应力水平对In783合金蠕变性能和蠕变机制的影响

杨楠林，谈建平，轩福贞，孙 亮

（1.华东理工大学机械与动力工程学院，承压系统与安全教育部重点实验室，上海200237；2.中国特种设备检测研究院，北京100013）

0 引 言

20世纪90年代末，美国Special Metals公司开发出了一种新型抗氧化低膨胀高温合金Inconel alloy783（简称In783）［1］，该合金为镍铁钴基铁磁性合金，在基体中析出的γ′、β相能提高合金的强度。较高的铝含量提高了该合金的抗氧化能力，铬元素使其热膨胀系数没有很大提高，最终使该合金在600～800 ℃具有良好的综合性能，从而广泛应用于航空发动机、汽轮机阀门螺栓等对低膨胀、抗氧化性要求较高的一些场合。

对于在长时、低应力下服役的实际构件，其蠕变变形主要源于过渡及稳态蠕变阶段。在设计高温构件时，通常仅采用Norton 幂律函数来描述构件的高温变形［2］，这样势必会低估其实际变形的大小。同时，人们通过大量研究发现，在相同的温度下，蠕变机制会依施加应力水平的高低而发生变化，致使蠕变本构参数在不同应力水平下存在差异［3-4］。用高应力（加速）试验得到的蠕变本构关系来预测低应力构件的蠕变变形将得到非保守的结果。

由于在高温结构设计与评定规范中，较少考虑上述影响因素，又鉴于In783合金蠕变变形方面的报道较少。因此，作者以In783合金为研究对象，分析了不同应力水平对其蠕变性能和蠕变机制的影响，目的是既可以研究蠕变本构方程，又可以为其在工程上的应用提供依据。

1 本构方程及第二相粒子强化材料的蠕变机制

1.1 Norton-Bailey本构方程

常载荷试验所得的蠕变应变εc可以写成应力σ、时间t和温度T 的函数，一般假定σ，t，T 的作用是可分离的，所以该函数关系［5］可以表示为

大量试验结果表明，在高温下，大多数材料在较低应力水平下的蠕变速率与应力在双对数坐标中呈线性关系。因此，应力函数可以表示为

式中：A 为与材料特性、温度有关的常数；n 为应力指数。

由于蠕变的时间相关性，因此对时间函数的研究特别多。大部分的方程是根据试验结果拟合而成的，Bailey定义了蠕变第一阶段与时间相关性的方程：

式中：b为与材料特性有关的常数；m 为与时间相关的参数。

试验在确定的温度下进行，即等温条件，所以不考虑温度因素。综合式（2）和式（3）可得Norton-Bailey本构方程：

式中：B 为与材料特性、温度有关的常数。

1.2 第二相粒子强化材料的蠕变机制

第二相粒子弥散强化合金的蠕变机制核心问题是位错越过第二相粒子的机制。位错滑移遇到第二相粒子时可以通过以下三种途径［6］越过。

1）通过Orowan机制越过粒子，绕过粒子所需的应力为Orowan应力。在镍基高温合金中，γ′相颗粒是位错的障碍，位错以Orowan绕越方式通过γ′相时，会留下一个位错环。

2）位错切割机制。位错在滑移过程中遇到颗粒障碍时，在一定的应力条件下可以切过比较软且与基体共格的粒子。

以上两种机制一般都是在较高的应力水平下存在，而且Orowan绕越机制的临界应力要大于切割机制的临界应力，这说明切割机制比Orowan绕越机制更易于开动。

3）当施加应力不足以开动以上两种机制时，即施加应力小于转折应力时（低应力范围），位错只能通过热激活攀移机制来克服第二相颗粒的阻碍。

2 试样制备与试验方法

试验材料为未服役的In783高温合金，其化学成分（质 量 分 数／%）为0.08C，2.76Cr，5.4Al，2.87Nb，0.11Ti，29.2Ni，33.3Co，余Fe。将其加工成图1所示的棒状试样，在CSS-3905型高温电子蠕变持久试验机上进行蠕变试验，蠕变试验温度为620 ℃，试验最高应力为1.26σ0，最低应力为0.74σ0（σ0为材料在该温度下的屈服应力，为540 MPa）。首先在500N 恒载荷下升温，达到目标温度后，保温2h，然后于1 min内加载至预定载荷，最后根据试验情况，获取In783 合金在620 ℃、不同应力水平（0.74σ0～1.26σ0）下 的 蠕 变 信 息；总 试 验 时 间 为4 497h。

图1 蠕变试样的形状与尺寸Fig.1 Shape and dimensions of creep sample：（a）whole view and（b）partial enlarged view

选取在0.74σ0（较低应力）、0.93σ0（较高应力）、1.26σ0（高应力）三个应力水平下进行蠕变试验后的试样，采用PHILIPS CM200型透射电镜观察断口形貌，以了解In783 高温合金的蠕变机制，电压为200kV，线分辨率为0.14nm。

3 试验结果与讨论

3.1 蠕变性能

相关的试验条件及试验结果如表1所示。表中采用屈服应力归一化试验应力。

图2中的时间轴采用无量纲参数t／th表示（t为材料在一定温度和应力下蠕变试验的时间，th为该温度和应力水平下的蠕变试验总时间）。从图2可以发现，在较高的几个应力水平下，蠕变曲线没有明显的第二阶段。根据各个应力水平下的蠕变曲线，可以求出各个应力水平相对应的最小蠕变速率，继而可以通过最小蠕变速率与应力在双对数坐标下呈线性的特点，求出应力指数。

表1 蠕变试验条件及试验结果Tab.1 Creep test conditions and results

图2 In783合金在620 ℃、不同应力水平下的蠕变应变-时间归一化关系曲线Fig.2 Creep strain-normalized time curves of In783 alloy at 620 ℃and different stress levels

由图3可见，In783合金在不同应力区（σ／σ0）的应力指数n并不相同。随着施加应力的不断增大，曲线的斜率发生偏转，应力指数增大；低应力区的应力指数为4.5，高应力区的应力指数为13.2。

图3 最小蠕变速率与应力的关系Fig.3 The relationship between minimum creep rate and applied stress

一般而言，在材料的蠕变特性中，将应力区分为三块：低应力区（以扩散蠕变为主）、中应力区（以幂律蠕变为主，应力指数一般为5左右［7］）和高应力区（幂律蠕变失效）。通常可以用应力指数来判断金属材料的蠕变机制，对于第二相强化合金来说，幂律蠕变应力指数一般要大于6，低应力区也接近4～5［8］。

从图4中可以看到，在低应力区，Norton-Bailey本构方程拟合曲线与试验得到的蠕变值能很好地吻合，而且蠕变第一阶段的吻合度很高。但在高应力区，两者的吻合度很差。这可能是由于蠕变机制发生了变化，Norton-Bailey本构方程已不再适用造成的。

图4 蠕变试验值与Norton-Bailey本构方程拟合曲线的比较Fig.4 Comparison between creep experimental results and fitted curves of the constitutive equation

3.2 蠕变机制

对于第二相粒子强化合金，其蠕变机制主要考虑位错如何越过第二相粒子。一般而言，在低应力区范围内，施加应力小于转折应力时，位错只能通过热激活攀移机制来克服第二相颗粒的阻碍；在高应力区，位错可以切割越过第二相粒子，也可以Orowan绕越方式越过阻碍。

从图5～7中可以发现，高、低应力区蠕变变形组织中的位错形态不同。低应力试样（图5）的基体上存在明显的位错形态，颗粒没有明显的切割线，也没有绕越之后留下的位错环，较高应力和高应力下试样（图6和图7）中的颗粒周围环绕着位错（即位错绕越之后留下的位错环）。所以，高应力下蠕变机制以Orowan绕越方式为主。

图5 In783合金在620 ℃／0.74σ0蠕变条件下的位错特征Fig.5 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 0.74σ0：（a）matrix and（b）second-phase particles

图6 In783合金在620 ℃／0.93σ0蠕变条件下的位错特征Fig.6 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 0.93σ0：（a）second-phase particle and（b）local amplification

图7 In783合金在620 ℃／1.26σ0蠕变条件下的位错特征Fig.7 Dislocations of In783alloy under creep conditions of 620 ℃and 1.26σ0

4 结 论

（1）In783合金的蠕变速率与应力的关系可用幂律蠕变关系表示；在试验应力范围内，最小蠕变速率与应力的关系曲线在双对数坐标下并非呈单一线性关系，高应力区的应力指数比低应力区的大，用高应力本构参数来预测低应力构件的蠕变变形将得到非保守的结果。

（2）Norton-Bailey 本构方程能较好地描述低应力范围内的蠕变曲线，但对于高应力区，该方程并不能很好地描述其蠕变曲线。

（3）In783合金在低应力区和高应力区的蠕变机制不相同；低应力区的蠕变机制可能以位错热激活攀移为主；高应力区的蠕变机制以Orowan绕越方式为主；蠕变机理的不同导致蠕变速率与应力关系曲线斜率发生转变。

［1］TUNDERMANN J H.Development of In783 alloy，a low thermal expansion，crack growth resistant superalloy［J］.Acta Metallurgica Sinica，1996，12：503-507.

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