下的a-N曲線(a是裂紋擴展長度，N為循環(huán)次數(shù))及裂紋擴展速率曲線。從圖3(a)可以看出，蠕變-疲勞裂紋擴展過程，大致可以分為三個階段：裂紋擴展的初始階段；裂紋穩(wěn)定擴展階段；裂紋快速擴展階段。在保載時間為180s和600s時階段劃分較為明顯。純疲勞作用下一、二階段劃分不明顯。

從圖3(b)可以看出P92鋼在純疲勞條件下，裂紋擴展速率da/dN與ΔK在雙對數(shù)坐標(biāo)下表現(xiàn)為線性關(guān)系，但是在蠕變-疲勞交互作用下，裂紋擴展速率隨著ΔK的增大先減小后增大。這可能是由于在初始階段裂紋尖端存在較高的彈性應(yīng)力，迅速產(chǎn)生較大蠕變變形，但隨著時間的積累，裂紋尖端發(fā)生應(yīng)力松弛，會使蠕變變形速率減小。而應(yīng)力松弛的速率會隨著時間減小，裂紋長度隨著ΔK的增大而增大，在這兩種變化條件下，裂紋擴展速率會隨著ΔK的增大先減小后增大，即呈對勾狀變化。在P91鋼的蠕變-疲勞裂紋擴展中也發(fā)現(xiàn)類似現(xiàn)象[13]。圖4為用(da/dt)-ΔK表示的裂紋擴展速率曲線，曲線中也存在拐點，即裂紋擴展速率也隨著ΔK的增大先減小后增大。

圖3 P92鋼在不同保載時間下的a-N曲線及裂紋擴展速率曲線(a)a-N曲線；(b)(da/dN)-ΔK曲線Fig.3 a-N and crack prorogation rates curves of P92 steel under different dwell time(a)a-N curve；(b)(da/dN)-ΔK curve

圖4 P92鋼在不同保載時間下的(da/dt)avg-ΔK曲線Fig.4 (da/dt)avg-ΔK curves of P92 steel under different dwell time

2.2 斷口形貌分析

圖5為純疲勞條件下的斷口形貌。從圖5(a)可以看出，斷口表面相對平整，可見二次裂紋，晶界附近聚集著大量尺寸大小不均勻的球形顆粒，尤其是在多個晶界交叉處。通過球形顆粒的能譜分析(見圖6)，發(fā)現(xiàn)這些球形顆粒的成分基本都是合金化合物。這個現(xiàn)象可能是由于在裂紋擴展過程中，合金化合物在疲勞載荷的反復(fù)作用下，容易從基體中脫落下來。在疲勞裂紋穩(wěn)定擴展階段(如圖5(b)所示)，斷口表面相對平整，可見二次裂紋，這與裂紋初始擴展階段(圖5(a)所示)斷口形貌相似。恰好對應(yīng)圖3(a)中純疲勞條件下裂紋初始擴展與穩(wěn)定擴展階段劃分不明顯。圖5(c)為純疲勞下裂紋快速擴展階段的斷口形貌，顯然與圖5(a)，(b)形貌不同，斷口凹凸不平，出現(xiàn)韌窩形貌，韌窩內(nèi)部也存在球形顆粒。

圖5 P92鋼在純疲勞條件下的微觀斷口SEM形貌(a)裂紋初始擴展階段；(b)裂紋穩(wěn)定擴展階段；(c)裂紋快速擴展階段Fig.5 SEM micrographs of fracture surface crack growth region for dwell time of 0s for P92 steel(a)initial crack growth stage；(b)steady crack growth stage；(c)accelerated crack growth stage

圖6 球形顆粒EDS譜圖Fig.6 EDS spectrum of spherical particles

圖7為P92鋼在保載時間為600s下的斷口形貌。從圖7中可以看出，P92鋼在蠕變-疲勞交互作用下的斷口形貌與純疲勞下的斷口形貌特征不同。此外，文獻[14]中P92鋼在純?nèi)渥儣l件下的斷口形貌主要表現(xiàn)為蠕變孔洞。而在蠕變-疲勞交互作用下裂紋擴展初始階段，斷口相對平整，可以觀察到少量的蠕變孔洞，如圖7(a)所示。而在穩(wěn)定擴展階段，斷口粗糙，蠕變孔洞數(shù)量明顯增加，且大而深，這與在純?nèi)渥冏饔孟掠休^大差異，在純?nèi)渥冏饔孟?，韌窩承受持久靜態(tài)應(yīng)力作用，緩慢長大到一定程度，連接成較大的孔洞。而在蠕變-疲勞交互作用下，孔洞大而深，可能由于循環(huán)載荷作用在晶界產(chǎn)生復(fù)雜的應(yīng)力，使得韌窩、孔洞的成核與聚集程度加強，造成孔洞深度的加深。還可以看到大量的微裂紋，如圖7(b)所示。這可能是由于韌窩或蠕變孔洞發(fā)生強烈聚集，并快速長大，最終形成微裂紋。在裂紋快速擴展階段，斷口相對較平整，蠕變孔洞分布較第二階段淺而密，有明顯的韌窩形貌，如圖7(c)所示。

圖7 P92鋼在保載時間為600s時的微觀斷口形貌(a)裂紋初始擴展階段；(b)裂紋穩(wěn)定擴展階段；(c)裂紋快速擴展階段Fig.7 SEM micrographs of fracture surface for dwell time of 600s for P92 steel(a)initial crack growth stage；(b)steady crack growth stage；(c)accelerated crack growth stage

2.3 裂紋擴展速率的表征

材料在蠕變裂紋擴展和蠕變-疲勞裂紋擴展實驗中主要表現(xiàn)為蠕變脆性和蠕變韌性兩種蠕變行為。蠕變韌性斷裂一般用(da/dt)avg-(Ct)avg來表征蠕變-疲勞裂紋擴展速率，而蠕變脆性斷裂一般用(da/dN)-ΔK來表征。對于CT試樣，在蠕變-疲勞交互裂紋擴展中參量(Ct)avg可以通過加載線位移速率進行計算，如式(1)所示：

(1)

式中：B為CT試樣厚度；W為CT試樣寬度；th為保載時間；f/f′是關(guān)于裂紋長度a與W的無量綱函數(shù)；ΔVc是一個循環(huán)周期中保載始末時間內(nèi)的加載線位移。在蠕變-疲勞裂紋擴展過程中加載線的位移ΔV由兩部分構(gòu)成：彈性變形造成的位移ΔVe和由于蠕變變形累積造成的和時間相關(guān)的位移ΔVc。因此ΔVc一般通過式(2)和式(3)計算：

ΔVc=ΔV-ΔVe

(2)

(3)

如果ΔVe≤0.5ΔV，一般認為材料的斷裂形式屬于蠕變韌性斷裂，可以利用斷裂參量(Ct)avg表征裂紋擴展速率；如果ΔVe≥0.5ΔV，其斷裂形式屬于蠕變脆性斷裂，此時需要用應(yīng)力強度因子K來關(guān)聯(lián)蠕變裂紋擴展速率。

對于CT試樣，蠕變-疲勞裂紋擴展過程中的應(yīng)力強度因子K一般可以通過式(4)計算：

(4)

式中：P是實驗過程中施加的載荷；B是試樣的厚度；a是當(dāng)前的裂紋擴展長度；W是試樣的寬度；f(a/W)是關(guān)于a和W的無量綱函數(shù)。

圖8是保載時間為180s和600s，彈性變形造成的載荷線位移與總的載荷線位移的對比曲線(開環(huán)代表根據(jù)公式(3)得到的載荷線位移ΔVe，閉環(huán)代表總的載荷線位移ΔV)。從圖8可以看出，在保載時間內(nèi)總的載荷線位移要比對應(yīng)的由于彈性而產(chǎn)生的載荷線位移大2～3個數(shù)量級。因此，對于P92鋼而言，蠕變優(yōu)先控制裂紋尖端行為。根據(jù)ASTME2760規(guī)定，P92鋼屬于蠕變斷裂韌性材料，應(yīng) 當(dāng)選用(da/dt)avg-(Ct)avg表征P92鋼的裂紋擴展行為。

圖9為用(da/dt)avg-(Ct)avg描述的P92鋼蠕變-疲勞交互作用下的裂紋擴展曲線。由圖9可以看出，在雙對數(shù)坐標(biāo)下裂紋擴展速率隨著(Ct)avg的增大而增大，并沒有出現(xiàn)用ΔK描述裂紋擴展速率曲線時所出現(xiàn)的對勾狀變化趨勢。因此本工作采用(Ct)avg表征裂紋擴展速率是有效的。

圖9 P92鋼在不同保載時間下的(da/dt)avg-(Ct)avg曲線Fig.9 (da/dt)avg-(Ct)avg curves of P92 steel under different dwell time

2.4a-N曲線分析

2.4.1a-(Ni/Nf)曲線分析

Chen等[15]的研究發(fā)現(xiàn)在Rene88DT合金中，a-(Ni/Nf)曲線出現(xiàn)平臺或突變時預(yù)示顯微裂紋發(fā)生合并。王璞等[16]發(fā)現(xiàn)在GH864合金中，a-lg(Ni/Nf)曲線中的轉(zhuǎn)折點對應(yīng)的裂紋長度，與掃描電鏡下觀察到的裂紋萌生區(qū)向擴展區(qū)轉(zhuǎn)變長度相近。圖10為P92鋼在不同保載時間下的a-lg(Ni/Nf)曲線(Ni為任意周次，Nf為斷裂周次)。以保載時間為600s為例，從圖10可以看出曲線中存在一個轉(zhuǎn)折點，在該轉(zhuǎn)折點右側(cè)裂紋長度隨著循環(huán)的變化有較大的變化，轉(zhuǎn)折點處裂紋已擴展0.3mm，這與在SEM下所觀察到的裂紋萌生區(qū)長度相近，如圖7(a)虛線所示。因此，該轉(zhuǎn)折點大致對應(yīng)P92鋼蠕變-疲勞裂紋擴展過程中裂紋萌生區(qū)向穩(wěn)定擴展區(qū)的轉(zhuǎn)變點。

圖10 P92鋼不同保載時間的a-lg(Ni/Nf)曲線Fig.10 a-lg(Ni/Nf) curves of P92 steel under different dwell time

2.4.2 (da/dN)-N曲線分析

圖11為P92鋼在不同保載時間下的(da/dN)-N曲線。從圖11可以看出，(da/dN)-N曲線也存在拐點。在拐點右側(cè)，(da/dN)隨循環(huán)次數(shù)的變化，穩(wěn)定增大；而在拐點右側(cè)，隨循環(huán)次數(shù)增大，裂紋擴展急劇增大，說明試樣進入失穩(wěn)狀態(tài)，即試樣進入快速擴展階段，此轉(zhuǎn)折點橫坐標(biāo)N為試樣由穩(wěn)定擴展區(qū)向快速擴展區(qū)轉(zhuǎn)變對應(yīng)的周次。

圖11 P92鋼不同保載時間的(da/dN)-N曲線Fig.11 (da/dN)-N curves of P92 steel under different dwell time

3 結(jié)論

(1)用斷裂參量ΔK表征P92鋼高溫下蠕變-疲勞交互作用下裂紋擴展速率時，(da/dN)-ΔK在雙對數(shù)坐標(biāo)下出現(xiàn)先減小后增大變化趨勢，呈“對勾”形狀。

(2)P92鋼在高溫下蠕變-疲勞交互作用下的斷裂屬于蠕變韌性斷裂，因此P92鋼屬于蠕變斷裂韌性材料，應(yīng)當(dāng)選用(da/dt)avg-(Ct)avg來表征P92鋼的裂紋擴展速率，穩(wěn)定擴展階段裂紋擴展速率和Ct具有冪指數(shù)關(guān)系。

(3)P92鋼在高溫蠕變-疲勞交互作用下的斷口主要表現(xiàn)為蠕變孔洞以及微裂紋；孔洞大而深，主要是由于循環(huán)載荷作用在晶界產(chǎn)生復(fù)雜的應(yīng)力，使得韌窩、孔洞的成核與聚集程度加強，造成孔洞深度的加深。微裂紋的形成可能是由于韌窩或蠕變孔洞發(fā)生強烈聚集，并快速長大，因此形成微裂紋。

(4)a-lg(Ni/Nf)曲線轉(zhuǎn)折點對應(yīng)裂紋萌生區(qū)向擴展區(qū)轉(zhuǎn)變周次；(da/dN)-N曲線的轉(zhuǎn)折點對應(yīng)擴展區(qū)向快速擴展區(qū)的轉(zhuǎn)變周次。

[1] 趙勇桃，董俊慧，張韶慧，等.P92鋼高溫拉伸斷口形貌的研究[J]. 材料工程，2015, 43(4):85-91.

ZHAOYT,DONGJH,ZHANGSH,etal.High-temperaturetensilefracturemorphologyofP92steel[J].JournalofMaterialsEngineering, 2015, 43(4):85-91.

[2] 軒福貞，涂善東，王正東. 含裂紋結(jié)構(gòu)時間相關(guān)的疲勞斷裂理論與剩余壽命評價術(shù)[J]. 力學(xué)進展，2005, 35(3):391-400.

XUANFZ,TUSD,WANGZD.Timedependentfatiguefracturetheoryandresiduallifeassessmenttechniquesfordefectivestructures[J].AdvancesinMechanics, 2005, 35(3):391-400.

[3] 譚曉明, 張丹峰, 陳躍良,等. 基于疲勞裂紋萌生機理的鋁合金疲勞壽命可靠性評估方法[J]. 航空材料學(xué)報, 2014, 34(2):84-89.

TANXM,ZHANGDF,CHENYL,etal.Probabilisticmethodtopredictfatiguelifebasedoncrackinitiatingmicro-mechanismofaluminumalloy[J].JournalofAeronauticalMaterials, 2014, 34(2):84-89.

[4]LIUH,BAOR,ZHANGJ,etal.Acreep-fatiguecrackgrowthmodelcontainingtemperatureandinteractiveeffects[J].InternationalJournalofFatigue, 2014, 59(3):34-42.

[5] 饒思賢，彭輝，周煜，等.TP347H的高溫蠕變-疲勞交互規(guī)律[J]. 機械工程學(xué)報，2015, 51(2):37-42.

RAOSX,PENGH,ZHOUY,etal.ResearchontheinteractionsbetweencreepandfatigueofTP347Hunderhightemperature[J].ChineseJournalofMechanicalEngineering, 2015, 51(2):37-42.

[6]YANGH,BAOR,ZHANGJ,etal.Crackgrowthbehaviorofanickel-basedpowdermetallurgysuperalloyunderelevatedtemperature[J].InternationalJournalofFatigue, 2011, 33(4):632-641.

[7] 陳學(xué)東，范志超，江慧豐，等. 復(fù)雜加載條件下壓力容器典型用鋼疲勞蠕變壽命預(yù)測方法[J]. 機械工程學(xué)報，2009, 45(2):81-87.

CHENXD,FANZC,JIANGHF,etal.Creep-fatiguelifepredictionmethodsofpressurevesseltypicalsteelsundercomplicatedloadingconditions[J].JournalofMechanicalEngineering, 2009, 45(2):81-87.

[8]ZHANGG,ZHAOY,XUEF,etal.Studyoflifepredictionanddamagemechanismformodified9Cr-1Mosteelundercreep-fatigueinteraction[J].JournalofPressureVesselTechnology, 2013, 135(4):14-16.

[9]KIMB,KIMH,LIMB.Creep-fatiguedamageandlifepredictioninP92alloybyfocusedultrasoundmeasurements[J].MetalsandMaterialsInternational, 2008, 14(4):391-395.

[10] 劉洪杰. 電站鍋爐用P91鋼蠕變/疲勞交互作用的試驗研究[J]. 動力工程學(xué)報，2007, 27(6):990-995.

LIUHJ.Experimentalstudyoncreep-fatigueinteractionbehaviorofsteelP91forpowerplanboilers[J].JournalofPowerEngineering, 2007, 27(6):990-995.

[11] 薛紅軍，呂國志. 基于壽命-時間分數(shù)法計算蠕變疲勞的失效概率[J]. 機械強度，2002, 24(1):116-119.

XUEHJ,LVGZ.Estimationoffailureprobabilityforcreep-fatiguefailurebasedonthelife-timemethod[J].JournaloftheMechanicalStrength, 2002, 24(1):116-119.

[12]FOURNIERB,SAUZAYM,CASC,etal.Creep-fatigue-oxidationinteractionsina9Cr-1Momartensiticsteel.PartI:Effectoftensileholdingperiodonfatiguelifetime[J].InternationalJournalofFatigue, 2008, 30(4):649-662.

[13]NARASIMHACHARYSB,SAXENAA.Crackgrowthbehaviorof9Cr-1Mo(P91)steelundercreep-fatigueconditions[J].InternationalJournalofFatigue, 2013, 56(11):106-113.

[14] 趙雷. 拘束效應(yīng)對高溫下含缺陷P92管道壽命的影響研究[D]. 天津：天津大學(xué)，2012.

[15]CHENEY,SSUERS,MESHIIM,etal.Fatiguemicrocrackdistributionsandthereliabilityofanickelbasesuperalloy[J].InternationalJournalFatigue, 1997, 19(93):75-82.

[16] 王璞，董建新，張麥倉，等.GH864合金蠕變/疲勞裂紋擴展速率及a-N曲線分析[J]. 稀有金屬材料與工程，2011, 40(4):630-634.

WANG P, DONG J X, ZHANG M C, et al. Analysis of fatigue/creep crack propagations rated and a-N curves of GH864 alloy [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2011, 40(4):630-634.

(本文責(zé)編：楊 雪)

Crack Growth Behaviour of P92 Steel Under Creep-fatigue Interaction Conditions

JING Hong-yang1,2，TANG Meng-ru1,2，ZHAO Lei1,2，XU Lian-yong1,2

(1 School of Materials Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2 Tianjin Key Laboratory of Advanced Joining Technology，Tianjin 300072，China)

Creep-fatigue interaction tests of P92 steel at 630℃ under stress-controlled were carried out, and the crack propagation behaviour of P92 steel was studied. The fracture mechanism of crack growth under creep-fatigue interaction and the transition points ina-Ncurves were analyzed based on the fracture morphology. The results show that the fracture of P92 steel under creep-fatigue interaction is creep ductile fracture and the (Ct)avgparameter is employed to demonstrate the crack growth behaviour; in addition, the fracture morphology shows that the crack growth for P92 steel under creep-fatigue interaction is mainly caused by the nucleation and growth of the creep voids and micro-cracks. Furthermore, the transition point ofa-lg(Ni/Nf) curve corresponds to the turning point of initial crack growth changed into steady crack growth while the transition point of (da/dN)-Ncurve exhibits the turning point of steady creep crack growth changed into the accelerated crack growth.

P92 steel；creep-fatigue interaction；crack growth；fracture morphology；fracture parameter

2015-06-03;

2016-03-09

徐連勇(1975-)，男，博士，教授，博士研究生導(dǎo)師，主要研究方向為焊接力學(xué)、焊接應(yīng)力與變形控制及模擬計算、高溫下焊接結(jié)構(gòu)完整性與壽命評估以及焊接接頭環(huán)境腐蝕評價，聯(lián)系地址：天津市津南區(qū)海河教育園雅觀路135號天津大學(xué)31號教學(xué)樓171室(300350)，E-mail: xulianyong@tju.edu.cn

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.000699

TG142.7

A

1001-4381(2017)05-0112-06