基于應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)對(duì)服役25Cr35Ni型耐熱鋼的高溫性能評(píng)估

許 軍，李會(huì)芳，程從前，曹鐵山，趙 杰

(大連理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

基于應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)對(duì)服役25Cr35Ni型耐熱鋼的高溫性能評(píng)估

許 軍，李會(huì)芳，程從前，曹鐵山，趙 杰

(大連理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

以服役的25Cr35Ni型鋼為對(duì)象，研究利用應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)開(kāi)展高溫性能評(píng)估的方法以及對(duì)持久性能的預(yù)測(cè)效果。結(jié)果表明：由于高溫服役后晶界處碳化物出現(xiàn)網(wǎng)鏈狀和奧氏體基體內(nèi)二次碳化物明顯粗化，25Cr35Ni型耐熱鋼持久性能降低。通過(guò)得到的不同溫度和應(yīng)力的松弛蠕變速率曲線及外推關(guān)系，結(jié)合松弛蠕變速率-斷裂時(shí)間關(guān)系方程，可以實(shí)現(xiàn)由松弛實(shí)驗(yàn)及少量蠕變持久實(shí)驗(yàn)開(kāi)展持久壽命評(píng)估。與基于高溫持久實(shí)驗(yàn)的預(yù)測(cè)結(jié)果比較，兩者吻合較好。

25Cr35Ni型耐熱鋼；應(yīng)力松弛；壽命預(yù)測(cè)；TTP參數(shù)法

高溫材料廣泛應(yīng)用于電站設(shè)備、石油化工和航空航天等行業(yè)[1-3]，材料的持久壽命受到普遍關(guān)注。為充分發(fā)掘材料的使用潛力，進(jìn)而節(jié)約資源提高經(jīng)濟(jì)效益，工程上通常采用蠕變持久實(shí)驗(yàn)結(jié)合TTP參數(shù)法進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)[4-6]。TTP參數(shù)法綜合考慮了溫度T和應(yīng)力σ與持久斷裂時(shí)間tr之間的關(guān)系，將斷裂時(shí)間和實(shí)驗(yàn)溫度表示成一個(gè)互補(bǔ)的參數(shù)，即P(σ)=f(tr,T)。該參數(shù)法可以將不同應(yīng)力和溫度的持久實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理到一條較窄的數(shù)據(jù)帶內(nèi)，從而依據(jù)數(shù)據(jù)帶主曲線的趨勢(shì)來(lái)外推材料持久壽命。因?yàn)槿渥兂志脤?shí)驗(yàn)周期長(zhǎng)且耗材量大，制約了新材料開(kāi)發(fā)和服役材料剩余壽命的快速評(píng)估[7]，所以研究和開(kāi)發(fā)高效準(zhǔn)確的持久壽命評(píng)估方法尤為重要。高溫應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)作為測(cè)試高溫變形的方法之一，與蠕變變形存在密切聯(lián)系[8-10]。由于應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)?zāi)軌蛟诙虝r(shí)間獲得較多的蠕變信息，因而采用應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)方法來(lái)評(píng)估材料持久壽命[11-14]。利用松弛實(shí)驗(yàn)預(yù)測(cè)蠕變持久性能的工作主要集中在兩個(gè)方面：一方面是預(yù)測(cè)蠕變變形，一些學(xué)者利用松弛實(shí)驗(yàn)信息結(jié)合理論模型，擬合出參數(shù)方程來(lái)預(yù)測(cè)材料蠕變變形[15,16]；另一方面是預(yù)測(cè)持久壽命，通常用松弛蠕變速率關(guān)聯(lián)斷裂時(shí)間[17]，Woodford曾采用規(guī)定斷裂應(yīng)變的方法計(jì)算失效壽命[18,19]。然而在已有報(bào)道中，利用松弛實(shí)驗(yàn)預(yù)測(cè)持久壽命的處理方式較少，并且應(yīng)用的范圍較窄。

本工作以服役近2年的連退爐輻射管材為研究對(duì)象，分析服役前后材料顯微組織的變化，討論預(yù)應(yīng)變及溫度對(duì)其高溫松弛行為的影響作用。分別利用松弛實(shí)驗(yàn)和TTP參數(shù)法評(píng)估該管材的剩余壽命，分析采用松弛實(shí)驗(yàn)進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)的可行性。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

本實(shí)驗(yàn)材料P1來(lái)源于服役近2年的連退爐輻射管，其化學(xué)成分列于表1。實(shí)驗(yàn)選材為25Cr35Ni型耐熱鋼，屬于典型HP系列合金。樣品經(jīng)10%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))草酸溶液電解腐蝕(5V，10s)，利用MEF-3型金相顯微鏡(OM)觀察微觀組織。按照GB/T 2039-1997標(biāo)準(zhǔn)制作蠕變和松弛實(shí)驗(yàn)試樣，其中蠕變?cè)嚇又睆胶蜆?biāo)距長(zhǎng)度分別為5mm和25mm，松弛試樣直徑和標(biāo)距長(zhǎng)度分別為5mm和30mm。

蠕變持久實(shí)驗(yàn)采用RD-50電子式持久蠕變?cè)囼?yàn)機(jī)，控制溫差不超過(guò)±1℃。采用對(duì)裝光柵測(cè)微傳感器測(cè)量變形量，精度控制小于±0.0002mm。實(shí)驗(yàn)溫度為871℃，實(shí)驗(yàn)應(yīng)力分別為50，55，60，65，70MPa。應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)采用SHIMADZU液壓伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)，外掛保溫爐溫度控制在±3℃范圍內(nèi)。采用位移控制應(yīng)變加載，應(yīng)變速率為0.0025s-1。在871℃和927℃下，進(jìn)行了預(yù)應(yīng)變分別為0.4%，0.8%，1.2%，1.6%，2.0%，2.5%和3.0%的松弛實(shí)驗(yàn)，以分析預(yù)應(yīng)變對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果穩(wěn)定性的影響。之后采用數(shù)據(jù)穩(wěn)定性較好的2%預(yù)應(yīng)變，對(duì)同一根試樣依次進(jìn)行871，900，927，960℃的應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)流程符合GB/T 10120-1996標(biāo)準(zhǔn)要求。

2 結(jié)果與分析

2.1 微觀組織轉(zhuǎn)變

圖1為連退爐管材的顯微組織形貌。圖1(a)，(b)為原始組織形貌，其由奧氏體基體和共晶組織組成。共晶組織主要分布在樹(shù)枝晶間，枝晶間碳化物為層狀或骨架狀，基體中有零星細(xì)小的析出相，與其他HP系列合金[21-23]相似。圖1(c)，(d)為材料P1的顯微組織形貌，其晶界或枝晶界上的第二相多為網(wǎng)狀，部分為鏈狀或塊狀，表示該材料組織在服役后發(fā)生了明顯的粗化。

圖1 連退爐管的顯微組織 (a),(b)原始組織;(c),(d)P1Fig.1 Microstructures of the radiant tube (a),(b)as-received material;(c),(d)P1

2.2 應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)及松弛蠕變曲線的轉(zhuǎn)換

應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)是在恒定應(yīng)變量下獲取應(yīng)力與時(shí)間關(guān)系，不同的預(yù)應(yīng)變及溫度均對(duì)松弛行為產(chǎn)生一定影響。871℃和927℃時(shí)，不同預(yù)應(yīng)變對(duì)應(yīng)力松弛-時(shí)間關(guān)系的影響如圖2所示。可知，同時(shí)刻的剩余松弛應(yīng)力隨著預(yù)應(yīng)變的增大而升高，當(dāng)預(yù)應(yīng)變達(dá)到2.0%后，預(yù)應(yīng)變對(duì)剩余松弛應(yīng)力的影響作用較小，松弛曲線近乎一致，應(yīng)力松弛達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。另外，不同溫度下應(yīng)力松弛的穩(wěn)定狀態(tài)也用所差異。這種松弛行為與材料屬性和溫度相關(guān)，溫度和材料的差異決定材料的松弛穩(wěn)定狀態(tài)的不同[9,24]。 本工作選擇2.0%預(yù)應(yīng)變量進(jìn)行不同溫度下松弛行為的對(duì)比(圖3)。在圖3(a)中，初始應(yīng)力隨溫度升高而降低，剩余應(yīng)力隨著時(shí)間延長(zhǎng)而降低，約1000s后，松弛開(kāi)始進(jìn)入穩(wěn)態(tài)松弛階段。不同溫度間應(yīng)力松弛極限存在差異，主要是由于溫度越高熱激活過(guò)程的位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)動(dòng)力越大，以至于松弛極限應(yīng)力越低[25]。

圖2 不同預(yù)應(yīng)變下應(yīng)力松弛-時(shí)間關(guān)系曲線 (a)871℃;(b)927℃Fig.2 Stress relaxation-time curves with various pre-strains (a)871℃;(b)927℃

圖3 不同溫度時(shí)應(yīng)力松弛-時(shí)間(a)及松弛蠕變速率-應(yīng)力(b)曲線Fig.3 Stress relaxation-time(a)and relaxation strain rate-stress(b) curves at different temperatures

應(yīng)力松弛過(guò)程中總應(yīng)變保持恒定，隨時(shí)間變化部分彈性應(yīng)變逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄詰?yīng)變，并引起應(yīng)力下降，其模型為:

(1)

式中：εe為彈性應(yīng)變；εp為塑性應(yīng)變；ε0為總應(yīng)變；σ為應(yīng)力；E為彈性模量；C為常數(shù)。

將式(1)對(duì)時(shí)間微分即可得到松弛蠕變方程，即

(2)

通過(guò)式(2)，將應(yīng)力松弛-時(shí)間曲線轉(zhuǎn)換為松弛蠕變速率-應(yīng)力關(guān)系曲線，如圖3(b)所示，其變化規(guī)律與松弛行為相對(duì)應(yīng)。蠕變速率隨溫度升高而增大，且隨著應(yīng)力的降低而減小?？梢钥闯觯谳^短時(shí)間內(nèi)松弛實(shí)驗(yàn)涵蓋了10-4～101h-1的蠕變速率信息。

2.3 基于應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)和蠕變持久實(shí)驗(yàn)的高溫持久性能評(píng)估

2.3.1 基于應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)的高溫持久性評(píng)估

圖4 不同溫度時(shí)應(yīng)力-RTP參數(shù)的關(guān)系Fig.4 Relationship between stress and RTP parameter at different temperatures

由于松弛實(shí)驗(yàn)不能直接反應(yīng)斷裂時(shí)間，采用松弛實(shí)驗(yàn)預(yù)測(cè)壽命時(shí)需要將松弛蠕變信息與斷裂時(shí)間數(shù)據(jù)關(guān)聯(lián)起來(lái)。相同應(yīng)力下松弛蠕變速率與斷裂時(shí)間的關(guān)系曲線如圖5所示?？梢钥吹?，雙對(duì)數(shù)條件下的松弛蠕變速率與斷裂時(shí)間服從較好的線性關(guān)系。

圖5 斷裂時(shí)間-松弛蠕變速率關(guān)系曲線Fig.5 Rupture time-relaxation strain rate curve

2.3.2 基于蠕變持久實(shí)驗(yàn)的持久性能評(píng)估

采用蠕變持久實(shí)驗(yàn)分析材料的持久性能時(shí)，目前通常采用TTP參數(shù)法[4,26]。Manson-Harford關(guān)系作為典型的TTP參數(shù)法之一[27]，其表達(dá)式為：

(3)

式中：tr為斷裂時(shí)間(h)；T為實(shí)驗(yàn)溫度(K)；lgta和Ta為材料常數(shù)。根據(jù)報(bào)道[4],25Cr35Ni耐熱鋼的典型lgta和Ta值分別為20.465和0。由此，服役近2年的材料P1的Mason-Haferd參數(shù)可表示為PM-H(σ)=(lgtr-20.465)/(T-0)。

采用PM-H(σ)參數(shù)將蠕變持久數(shù)據(jù)歸一化到一條數(shù)據(jù)帶中，如圖6所示。隨著應(yīng)力的減小，斷裂時(shí)間逐漸增大，材料P1在蠕變持久性能上也呈現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì)，圖6中同時(shí)列出了前期該管材的持久性能[20]，可以看到兩者處于同一數(shù)據(jù)帶中，均位于未服役材料持久性能曲線的下方，其偏離程度表征了材料高溫持久性能劣化的程度[28]。結(jié)合圖1組織分析，對(duì)于未服役的材料，分布在晶界或枝晶界上的骨架狀碳化物對(duì)高溫下晶界的滑移起到阻礙作用，從而提高了材料高溫下的晶界強(qiáng)度[29]，同時(shí)晶內(nèi)彌散分布的細(xì)小碳化物顆粒能夠阻礙晶內(nèi)位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng)，因而提高材料的抗蠕變特性。經(jīng)過(guò)高溫長(zhǎng)時(shí)服役后，材料組織發(fā)生老化損傷，沿晶界的骨架結(jié)構(gòu)消失，晶界碳化物聚集長(zhǎng)大呈網(wǎng)鏈狀[30]，晶內(nèi)第二相粒子分布不均勻并發(fā)生粗化，因此相對(duì)于原始材料，服役后材料持久性能明顯下降。

圖6 服役后材料P1的持久性能及主曲線Fig.6 Experimental data and the master curve of as-serviced P1 material

主曲線的擬合需根據(jù)數(shù)據(jù)分布的特點(diǎn)，選擇合適的方程來(lái)關(guān)聯(lián)，為使擬合曲線能反映出性能劣化的總體變化趨勢(shì)，采用式(4)進(jìn)行回歸分析，擬合主曲線如圖6中虛線所示，決定系數(shù)為0.979。若給定爐管服役的應(yīng)力及溫度，即可根據(jù)主曲線外推出服役的壽命。

lgσ=a+b×PM-H(σ)+c×exp(d×PM-H(σ))

(4)

式中：a，b，c，d為擬合系數(shù)，為常數(shù)。

2.3.3 兩種方法持久壽命評(píng)估結(jié)果的對(duì)比

通過(guò)圖4的應(yīng)力-RTP參數(shù)關(guān)系和圖5所示的斷裂時(shí)間-松弛蠕變速率關(guān)系方程，可實(shí)現(xiàn)通過(guò)應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)不同溫度和應(yīng)力條件下的蠕變持久壽命。圖7為基于SRT與CRT預(yù)測(cè)持久壽命的對(duì)比?！癝RT-cul”分別代表由松弛實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)的871℃和927℃持久壽命曲線。可以看到，應(yīng)力相對(duì)較低時(shí)，由松弛數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)的斷裂時(shí)間略高于實(shí)驗(yàn)值，應(yīng)力相對(duì)較高時(shí)則略低于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。除了上述方法外，本工作也對(duì)目前的“以松弛蠕變速率達(dá)到規(guī)定應(yīng)變的時(shí)間作為失效時(shí)間”的方法進(jìn)行對(duì)比分析。本文將“規(guī)定應(yīng)變”分別設(shè)為0.15和0.3，以其除以松弛蠕變速率得到圖7中所示的預(yù)測(cè)曲線SRT-0.15和SRT-0.3?？芍渑c未服役材料主曲線的變化趨勢(shì)一致，且實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)分布在兩條預(yù)測(cè)曲線間。871℃時(shí)，高應(yīng)力的主曲線與應(yīng)變量為0.3的預(yù)測(cè)曲線相符合，在低應(yīng)力時(shí)傾向于應(yīng)變量為0.15的曲線，但927℃時(shí)的預(yù)測(cè)曲線此傾向不明顯。根據(jù)上述兩種情況下的應(yīng)用，可見(jiàn)短時(shí)應(yīng)力松弛實(shí)驗(yàn)可以作為材料高溫持久性能分析的參考方法。

圖7 基于SRT與CRT預(yù)測(cè)持久壽命的對(duì)比 (a)871℃;(b)927℃Fig.7 Comparison on the creep rupture life predicted based on SRT and CRT(a)871℃;(b)927℃

3 結(jié)論

(1)服役近2年的連退爐輻射管發(fā)生嚴(yán)重的劣化，材料晶界處第二相明顯趨近于網(wǎng)鏈狀，且?jiàn)W氏體基體內(nèi)的二次碳化物粗化明顯。材料服役后蠕變高溫持久性能降低，明顯偏離原始材料持久性能主曲線。

(2)在871℃和927℃，當(dāng)松弛的預(yù)應(yīng)變量小于2%時(shí)，應(yīng)力松弛隨預(yù)應(yīng)變?cè)黾佣龃?。?dāng)松弛的預(yù)應(yīng)變量超過(guò)2%時(shí)，松弛曲線基本穩(wěn)定，對(duì)預(yù)應(yīng)變量不敏感。

(3)利用松弛蠕變速率-溫度綜合參數(shù)，可以歸一化不同應(yīng)力和溫度下的松弛蠕變速率，從而開(kāi)展數(shù)據(jù)外推。結(jié)合蠕變速率-斷裂時(shí)間的關(guān)系，即可由松弛實(shí)驗(yàn)及一定量的蠕變持久實(shí)驗(yàn)實(shí)現(xiàn)壽命評(píng)估?；谒沙趯?shí)驗(yàn)的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

[1] 馬洛寧,王天佑,張崢.短時(shí)氧化對(duì)定向凝固高溫合金不同取向腐蝕性能的影響[J].材料工程,2016,44(7):78-87.

MA L N,WANG T Y,ZHANG Z.Influence of short-time oxidation on corrosion properties of directionally solidified superalloys with different orientations[J].Journal of Materials Engineering,2016,44(7):78-87.

[2] 左平,魏大盛,王延榮.FGH95粉末高溫合金裂紋閉合效應(yīng)及裂紋擴(kuò)展特性研究[J].材料工程,2015,43(8):56-61.

ZUO P,WEI D S,WANG Y R.Crack closure behavior and crack propagation characteristic of FGH95 powder metallurgy superalloy[J].Journal of Materials Engineering,2015,43(8):56-61.

[3] 楊萬(wàn)鵬,胡本芙,劉國(guó)權(quán),等.高性能鎳基粉末高溫合金中γ′相形態(tài)致鋸齒晶界形成機(jī)理研究[J].材料工程,2015,43(6):7-13.

YANG W P,HU B F,LIU G Q,et al.Formation mechanism of serrated grain boundary caused by different morphologies of γ′ phase in a high-performance nickel-based powder metallurgy superalloy[J].Journal of Materials Engineering,2015,43(6):7-13.

[4] 趙杰.耐熱鋼持久性能的統(tǒng)計(jì)分析及可靠性預(yù)測(cè)[M].北京: 科學(xué)出版社,2011.

[5] RAY A K,KUMAR S,KRISHNA G,et al.Microstructural studies and remnant life assessment of eleven years service exposed reformer tube[J].Materials Science and Engineering: A,2011,529(1):102-112.

[6] SHRESTHA T,BASIRAT M,CHARIT I,et al.Creep rupture behavior of Grade 91 steel[J].Materials Science and Engineering:A,2013,565:382-391.

[7] 江馮，李萍，程從前，等.θ投影法和復(fù)合模型在預(yù)測(cè)耐熱鋼蠕變行為的比較分析[J].材料工程，2015,43(7):87-92.

JIANG F,LI P,CHENG C Q,et al.Comparative analysis of creep behavior prediction of heat resistant steel based on theta projection and composite model[J].Journal of Materials Engineering,2015,43(7):87-92.

[8] SINHA N K,SINHA S.Stress relaxation at high temperatures and the role of delayed elasticity[J].Materials Science and Engineering:A,2005,393(1-2):179-190.

[9] LIU P,ZONG Y,SHAN D,et al.Relationship between constant-load creep,decreasing-load creep and stress relaxation of titanium alloy[J].Materials Science and Engineering:A,2015,638:106-113.

[10] 湛利華，陽(yáng)凌.時(shí)效蠕變與時(shí)效應(yīng)力松弛行為轉(zhuǎn)換關(guān)系[J].塑性工程學(xué)報(bào),2013,20(3):126-131.

ZHAN L H,YANG L.Research on conversion relationship between aging creep and aging stress relaxation[J].Journal of Plasticity Engineering,2013,20(3):126-131.

[11] WOODFORD D A,WERESZCZAK A A,BAKKERW T.Stress relaxation testing as a basis for creep analysis and design of silicon nitride[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2000,122(4):206-211.

[12] WOODFORD D A.Stress relaxation testing of service exposed IN738 for creep strength evaluation[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2000,122(7):451-456.

[13] RAO G R,GUPTA O P,PRADHAN B.Application of stress relaxation testing in evaluation of creep strength of a tungsten-alloyed 10% Cr cast steel[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2011,88(2):65-74.

[14] BOSE S C,SINGH K,JAYARAMAN G.Application of stress relaxation test methodology for predicting creep life of a large steam turbine rotor steel (1CrMoV)[J].Journal of Testing and Evaluation,2003,31(3):183-195.

[15] SINHA N K,SINHA S.Stress relaxation at high temperatures and the role of delayed elasticity[J].Materials Science and Engineering:A,2005,393(1-2):179-190.

[16] GUO J Q,SHI H C,MENG W Z.Prediction methodology of creep performance from stress relaxation measurements[J].Applied Mechanics and Materials,2013,401-403:920-923.

[17] BOSE S C,SINGH K,SWAMINATHAN J,et al.Prediction of creep life of X10CrMoVNbN-91 (P-91) steel through short term stress relaxation test methodology[J].Materials Science and Technology,2004,20(10):1290-1296.

[18] DALEO J A,ELLISION K A,WOODFORD D A.Application of stress relaxation testing in metallurgical life assessment evaluations of GTD111 alloy turbine buckets[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,1999,12(1):129-137.

[19] WOODFORD D A.Advances in the use of stress relaxation data for design and life assessment in combustion turbines[J].JSME International Journal,2002,45(1):98-103.

[20] ZHU Z,CHENG C,ZHAO J,et al.High temperature corrosion and microstructure deterioration of KHR35H radiant tubes in continuous annealing furnace[J].Engineering Failure Analysis,2012,21:59-66.

[21] SHI S,LIPPOLD J C.Microstructure evolution during service exposure of two cast,heat-resisting stainless steels—HP-Nb modified and 20-32Nb[J].Materials Characterization,2008,59(8):1029-1040.

[22] De ALMEIDA L H,RIBEIRO A F,Le MAY I.Microstructural characterization of modified 25Cr-35Ni centrifugally cast steel furnace tubes[J].Materials Characterization,2002,49(3):219-229.

[23] NUNES F C,De ALMEIDA L H,DILLE J,et al.Microstructural changes caused by yttrium addition to NbTi-modified centrifugally cast HP-type stainless steels[J].Materials Characterization,2007,58(2):132-142.

[24] CHANDLER H D.A comparison between steady state creep and stress relaxation in copper[J].Materials Science and Engineering:A,2010,527(23):6219-6223.

[25] 曹鐵山，方旭東，程從前，等.應(yīng)力松弛方法研究2種HR3C耐熱鋼的高溫蠕變行為[J].金屬學(xué)報(bào),2014,50(11):1343-1349.

CAO T S,FANG X D,CHENG C Q,et al.Creep behavior of two kinds of HR3C heat resistant steels based on stress relaxation tests[J].Acta Metallurgica Sinica,2014,50(11):1343-1349.

[26] SWAMINATHAN J,GUGULOTH K,GUNJAN M,et al.Failure analysis and remaining life assessment of service exposed primary reformer heater tubes[J].Engineering Failure Analysis,2008,15(4):311-331.

[27] 趙杰，李東明，方園園.Manson-Haferd常數(shù)的選擇及在蠕變持久壽命預(yù)測(cè)中的應(yīng)用[J].材料工程,2009,(6):30-34.

ZHAO J,LI D M,FANG Y Y.Selection of Manson-Haferd constants and its application on rupture life prediction[J].Journal of Materials Engineering,2009,(6):30-34.

[28] ZHAO J,HAN S Q,XIE S M,et al.Remaining life assessment of a 1Cr5Mo steel by using Z-parameter method[J].Acta Metallurgica Sinica(English Letters),2009,17(4):601-605.

[29] 郭建亭.高溫合金材料學(xué) (上) 應(yīng)用基礎(chǔ)理論[M].北京:科學(xué)出版社,2008.

[30] UL-HAMID A,TAWANCY H M,MOHAMMED A I,et al.Failure analysis of furnace radiant tubes exposed to excessive temperature[J].Engineering Failure Analysis,2006,13(6):1005-1021.

(本文責(zé)編：王 晶)

High Temperature Performance Evaluation of As-serviced 25Cr35Ni Type Heat-resistantSteel Based on Stress Relaxation Tests

XU Jun，LI Hui-fang，CHENG Cong-qian,CAO Tie-shan,ZHAO Jie

(School of Materials Science and Engineering,Dalian University of Technology,Dalian 116024,Liaoning,China)

Based on an as-serviced 25Cr35Ni type steel, the high temperature property evaluation using stress relaxation test(SRT) method and residual life prediction were studied. The results show that creep rupture property decreases because of the formation of network carbides along grain boundaries and coarsening of secondary carbides in the austenitic matrix. Based on the relationship of stress relaxation strain rate curves obtained at different temperatures, and the extrapolation equation of stress relaxation rate-rupture time, it is capable to perform residual life evaluation by combining SRT data and a small amount of creep rupture test(CRT). Good agreement is observed for predicting results performed by current method and traditional method.

25Cr35Ni type heat-resistant steel;stress relaxation;life prediction;TTP parameter method

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.001284

TG142.73

A

1001-4381(2017)08-0096-06

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2015AA034402);山西煤基低碳聯(lián)合基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(U1610256)

2015-10-26;

2017-03-03

趙杰(1964-),男，教授，博士，研究方向?yàn)椴牧蠌?qiáng)度及可靠性，聯(lián)系地址：大連理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院(116024)，E-mail:jiezhao@dlut.edu.cn