高溫蒸汽環(huán)境對(duì)電站鍋爐管材料應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展影響研究-碩士學(xué)位論文

1、<p><b>　　碩士學(xué)位論文</b></p><p>　　高溫蒸汽環(huán)境對(duì)電站鍋爐管材料應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展影響研究</p><p>　　The Role of High Temperature Steam on SCC Crack Growth Rate of Boiler Tube Material in Power Plant</p>&l

2、t;p><b>　　年 月</b></p><p><b>　　碩士學(xué)位論文</b></p><p>　　高溫蒸汽環(huán)境對(duì)電站鍋爐管材料應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展影響研究</p><p><b>　　摘 要 </b></p><p>　　金屬材料高溫下的性能是限制先進(jìn)超（超）

3、臨界機(jī)組發(fā)展的關(guān)鍵問題，其中鍋爐管材料在極端高溫高壓超臨界水環(huán)境中的應(yīng)力腐蝕開裂問題尤為關(guān)鍵。在極端惡劣工況下，一旦結(jié)構(gòu)材料發(fā)生開裂問題就會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的安全事故，直接影響發(fā)電機(jī)組的安全可靠運(yùn)行。因此，著手研究鍋爐管材料在高溫蒸汽環(huán)境下應(yīng)力腐蝕裂紋裂紋擴(kuò)展的影響機(jī)理十分必要。</p><p>　　論文對(duì)鎳基合金Inconel 625在700℃、725℃、750℃下，溶氧量0~8000ppb高溫蒸汽環(huán)境進(jìn)行了兩組應(yīng)力腐

4、蝕裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)研究，采用恒應(yīng)力強(qiáng)度因子力學(xué)加載，并利用直流電位降法（DCPD）對(duì)開裂速率進(jìn)行在線監(jiān)測(cè)。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后將試樣拉斷，利用掃描電鏡SEM觀察斷口微觀形貌。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，鎳基合金Inconel 625 試樣斷口均呈現(xiàn)出典型沿晶應(yīng)力腐蝕開裂形貌。溫度升高、溶解氧含量增大均加速了裂紋擴(kuò)展的進(jìn)程，溶氧量小于4000ppb時(shí)，裂紋擴(kuò)展速率變化較為緩慢；當(dāng)溶氧量從4000ppb增加到8000ppb時(shí)，裂紋擴(kuò)展速率急速上升。高溫蒸汽中試樣的裂紋

5、擴(kuò)展速率略高于高溫空氣，并且在溫度越高的情況下，蒸汽環(huán)境相比于空氣環(huán)境中裂紋擴(kuò)展速率的倍數(shù)越小。</p><p>　　在裂尖應(yīng)變理論基礎(chǔ)上，以高溫氧化作為裂紋擴(kuò)展的控制因素之一，對(duì)鎳基合金Inconel 625裂紋CGR進(jìn)行模型推導(dǎo)，分析了不同模型中材料裂尖應(yīng)變的敏感度。并在700℃、750℃空氣、蒸汽條件下，對(duì)材料裂紋擴(kuò)展速率進(jìn)行計(jì)算。發(fā)現(xiàn)溫度和介質(zhì)環(huán)境均加速了裂紋擴(kuò)展的進(jìn)程。同時(shí)，將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比

6、分析，發(fā)現(xiàn)基于GZH模型下實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)很好地貼合理論曲線，并且不同的溫度條件下，同種材料裂紋尖端處的特征長(zhǎng)度r0均存在不同的最佳值。</p><p>　　關(guān)鍵詞：鍋爐管材料；高溫蒸汽；裂紋擴(kuò)展速率；應(yīng)力腐蝕開裂研究</p><p><b>　　Abstract</b></p><p>　　High temperature performance

7、of metal materials is the primary problem of the development of advanced ultra-supercritical units. And stress corrosion cracking(SCC) of boiler piping materials operating in supercritical water environment is especially

8、 critical. The structural material cracking problem can lead to serious safety accidents under extremely atrocious conditions, which directly affect the safe and reliable operation of the generator unit. Therefore, it is

9、 necessary to study stress corr</p><p>　　In this paper, a SCC crack growth rate test on a compact tension specimen of nickel based alloy Inconel 625 was conducted in high temperature steam at 700℃, 725℃, 750

10、℃, respectively. The dissolved oxygen content was controlled at 0~8000ppb. The crack growth rate during the test was measured using direct current potential drop (DCPD) technique. After the test, specimen were snapped an

11、d observed by scanning electron microscope(SEM). The results showed the fractures of all specimens presented typic</p><p>　　At the crack tip strain theory, based on the high temperature oxidation, as one of

12、the control factors of crack propagation, the nickel base alloy Inconel 625 crack growth rate model was derived, analyzed the sensitivity of the crack tip strain of material in different models. The crack growth rate at

13、700 ℃and 750 ℃was calculated for the materials under the condition of air and steam, the results showed that both temperature and steam environment accelerated the process of crack propagation. Mea</p><p>　　

14、Keywords: boiler tube material，high temperature steam，crack growth rater，stress corrosion cracking studies</p><p><b>　　第1章 緒 論</b></p><p><b>　　1.1 研究背景</b></p>&l

15、t;p>　　在全球工業(yè)發(fā)展新浪潮的快速推進(jìn)環(huán)境下，人們對(duì)能源的需求驟然增加。21世紀(jì)以來，風(fēng)能、太陽能、生物質(zhì)能、核能等新能源技術(shù)得到很大改進(jìn)，但仍存在一定的技術(shù)問題，新能源技術(shù)的發(fā)電總量遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能滿足我國(guó)對(duì)電力的需求。有關(guān)統(tǒng)計(jì)表明，截至2014年底，我國(guó)的發(fā)電裝機(jī)容量13.6億千瓦，同比增長(zhǎng)8.7%[1]。其中，我國(guó)發(fā)電裝機(jī)容量中火電為9.15億千瓦(含煤電8.25億千瓦、氣電0.55億千瓦)，占全部裝機(jī)容量的67.4%，比201

16、3年降低1.7個(gè)百分點(diǎn)[2]。燃煤發(fā)電在未來很長(zhǎng)時(shí)間以內(nèi)依舊是我國(guó)電力供給的主要路徑。但是燃煤發(fā)電帶來的環(huán)境問題不容忽視，大量CO2的排放成為全球變暖的關(guān)鍵因素，以及SO2、粉塵對(duì)人體健康造成了嚴(yán)重的影響等等。國(guó)民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展與資源環(huán)境之間的矛盾愈發(fā)突出，如何實(shí)現(xiàn)燃煤電站節(jié)能降耗具有舉足輕重的現(xiàn)實(shí)意義。</p><p>　　對(duì)于火力發(fā)電廠，當(dāng)作為傳熱價(jià)值的水的溫度大于373℃、壓力大于其超臨界點(diǎn)壓力，即壓力大于22

17、.115MPa,稱為超臨界機(jī)組；而對(duì)于壓力大于27MPa的機(jī)組一般稱為超（超）臨界機(jī)組。而700℃超（超）臨界機(jī)組的主蒸汽溫度≥700℃，壓力≥35MPa，是新一代超（超）臨界發(fā)電技術(shù)。該技術(shù)可以將機(jī)組的發(fā)電凈效率提高到大于或等于46%，同時(shí)減少CO2等污染物的排放。表1-1為火電機(jī)組蒸汽參數(shù)與供電煤耗、電站熱效率之間的理論計(jì)算值[3]，由表可知對(duì)于火電機(jī)組，蒸汽參數(shù)越高，再熱次數(shù)越多，給水溫度越高，則效率越高，供電煤耗越低。故當(dāng)下在我

18、國(guó)大力發(fā)展700℃超超臨界發(fā)電技術(shù)意義重大，投運(yùn)超超臨界機(jī)組是我國(guó)火電發(fā)展的唯一方向，是我國(guó)火電穩(wěn)步改革的必經(jīng)之路。</p><p>　　表1-1 機(jī)組蒸汽參數(shù)與供電煤耗、電站熱效率之間理論計(jì)算值[3] </p><p>　　1.1.1 先進(jìn)超超臨界機(jī)組發(fā)展</p><p>　　先進(jìn)超超臨界機(jī)組相比于超臨界機(jī)組，具備更高的熱經(jīng)濟(jì)性。但是溫度、壓力的大幅提高就要求材料

19、具有更強(qiáng)的抗氧化、抗疲勞等性能以及更好的蠕變特性，因此，發(fā)展超超臨界700℃燃煤發(fā)電技術(shù)的關(guān)鍵基礎(chǔ)就是提高高溫材料的性能。歐洲、日本和美國(guó)在上世紀(jì)90年代末就相繼提出了研究先進(jìn)超超臨界燃煤電站的計(jì)劃。而我國(guó)在2011年6月，正式啟動(dòng)了超超臨界700℃燃煤發(fā)電技術(shù)的研究計(jì)劃。歐盟AD700計(jì)劃自1998年正式啟動(dòng)至今，已經(jīng)經(jīng)歷了17年。目標(biāo)是開發(fā)出凈效率高達(dá)52%的700℃先進(jìn)超超臨界發(fā)電機(jī)組[4]。日本政府2008年提出Cool Ear

20、th Program 9年計(jì)劃。目標(biāo)是年后A-USC使用參數(shù)高達(dá)650MW,發(fā)電效率高達(dá)46%水平。美國(guó)先進(jìn)超超臨界研發(fā)A-USC15年計(jì)劃于2001年正式啟動(dòng)，該計(jì)劃由美國(guó)政府和企業(yè)界合作開展。目標(biāo)是開發(fā)760℃超超臨界發(fā)電機(jī)組。</p><p>　　國(guó)內(nèi)對(duì)先進(jìn)超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組的研究起步較晚。國(guó)家能源局于2010年7月，組織成立國(guó)家700℃超超臨界燃煤發(fā)電技術(shù)創(chuàng)新聯(lián)盟。在高溫材料開發(fā)研究方面，我國(guó)已取得一些

21、進(jìn)展。中國(guó)鋼鐵研究總院月2012年6月啟動(dòng)了“先進(jìn)超超臨界火電機(jī)組關(guān)鍵鍋爐管開發(fā)”863課題[5]。主要目的是研發(fā)600~700℃超超臨界鍋爐大口徑管材料：P92、CCA617、G115等，以及過/再熱器小口徑管材料：GH2984、新型奧氏體鋼等。主力研究這些鍋爐管材料接頭的焊接性能等，其中GH2984為中科院金屬所自主研發(fā)材料，具有良好的熱強(qiáng)性，已經(jīng)用于艦船鍋爐材料[5]。</p><p>　　1.1.2 先進(jìn)

22、超超臨界機(jī)組高溫部件應(yīng)力腐蝕開裂問題及危害</p><p>　　金屬材料的高溫性能是限制先進(jìn)超超臨界機(jī)組發(fā)展的首要問題，其中鍋爐管材料在極端高溫高壓超臨界水環(huán)境中的應(yīng)力腐蝕開裂問題尤為關(guān)鍵。由于主蒸汽參數(shù)的進(jìn)一步提高，目前常規(guī)使用的馬氏體和奧氏體鋼不再能滿足鍋爐末級(jí)過熱器管的材料需求。根據(jù)ASME設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，鎳基合金由于具有優(yōu)秀的高溫強(qiáng)度和高溫抗氧化性，已經(jīng)成為先進(jìn)超超臨界機(jī)組的必然選擇[6]。鎳基合金目前還沒有經(jīng)

23、過高溫長(zhǎng)期服役的經(jīng)驗(yàn)。德國(guó)COMTES700鍋爐部件現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的掛爐運(yùn)行試驗(yàn)中暴露出減溫器管道材料鎳基合金617A，它的焊縫出現(xiàn)明顯的裂紋，裂紋發(fā)生在焊縫及周圍地區(qū)，主要由于焊接的附加應(yīng)力和殘余應(yīng)力引起，如圖1-1所示。日本TAKEDAY等人[7]在750℃空氣和蒸汽環(huán)境下利用4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)對(duì)鎳基合金718等進(jìn)行斷裂韌性試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)718在蒸汽環(huán)境中出現(xiàn)表面開裂。2015年3月13日，北京華能熱電廠發(fā)生火災(zāi)事故，查明事故原因之一就是汽輪機(jī)金屬

24、部件發(fā)生了應(yīng)力腐蝕開裂。汽輪機(jī)的葉輪長(zhǎng)期運(yùn)行在應(yīng)力與腐蝕環(huán)境交互作用的環(huán)境中，在根部形成了微裂紋，SCC裂紋隨之?dāng)U展。SCC裂紋使葉片承載面積減小以至于無法承受離心作用，最終導(dǎo)致了輪緣飛出。</p><p>　　在過去25年間，鎳基合金管材發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂（Stress Corrosion Cracking, SCC）導(dǎo)致的失效占核電蒸汽發(fā)生器總事故的80%，SCC已經(jīng)成為壓水堆構(gòu)件失效的最主要原因之一[8]。核

25、電站壓水堆常用結(jié)構(gòu)材料包括鎳基合金Alloy 690、Alloy600,以及奧氏體不銹鋼304和316等，它們?cè)诹鲃?dòng)的高溫高壓水中服役，承受較為復(fù)雜的應(yīng)力，這使得材料對(duì)環(huán)境損傷的敏感性大大增加，其中蒸汽發(fā)生器傳熱管的腐蝕與應(yīng)力腐蝕開裂等問題是影響電站金屬材料運(yùn)行安全性與經(jīng)濟(jì)性的主要環(huán)境損傷模式。</p><p>　　鎳基合金對(duì)高溫高壓水暴露出了明顯的SCC敏感性。而先進(jìn)超超臨界機(jī)組過熱器管材料常年工作在高溫高壓的

26、極端惡劣工況下，一旦結(jié)構(gòu)材料發(fā)生開裂問題就會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的安全事故，發(fā)電機(jī)組的可靠安全運(yùn)行受到直接的威脅。因此，測(cè)量電站超超臨界機(jī)組過熱器管常用材料在不同運(yùn)行工況下的應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展速率數(shù)據(jù)有非常重要的工程實(shí)際意義，開展超臨界水環(huán)境應(yīng)力腐蝕開裂研究是發(fā)展先進(jìn)超超臨界技術(shù)的迫切需求。 </p><p>　　圖1-1 A617減溫器管道附近焊接接頭的裂紋</p><p>　　1.2 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀

27、</p><p>　　電站材料腐蝕失效的形式多種多樣，比如均勻腐蝕、應(yīng)力腐蝕、點(diǎn)蝕、縫隙腐蝕、晶間腐蝕、腐蝕疲勞、流動(dòng)加速腐蝕、氫脆等[9]。各國(guó)火電及核電站多年來的運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)表明，腐蝕問題尤其是應(yīng)力腐蝕問題已經(jīng)成為了影響火電及核電站安全運(yùn)行的一個(gè)重要問題。應(yīng)力腐蝕開裂（Stress Corrosion Cracking, SCC）為金屬或合金材料、腐蝕環(huán)境、應(yīng)力作用三者協(xié)同作用下引起材料發(fā)生開裂的現(xiàn)象，屬于低應(yīng)力

28、下的脆性斷裂。應(yīng)力腐蝕開裂所需的應(yīng)力比超載斷裂所需的應(yīng)力小很多，與此同時(shí)，應(yīng)力腐蝕開裂之前并沒有明顯的宏觀的塑性形變。綜上應(yīng)力腐蝕會(huì)在毫無征兆情況下發(fā)生，導(dǎo)致金屬部件發(fā)生突然斷裂進(jìn)而造成不可估量的事故。</p><p>　　1.2.1 國(guó)外應(yīng)力腐蝕研究現(xiàn)狀</p><p>　　1950年代以來，許多發(fā)達(dá)的工業(yè)國(guó)家開始投入研究摸索鎳基合金、奧氏體不銹鋼在高溫高壓水中的應(yīng)力腐蝕行為，并成立一批

29、組織機(jī)構(gòu)來進(jìn)行合作與交流，研究應(yīng)力腐蝕行為，例如國(guó)際環(huán)境致裂合作組織(ICG-EAC)。該組織專注于研究各個(gè)國(guó)家核電站輕水反應(yīng)堆的環(huán)境致裂問題并進(jìn)行協(xié)調(diào)發(fā)展。美國(guó)通用電氣（GE）公司研發(fā)中心的Peter Andresen和Peter Ford等人針對(duì)高溫高壓水環(huán)境中，溫度、溶氫量、溶氧量、應(yīng)力強(qiáng)度因子、變形量及試樣取向、冷加工處理等等因素對(duì)奧氏體不銹鋼和鎳基合金的應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展的影響。他們經(jīng)過大量的實(shí)驗(yàn)研究，在法拉第定律基礎(chǔ)上建立了應(yīng)

30、力腐蝕開裂速率預(yù)測(cè)模型，簡(jiǎn)稱Ford-Andresen模型。該模型裂尖應(yīng)變速率和金屬在介質(zhì)環(huán)境中氧化過程共同決定了裂紋擴(kuò)展速率 [11]。在過去幾十年中，日本東北大學(xué)斷裂研究所（FRI）莊子哲雄（Tetsuo Shoji）為代表的團(tuán)隊(duì)對(duì)高溫高壓水環(huán)境中奧氏體不銹鋼和鎳基合金應(yīng)力腐蝕機(jī)理方面作出了許多卓有成效的研究成果，其中包括溫度[12,13]、加載方式[14]、加載曲線[15]、熱處理[16,17]和腐蝕環(huán)境[18-20]等方面對(duì)氧化

31、膜及與</p><p>　　近年來，隨著現(xiàn)代檢測(cè)技術(shù)的發(fā)展，研究者試圖從微納米尺度上解釋裂紋尖端擴(kuò)展機(jī)理，從而更加深入地探索應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展機(jī)理。Bruemmer[22]等人對(duì)實(shí)際核電環(huán)境中長(zhǎng)期服役的鎳基合金管道進(jìn)行TEM觀察，發(fā)現(xiàn)在微納米尺度下裂紋尖端是尖銳的且沒有分叉，沒有位錯(cuò)和塑性變形的痕跡，這與傳統(tǒng)的裂尖塑性變形導(dǎo)致的滑移溶解-膜破裂機(jī)制不同，低應(yīng)力長(zhǎng)期服役的鎳基合金SCC裂紋擴(kuò)展主要受水化學(xué)環(huán)境控制[8

32、,23]。應(yīng)力加速晶界氧化（Stress-accelerated Grain Boundary Oxidation，SAGBO）理論認(rèn)為應(yīng)力促進(jìn)晶界中氧化物生成，之后發(fā)生開裂[24]。在高溫高壓水環(huán)境中，鎳基合金能否在晶界上優(yōu)先氧化生成SAGBO并產(chǎn)生IGSCC一直是人們關(guān)注但尚未解決的問題。2013年， Kitaguchi[25]、 Schreiber[26]等人先后采用3D APT （Atom Probe Tomography）和H

33、RTEM技術(shù)發(fā)現(xiàn)了高溫高壓水環(huán)境SCC試樣裂尖前端晶界內(nèi)SAGBO的存在。SAGBO生成后降低了晶界結(jié)合強(qiáng)度并使裂尖微區(qū)脆化，阻礙了位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)及其應(yīng)力釋放，大幅度降低裂紋擴(kuò)展</p><p>　　圖1-2 鎳基合金發(fā)生SAGBO后SCC裂尖擴(kuò)展示意圖</p><p>　　1.2.2 國(guó)內(nèi)應(yīng)力腐蝕研究現(xiàn)狀</p><p>　　國(guó)內(nèi)對(duì)于應(yīng)力腐蝕問題的研究開始于1980年左

34、右。上海材料所采用慢應(yīng)變速率拉伸試驗(yàn)分別研究了電位、水化學(xué)和溫度對(duì)304不銹鋼和316不銹鋼以及A553B等核電工程材料SCC敏感性的影響，并從電化學(xué)性能、表面膜分析了影響機(jī)理。同時(shí)，他們采用U型彎曲法實(shí)驗(yàn)研究304不銹鋼SCC敏感性，并結(jié)果與慢應(yīng)變速率拉伸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較分析[27]。北京科技大學(xué)環(huán)境斷裂教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室也在環(huán)境敏感斷裂的規(guī)律和機(jī)理研究方面得到了許多研究成果[10]。</p><p>　　但是在

35、高溫高壓水環(huán)境下，我國(guó)對(duì)奧氏體不銹鋼和鎳基合金應(yīng)力腐蝕開裂實(shí)驗(yàn)研究領(lǐng)域與國(guó)際研究前沿仍有較大的差距[27]。目前，我國(guó)在模擬材料的實(shí)際水環(huán)境工況下應(yīng)力腐蝕性能與開裂速率的研究相對(duì)薄弱，在測(cè)量裂紋擴(kuò)展速率方面得到的數(shù)據(jù)不能夠準(zhǔn)確反映電站設(shè)備在實(shí)際水環(huán)境工況下的失效情況。在中國(guó)電力工業(yè)的發(fā)展趨勢(shì)下，國(guó)家有關(guān)部門以及研究人員逐漸開始重視這個(gè)問題。中科院金屬研究所、蘇州熱工院等單位目前已經(jīng)針對(duì)高溫高壓水中鎳基合金、奧氏體不銹鋼的環(huán)境致裂性能進(jìn)行

36、實(shí)驗(yàn)研究。掛靠在北京科技大學(xué)的“國(guó)家重大工程材料服役安全研究評(píng)價(jià)設(shè)施”正在建設(shè)材料在高溫高壓水中環(huán)境致裂性能研究等實(shí)驗(yàn)裝置，并予以高度重視。</p><p>　　1.3 應(yīng)力腐蝕開裂機(jī)理簡(jiǎn)述</p><p>　　1.3.1 應(yīng)力腐蝕開裂</p><p>　　應(yīng)力和腐蝕環(huán)境耦合會(huì)導(dǎo)致新的腐蝕破壞現(xiàn)象，如應(yīng)力腐蝕。指受應(yīng)力的材料在特定環(huán)境下引起裂紋形核、擴(kuò)展而發(fā)生滯后開

37、裂的現(xiàn)象[9]。應(yīng)力腐蝕開裂是一種低應(yīng)力下發(fā)生的脆斷。不同介質(zhì)環(huán)境、材料以及加載條件下，裂紋可以穿過晶粒擴(kuò)展（穿晶應(yīng)力腐蝕開裂，TGSCC），也可以沿著晶界擴(kuò)展（沿晶應(yīng)力腐蝕開裂，IGSCC）。應(yīng)力腐蝕開裂分為四個(gè)階段，如圖1-3所示：1）裂紋孕育階段；2）初始擴(kuò)展階段；3）穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展階段；4）失穩(wěn)斷裂階段。</p><p>　　圖1-3 應(yīng)力腐蝕裂紋從孕育到開裂過程</p><p>　　可

38、靠的應(yīng)力腐蝕開裂試驗(yàn)方法有很多，涵蓋了從適合于篩選材料的定性試驗(yàn)到裂紋擴(kuò)展速率隨加載參數(shù)變化等定量試驗(yàn)。然而，目前區(qū)分定性試驗(yàn)和定量試驗(yàn)的方法不夠明確。因此，通過試樣類型來劃分試驗(yàn)方式，分為光滑試樣試驗(yàn)和預(yù)制裂紋試樣試驗(yàn)。眾所周知，應(yīng)力腐蝕開裂引起的材料失效主要是因?yàn)榱鸭y萌生、擴(kuò)展，最終導(dǎo)致材料的失穩(wěn)斷裂。所以研究裂紋擴(kuò)展行為是分析材料應(yīng)力腐蝕失效的基礎(chǔ)之一，其重點(diǎn)在于精確地測(cè)量裂紋擴(kuò)展速率。裂紋擴(kuò)展行為的研究，一般采用預(yù)制裂紋試樣。其

39、中力學(xué)加載方式分為恒負(fù)荷法和恒應(yīng)變法。恒應(yīng)變法，利用具有足夠剛性的框架對(duì)試樣進(jìn)行拉伸或彎曲，在式樣上產(chǎn)生恒定變形的加載方式。一般采用U彎試樣、C環(huán)試樣以及三點(diǎn)彎曲試樣等。恒應(yīng)變SCC試驗(yàn)過程中，隨著裂紋擴(kuò)展，往往會(huì)出現(xiàn)弛豫作用導(dǎo)致試樣的承受應(yīng)力下降，從而減緩裂紋擴(kuò)展甚至停止。恒負(fù)荷法，對(duì)試樣加載恒定負(fù)荷，采用加載砝碼、力矩或者彈簧等方法進(jìn)行試驗(yàn)。這種加載方式能夠嚴(yán)密地模擬由于外加應(yīng)力引起的應(yīng)力腐蝕破壞，常常采用緊湊拉伸(CT)試樣。但是

40、恒負(fù)荷SCC試驗(yàn)雖然負(fù)荷恒定，但隨著裂紋擴(kuò)展，橫截面積不斷減小使得有效應(yīng)力增加，會(huì)導(dǎo)致試樣過早斷裂。</p><p>　　研究表明，高溫高壓水中的應(yīng)力腐蝕開裂是由敏感性材料、特定的腐蝕性介質(zhì)以及力學(xué)加載的共同作用下加速了腐蝕行為，從而造成裂紋從萌生到緩慢擴(kuò)展的過程。可知，材料、環(huán)境介質(zhì)和應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)是影響高溫高壓水中材料應(yīng)力腐蝕開裂的主要原因，而腐蝕是應(yīng)力腐蝕發(fā)生的基本過程。</p><p&g

41、t;　　1.3.2 應(yīng)力腐蝕理論模型</p><p>　　目前，許多學(xué)者已經(jīng)提出了許多理論和模型來解釋高溫水中鎳基合金的開裂敏感性。其中有一些是通過定量關(guān)系式的計(jì)算得到，而另一些只進(jìn)行了定性描述。目前還沒有公認(rèn)的機(jī)理和計(jì)算模型來預(yù)測(cè)甚至解釋所有因素對(duì)裂紋萌生和擴(kuò)展的影響機(jī)理。其中對(duì)于應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展機(jī)理的研究中比較常見的模型有：滑移氧化-膜破裂模型（The Slip Dissolution/film Ruptur

42、e model）、內(nèi)氧化模型（Internal Oxidation model）、膜致脆斷模型（Film-induced Cleavage Model）、環(huán)境耦合斷裂模型（Coupled Environment Fracture Model）、強(qiáng)化表面流動(dòng)模型（Enhanced Surface Mobility Model）等等。</p><p>　　1.3.2.1 滑移氧化-膜破裂模型</p>&

43、lt;p>　　滑移氧化-膜破裂模型也叫做Ford-Andresen模型。該模型在1988年由GE公司Ford和Andresen提出，從機(jī)械力學(xué)上解釋了裂紋擴(kuò)展行為。該模型很大程度上來源于Vermilyea[29]等人早起提出的觀點(diǎn)和概念，他們認(rèn)為裂紋擴(kuò)展在裂紋尖端處與氧化反應(yīng)有關(guān)。這個(gè)觀點(diǎn)也與Shoji[30]等人提出的觀點(diǎn)一致，他們提出了陽極溶解的概念。Ford和Andresen繼承了這些早期觀點(diǎn)并且發(fā)展形成滑移氧化-膜破裂模型

44、。目前已經(jīng)有學(xué)者用這個(gè)模型來預(yù)測(cè)奧氏體不銹鋼以及鎳基合金在不同環(huán)境中的裂紋擴(kuò)展速率，并受到了學(xué)術(shù)界的認(rèn)可。</p><p>　　Ford-Andresen模型認(rèn)為應(yīng)力腐蝕開裂是由膜破裂（通過滑移）、金屬溶解、再鈍化循環(huán)重復(fù)下，裂紋形核與擴(kuò)展的過程，如圖1-3所示。合金或金屬在腐蝕環(huán)境下會(huì)發(fā)生氧化作用形成氧化膜，應(yīng)力作用導(dǎo)致位錯(cuò)開動(dòng)，滑移平臺(tái)由此產(chǎn)生并造成氧化膜破裂，新鮮金屬露出。膜破裂部位相對(duì)于有膜部位是陽極，會(huì)

45、發(fā)生局部溶解導(dǎo)致外層出現(xiàn)腐蝕產(chǎn)物。已經(jīng)溶解區(qū)域的頂端（如裂尖）存在應(yīng)力集中，因而該處的在鈍化膜會(huì)通過位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)發(fā)生破裂，再次發(fā)生局部溶解。由該模型可知，應(yīng)力腐蝕是膜破裂速率和再鈍化速率相競(jìng)爭(zhēng)的結(jié)果。如果再鈍化速率很快，即修復(fù)得快,那么金屬局部溶解的時(shí)間很短，裂紋擴(kuò)展速率極小，從而對(duì)應(yīng)力腐蝕不敏感。如果再鈍化速率極慢，新鮮金屬溶解過程中不發(fā)生再鈍化，此時(shí)裂尖區(qū)域和側(cè)壁的溶解速率相近，從而發(fā)生大面積腐蝕，應(yīng)力腐蝕也不敏感[31]。</p

46、><p>　　由此可知，應(yīng)力腐蝕敏感性與裂尖狀態(tài)有關(guān)。影響局部裂紋尖端狀態(tài)的各種因素可以歸結(jié)為兩類：力學(xué)影響因素和化學(xué)/電化學(xué)影響因素。力學(xué)因素能夠控制裂尖應(yīng)變速率從而控制氧化膜破裂周期，包括應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)、蠕變速率、屈服強(qiáng)度等?；瘜W(xué)因素決定裂紋尖端的再鈍化響應(yīng)，包括裂尖處材料成分、水化學(xué)，這些因素受到腐蝕電位、雜質(zhì)、流速等的影響。</p><p>　　圖1-3 滑移氧化-膜破裂模型示意圖<

47、;/p><p>　　Ford-Andresen模型從總體上考慮到裂紋尖端區(qū)域的影響因素，例如電荷密度、應(yīng)力強(qiáng)度因子、裂尖應(yīng)變速率以及一些環(huán)境影響因素例如溶氧量、含硫量、冷加工等。模型假設(shè)陽極反應(yīng)只發(fā)生在裂紋內(nèi)部，而陰極反應(yīng)在裂紋內(nèi)部和裂紋外部的金屬表面具有發(fā)生。McIntyre等人[32]已經(jīng)證明了裂紋內(nèi)部的陰極反應(yīng)和陽極反應(yīng)是空間分離的，他們通過二次離子質(zhì)譜分析法（SIMS）進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)量，發(fā)現(xiàn)在裂紋外部金屬表面的陰

48、極反應(yīng)不會(huì)限制或者控制裂紋內(nèi)部的陽極反應(yīng)。換句話說，滑移氧化-膜破裂模型是基于一個(gè)假設(shè)：裂紋尖端本質(zhì)上是與裂紋外部表面上氧發(fā)生還原作用產(chǎn)生的外部動(dòng)力解耦的[32,33]。</p><p>　　在滑移氧化-膜破裂模型的基礎(chǔ)上，F(xiàn)ord和Andresen還提出了預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展速率的方程，認(rèn)為裂紋擴(kuò)展速率是應(yīng)力強(qiáng)度因子和參數(shù)n的函數(shù)。參數(shù)n綜合了大部分的再鈍化因素，取決于腐蝕電位、電導(dǎo)率以及材料的相關(guān)特征等?；蒲趸?膜

49、破裂機(jī)理是最流行的陽極溶解型應(yīng)力腐蝕機(jī)理。但是目前為止，并沒有直接的證據(jù)表明，陽極溶解過程導(dǎo)致應(yīng)力腐蝕裂紋的連續(xù)擴(kuò)展。雖然滑移氧化-膜破裂機(jī)理能解釋很多實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象，但僅僅是間接證據(jù)。Szklarska Smialowska[34]批評(píng)該模型沒有清楚解釋例如碳化物、溫度等在晶界處的影響。還有學(xué)者認(rèn)為該模型不符合法拉第定律和電荷守恒定律。</p><p>　　1.3.2.2 內(nèi)氧化模型</p><p

50、>　　內(nèi)氧化模型最初是針對(duì)鎳基合金在500℃以上高溫水中發(fā)生沿晶氧化脆斷現(xiàn)象而提出的，它是基于氧擴(kuò)散進(jìn)入金屬晶格的假設(shè)。該模型認(rèn)為氧穿過氧化膜/金屬界面向金屬晶格擴(kuò)散的過程中，由于Cr的活性高，在晶界處Cr發(fā)生優(yōu)先氧化生成氧化物。而在外加應(yīng)力和膜制附加應(yīng)力聯(lián)合作用下，晶界處氧化物局部破裂形成微裂紋，它們和主裂紋相連就導(dǎo)致沿晶應(yīng)力腐蝕。簡(jiǎn)單的過程示意圖如圖1-4所示。</p><p>　　Scott和Le C

51、alvar[35]研究發(fā)現(xiàn)alloy 600在壓水堆環(huán)境中發(fā)生了沿晶應(yīng)力腐蝕開裂現(xiàn)象，他們認(rèn)為是氧化過程控制著開裂機(jī)制。另一方面，較高的激活能表明了可以排除液體或氣體擴(kuò)散作為速率控制環(huán)節(jié)。Combrade和Scott [36]證明了保護(hù)性氧化層的陰極電導(dǎo)率對(duì)于開裂過程起到至關(guān)重要的作用。</p><p>　　圖1-4 內(nèi)氧化模型示意圖 </p><p>　　內(nèi)氧化模型適用于解釋腐蝕電位和溶

52、劑金屬氧化電位非常接近時(shí)的應(yīng)力腐蝕開裂。正如Combrade和Scott所說，在這種情況下合金中貴金屬元素會(huì)在材料內(nèi)部被氧化，并且使大部分的合金主要金屬元素不被接觸。特別對(duì)于鎳基合金處在氧分壓非常低（能氧化Fe、Cr元素且不能氧化Ni元素）的環(huán)境中，這是一個(gè)十分嚴(yán)重的問題。內(nèi)部氧化被認(rèn)為在高于700、800℃時(shí)為穿晶氧化，而在較低溫度下為沿晶氧化。</p><p>　　Scott等人[35]還提出了預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展速

53、率的方程，該方程考慮到了裂尖溫度、合金晶界中氧擴(kuò)散系數(shù)、孔洞表面能、原子間距、晶界厚度、氧的表面溶解度、屈服強(qiáng)度以及應(yīng)力強(qiáng)度因子等。該模型預(yù)測(cè)出裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子KI為成比例的關(guān)系。然而，Staehle和Fang[37]批評(píng)該模型，因?yàn)閷?shí)驗(yàn)觀測(cè)到的氧在鎳中的擴(kuò)散速率對(duì)于解釋Alloy 600合金裂紋擴(kuò)展速率時(shí)出現(xiàn)低電位所需的擴(kuò)散速率低了好幾個(gè)數(shù)量級(jí)。</p><p>　　1.3.2.3 其他模型</

54、p><p>　　1、環(huán)境耦合斷裂模型（Coupled Environment Fracture Model）</p><p>　　環(huán)境耦合斷裂模型是Macdonald和Urquidi-Macdonald[38]基于與滑移氧化模型一致的觀點(diǎn)提出的。然而，該模型強(qiáng)調(diào)的是外部環(huán)境與內(nèi)部環(huán)境的強(qiáng)耦合性，并指出模型公式中應(yīng)該嚴(yán)格保持電荷守恒。這就意味著裂紋內(nèi)部的電流應(yīng)能夠抵消由氫氧化、氧還原、過氧化氫還

55、原以及外表面金屬溶解產(chǎn)生的電流。與Ford-Andresen模型不同的是，該模型認(rèn)為裂紋擴(kuò)展的限速步驟是發(fā)生在裂紋外部的陰極反應(yīng)。因?yàn)榱鸭y發(fā)射出的電流相對(duì)較小，起主要作用的是裂紋開口區(qū)域附近的陰極反應(yīng)[11]。</p><p>　　2、強(qiáng)化表面運(yùn)動(dòng)模型（Enhanced Surface Mobility Model）</p><p>　　強(qiáng)化表面運(yùn)動(dòng)模型從機(jī)械學(xué)上解釋了不同材料裂紋擴(kuò)展速率

56、的選擇性，該模型理論由Galvele[39]于1987年提出，并在1993年提出了改進(jìn)版且仍在不斷完善中。該模型基于裂紋尖端發(fā)生原子轉(zhuǎn)移，原子能夠從高應(yīng)力表面向低應(yīng)力表面擴(kuò)散，因此裂紋會(huì)向前移動(dòng)一個(gè)原子空間。裂紋是由裂紋尖端應(yīng)力狀態(tài)下晶粒之間空穴的破裂和合并，以此來發(fā)生擴(kuò)展。</p><p>　　3、膜致脆斷模型（Film-induced Cleavage Model）</p><p>　

57、　膜致脆斷模型由Paskin[40]等人提出。該理論認(rèn)為裂紋尖端處氧化膜的存在會(huì)導(dǎo)致二次裂紋形核并發(fā)生脆斷?？刂浦趸ふT發(fā)脆裂的幾個(gè)重要因素包括氧化膜和基體金屬之間的錯(cuò)配性、氧化膜與基體金屬之間表面的結(jié)合強(qiáng)度、氧化膜厚度和延展性以及基體金屬的延展性。Turnbull[33]認(rèn)為膜致脆斷模型的適用范圍還具有爭(zhēng)議性并且需要進(jìn)一步研究。而Ford[31]認(rèn)為該模型相比于滑移氧化溶解模型，能更好地解釋穿晶裂紋擴(kuò)展行為。</p>

58、<p>　　1.4 本文主要研究?jī)?nèi)容</p><p>　　本文采取試驗(yàn)方法對(duì)超超臨界機(jī)組鍋爐管候選材料鎳基合金Inconel 625在高溫蒸汽環(huán)境下應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展行為進(jìn)行研究，同時(shí)結(jié)合理論模型進(jìn)行裂紋擴(kuò)展速率的模型預(yù)測(cè)，主要研究工作如下：</p><p>　　在動(dòng)態(tài)高溫蒸汽力學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，不同溫度下高溫蒸汽環(huán)境、高溫空氣環(huán)境中以及不同溶解氧含量高溫蒸汽環(huán)境中，對(duì)鎳基合金Incon

59、el 625試樣進(jìn)行持續(xù)時(shí)間恒應(yīng)力強(qiáng)度因子力學(xué)加載，并利用直流電位降法（DCPD）對(duì)裂紋擴(kuò)展速率進(jìn)行在線測(cè)量。實(shí)驗(yàn)后取出拉伸試樣，通過SEM掃描電鏡觀察斷口微觀形貌。基于裂尖應(yīng)變理論和金屬高溫氧化動(dòng)力學(xué)模型對(duì)裂紋擴(kuò)展速率進(jìn)行了計(jì)算預(yù)測(cè)，與實(shí)際數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。通過比較鎳基合金Inconel 625裂紋擴(kuò)展速率數(shù)據(jù)曲線以及裂紋微觀形貌，對(duì)比分析究介質(zhì)環(huán)境、溫度以及溶氧量對(duì)鎳基合金應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展速率的影響規(guī)律及其作用機(jī)理。</p>

60、<p>　　第2章 應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)</p><p>　　應(yīng)力腐蝕開裂實(shí)驗(yàn)研究采用0.5英寸厚度緊湊拉伸試樣（Compact Tensile, 0.5T-CT），利用直流電位降法測(cè)量裂紋長(zhǎng)度，并由此得出裂紋增長(zhǎng)速率。本章首先簡(jiǎn)單介紹直流電位法測(cè)量裂紋長(zhǎng)度的原理，然后講述實(shí)驗(yàn)回路的設(shè)計(jì)方案，以及實(shí)驗(yàn)過程中應(yīng)注意到的問題，最后詳細(xì)闡述本次實(shí)驗(yàn)使用的材料及實(shí)驗(yàn)步驟。</p>&

61、lt;p>　　2.1 直流電位降法測(cè)量原理</p><p>　　直流電位降法（DCPD）最早由Johnson在1974年提出，用來測(cè)量裂紋長(zhǎng)度，原理是在試樣兩側(cè)通入恒定的電流，這樣沿著試樣厚度可以產(chǎn)生恒定的電場(chǎng)，而這種帶裂紋的試樣中產(chǎn)生的電場(chǎng)與試樣幾何尺寸（特別是裂紋長(zhǎng)度）有關(guān)。在實(shí)驗(yàn)進(jìn)程中裂紋不斷發(fā)生擴(kuò)展，電流流經(jīng)的截面面積不斷變小，電阻增大，在電流保持恒定的情況下，裂紋面上下兩端的電壓降會(huì)隨著裂紋長(zhǎng)度的

62、增加而增大。</p><p>　　直流電位降法是高溫高壓環(huán)境中實(shí)時(shí)測(cè)量裂紋長(zhǎng)度的主要方法，裂紋長(zhǎng)度的分辨率可達(dá)2-5μm[9]。利用直流電位降法測(cè)量裂紋長(zhǎng)度時(shí)應(yīng)該要對(duì)裂紋長(zhǎng)度和裂紋面兩側(cè)電位關(guān)系進(jìn)行標(biāo)定。Ritchie[51]等人利用有限元方法以及電比擬法研究了CT試樣裂紋長(zhǎng)度與電壓降的關(guān)系，結(jié)果顯示裂紋長(zhǎng)度和電壓降呈近似線性關(guān)系，成為DCPD方法測(cè)量裂紋擴(kuò)展的依據(jù)。</p><p>　　

63、2.2 實(shí)驗(yàn)回路設(shè)計(jì)</p><p>　　2.2.1 水化學(xué)回路系統(tǒng)</p><p>　　水化學(xué)系統(tǒng)包括超純水制備設(shè)備和實(shí)驗(yàn)主水回路，如圖2-1所示。設(shè)計(jì)水化學(xué)回路是為了通過控制水中的離子、溶氧量含量以及pH值來模擬電站鍋爐材料運(yùn)行環(huán)境。具體回路如下：首先使用超純水制水機(jī)制備超純水，而后經(jīng)過除氧系統(tǒng)控制實(shí)驗(yàn)室所需溶解氧濃度以及入口氫電導(dǎo)率。之后，將經(jīng)過除氧的超純水引入水箱儲(chǔ)存，利用計(jì)量泵控

64、制進(jìn)水流量（本實(shí)驗(yàn)控制在1.2L/h）。超純水經(jīng)過2次預(yù)熱過程進(jìn)入高溫反應(yīng)釜內(nèi)提供給試樣高溫蒸汽環(huán)境，然后導(dǎo)出的蒸汽依次經(jīng)過空氣、循環(huán)冷卻水進(jìn)行冷卻排出實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。</p><p>　　圖2-1 SCC實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)水化學(xué)回路</p><p>　　溶氧量對(duì)進(jìn)出在高溫蒸汽下的腐蝕與應(yīng)力腐蝕開裂有著明顯的影響作用，因此在實(shí)驗(yàn)過程中應(yīng)該嚴(yán)格控制高溫蒸汽溶解氧量。本實(shí)驗(yàn)室，兩年來一直改進(jìn)除氧器除氧方法來達(dá)

65、到更優(yōu)的效果。如圖2-2是目前實(shí)驗(yàn)室自主設(shè)計(jì)的除氧器原理圖。這套除氧設(shè)備自行設(shè)計(jì)并搭建而成，主要由塑料材質(zhì)的蒸汽發(fā)生器，真空泵，水質(zhì)檢測(cè)儀，真空表，N2罐組成。除氧過程是：將超純水機(jī)制出的超純水灌入到蒸汽發(fā)生器，然后用熱電偶加熱塑料材質(zhì)的蒸汽發(fā)生器，加熱至水汽泡冒出，打開真空泵將蒸汽發(fā)生器上部空氣抽成真空。根據(jù)溫度越高，壓力越小，水中氧氣溶解度越低的原理，最大限度的將蒸汽發(fā)生容器中的水溶解氧析出，當(dāng)真空度接近0時(shí)，打開N2罐，向蒸汽發(fā)生

66、器中通入N2，吹走液面上方析出的氧氣。待蒸汽發(fā)生器壓力恢復(fù)，繼續(xù)按照上述步驟進(jìn)行。在此過程中，通過蠕動(dòng)泵水在蒸發(fā)器和水質(zhì)檢測(cè)器和冷水罐之間循環(huán)流動(dòng)，水質(zhì)檢測(cè)儀可以在線監(jiān)測(cè)超純水的溶解氧量，直至溶解氧量達(dá)到實(shí)驗(yàn)要求。</p><p>　　該方法是電加熱除氧法的優(yōu)化，采用加熱和抽真空手段顯著提高除氧效率，并且電熱偶加熱塑料制蒸汽發(fā)生器比直接電熱偶加熱鐵罐安全系數(shù)更高。并且在除氧過程中，連接超純水溶解氧儀，可以邊除氧邊

67、實(shí)時(shí)能精確監(jiān)測(cè)溶解氧量，以達(dá)到精確控制溶解氧含量，并保證了整個(gè)除氧過程的連續(xù)性和準(zhǔn)確性。</p><p>　　圖2-2 實(shí)驗(yàn)室除氧器原理圖</p><p>　　2.2.2 加熱控制系統(tǒng)</p><p>　　SCC實(shí)驗(yàn)過程中，高溫釜內(nèi)溫度是否穩(wěn)定，釜體內(nèi)部溫度是否均勻?qū)y(cè)量數(shù)據(jù)的精度具有較大的影響。由于溫度的變化能夠影響試樣內(nèi)部的電阻率，從而影響到測(cè)量電壓降的大小進(jìn)而

68、影響測(cè)量的裂紋長(zhǎng)度，所以釜體內(nèi)部溫度的穩(wěn)定性必須得到保證。 </p><p>　　本實(shí)驗(yàn)采用加熱控制電氣系統(tǒng)如圖2-3所示。高溫力學(xué)加載反應(yīng)釜（簡(jiǎn)稱高溫釜）是吳忠同力材料試驗(yàn)機(jī)有限公司提供。采用三回路接上、中、下段分別獨(dú)立供電和調(diào)控。外部接線用六線制連接方式。采用3支熱電偶作為控溫敏感元件，合理分布在均熱區(qū)的全場(chǎng)內(nèi)，各段控溫?zé)犭娕蓟咎幱诒豢貐^(qū)段的爐絲附近，既保證了控溫精度又可用于測(cè)溫。加熱爐均熱帶中心高于爐膛中

69、心。</p><p>　　本實(shí)驗(yàn)中一方面通過良好的保溫措施減少了回路和空氣之間的對(duì)流散熱情況，另一方面采用了溫控精度高的高溫蒸汽管式爐以及預(yù)熱器對(duì)高溫反應(yīng)釜進(jìn)口蒸汽進(jìn)行兩次預(yù)熱，保證反應(yīng)釜內(nèi)工質(zhì)溫度的穩(wěn)定性。其中高溫蒸汽管式爐是安徽貝意克設(shè)備制造公司出產(chǎn)的BTF開啟式真空高溫管式爐，該爐最高運(yùn)行溫度為1000℃，熱穩(wěn)定性強(qiáng)，在高溫環(huán)境中溫度波動(dòng)不超過5℃。管式爐中部插入熱電偶進(jìn)行溫度檢測(cè)。預(yù)熱器采用上海紅銅設(shè)備有

70、限公司制造的H-T-3型加熱器。為了使試樣完全處于高溫蒸汽環(huán)境中，應(yīng)該保證蒸汽入口管貼近但不接觸試樣裂紋處。為了保證反應(yīng)釜內(nèi)溫度均勻，應(yīng)該合理的設(shè)計(jì)進(jìn)口水的位置并實(shí)行加熱的分區(qū)控制。</p><p>　　圖2-3 加熱控制電氣系統(tǒng)圖</p><p>　　2.2.3 力學(xué)加載系統(tǒng)</p><p>　　力學(xué)加載系統(tǒng)由三相異步電動(dòng)機(jī)和拉伸機(jī)組成。拉伸機(jī)的聯(lián)接部分采用自位調(diào)

71、心球形聯(lián)接座的結(jié)構(gòu)，由于同心性能較好因此保證試樣只收到純拉力作用。加荷系統(tǒng)采用二級(jí)杠桿原理，保證負(fù)荷精度。大多數(shù)測(cè)試中，通常采用恒K控制，可以實(shí)現(xiàn)在裂紋長(zhǎng)度或者K值小幅度增長(zhǎng)的情況下進(jìn)行載荷的調(diào)整，調(diào)整量一般小于0.1%。力學(xué)加載系統(tǒng)及試樣裝夾情況如圖2-4所示。根據(jù)ASTM E399(2013)標(biāo)準(zhǔn)，CT試樣K值的計(jì)算如下：</p><p>　　式中，K為CT試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子，P為試樣所受載荷，B為試樣厚度，

72、為側(cè)槽處厚度。</p><p>　　a) 試樣裝載示意圖 b) 力學(xué)加載系統(tǒng)</p><p>　　圖2-4 a) 試樣裝載示意圖；b) 力學(xué)加載系統(tǒng)</p><p>　　2.2.4 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)</p><p>　　實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由Agilent 6611C恒流源、Agilent 34420A納伏表、插有20路

73、通道卡的Agilent 34970A通道掃描儀表以及DT060P電流換向模塊組成。其中，Agilent 6611C為試樣通入高穩(wěn)定相的恒定電流。并且為了消除熱電勢(shì)對(duì)裂紋長(zhǎng)度測(cè)量的影響，恒流源電流應(yīng)該先通過電流換向模塊在每個(gè)測(cè)量數(shù)據(jù)點(diǎn)反轉(zhuǎn)一次。由于裂紋長(zhǎng)度測(cè)量精度有很高的要求，一般在0.001-0.005mm，因此本研究選取了高分辨率的納伏表。電壓分辨率如果太低，由于裂紋擴(kuò)展產(chǎn)生的電壓信號(hào)十分微弱，該情況下測(cè)量出來的數(shù)據(jù)非常不準(zhǔn)確，因此設(shè)

74、備的裂紋分辨率應(yīng)小于10μm。由于DCPD的測(cè)量原理是基于試樣產(chǎn)生的電壓降來測(cè)量長(zhǎng)度，因此試樣必須與夾具等外界導(dǎo)電體徹底絕緣。為了準(zhǔn)確測(cè)量反應(yīng)釜內(nèi)試樣的電位，穿過反應(yīng)釜時(shí)電流線和電壓線應(yīng)該盡量遠(yuǎn)離并保證與反應(yīng)釜之間絕緣。最終測(cè)量的設(shè)備由數(shù)據(jù)通信卡（NI PCI-GPIB）和GPIB通信線纜與電腦通訊，采集原理如圖2-5。</p><p>　　首先，高穩(wěn)定相直流電流通過緊湊拉伸試樣（0.5T-CT）上下對(duì)稱兩端，在

75、試樣開口兩端測(cè)量電壓降。通過電壓降和裂紋長(zhǎng)度之間的擬合關(guān)系式算出裂紋長(zhǎng)度。本實(shí)驗(yàn)采用前后端電位測(cè)量方法，即除了測(cè)量試樣開口處電壓降，還需測(cè)量參比電壓降。目的是為了減少反應(yīng)釜內(nèi)溫度、環(huán)境的變化對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)的影響。由于測(cè)量信號(hào)十分微弱，不能忽略試樣自身在環(huán)境中的熱電勢(shì)。本實(shí)驗(yàn)采用電流換向模塊，如圖2-6所示，用來消除熱電效應(yīng)對(duì)測(cè)量的影響，即通過對(duì)每個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)反轉(zhuǎn)以此電流并取信號(hào)平均值作為測(cè)量數(shù)據(jù)點(diǎn)。</p><p>　　

76、圖2-5 DCPD信號(hào)采集處理系統(tǒng)原理圖</p><p>　　圖2-6 電流換向模塊</p><p>　　2.3 實(shí)驗(yàn)材料和實(shí)驗(yàn)步驟</p><p>　　2.3.1 實(shí)驗(yàn)材料</p><p>　　實(shí)驗(yàn)所選材料為德國(guó)蒂森克虜伯（VDM）鋼鐵集團(tuán)公司生產(chǎn)的Inconel 625（型號(hào)NICROFER 6020 HMO）鎳基合金板狀材料。其化學(xué)成分

77、如表2-1所示。Inconel 625是一種低碳（0.03%）鎳-鉻-鉬-鈮合金，具有優(yōu)秀的抗氧化性能。</p><p>　　表2-1 Inconel 625化學(xué)成分表（wt%）</p><p>　　Inconel 625板狀材料經(jīng)過熱軋、固溶退火、除垢以及剪切處理。在室溫下力學(xué)性能為：屈服強(qiáng)度392MPa，抗拉強(qiáng)度791MPa，斷裂延伸率50%，截面收縮率為62%。在700℃、750℃下

78、高溫力學(xué)性能分別為：屈服強(qiáng)度240MPa、225MPa，抗拉強(qiáng)度610MPa、570MPa。Inconel 625的切割試樣按照ASTM E-399設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)，試樣的具體尺寸如圖2-7所示。為了保證裂紋盡量沿著試樣的中垂面擴(kuò)展，在試樣兩側(cè)加工側(cè)槽，加工深度為厚度的5%。因此按照設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，試樣的有效厚度應(yīng)定義為：</p><p>　　其中是側(cè)槽處厚度，是未加工側(cè)槽處厚度。</p><p&g

79、t;　　圖2-7 CT試樣的形狀和尺寸</p><p>　　2.3.2 實(shí)驗(yàn)步驟</p><p>　　本實(shí)驗(yàn)選用材料進(jìn)行兩組實(shí)驗(yàn)，利用Inconel 625研究溫度、介質(zhì)以及溶氧量對(duì)材料裂紋擴(kuò)展的影響規(guī)律。實(shí)驗(yàn)材料編號(hào)和目的見表2-2。</p><p>　　表2-2 實(shí)驗(yàn)材料編號(hào)及實(shí)驗(yàn)?zāi)康?lt;/p><p>　　高溫蒸汽環(huán)境應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)

80、流程如圖2-8所示。</p><p>　　應(yīng)力腐蝕裂紋萌生是個(gè)相對(duì)漫長(zhǎng)的過程，因此若要有效地研究裂紋擴(kuò)展行為，應(yīng)該跨過應(yīng)力腐蝕裂紋的萌生時(shí)間，并應(yīng)使裂紋盡可能平直擴(kuò)展為后續(xù)實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確測(cè)量提供保證。本實(shí)驗(yàn)為了有效研究裂紋擴(kuò)展，進(jìn)行了室溫空氣環(huán)境下預(yù)制疲勞裂紋試驗(yàn)。預(yù)制疲勞裂紋的主要目的一方面是借助于應(yīng)力腐蝕開裂界限應(yīng)力強(qiáng)度因子KISCC 和裂紋擴(kuò)展動(dòng)力學(xué)來定量地確定產(chǎn)生環(huán)境加速裂紋擴(kuò)展的條件。為了模擬使用情況。由于

81、在預(yù)裂紋處應(yīng)力腐蝕裂紋較易萌生，并可以預(yù)先決定裂紋位置，使得某些參數(shù)（如裂紋擴(kuò)展速率）變得容易測(cè)量。采用10Hz頻率，載荷比（R=Kmin/Kmax）為0.1，Kmax為38的交變載荷進(jìn)行疲勞裂紋的預(yù)制，疲勞裂紋長(zhǎng)度約為0.8~1.5mm。預(yù)制疲勞裂紋之后，在試樣兩側(cè)加工深度為1.27mm，半徑為3mm的側(cè)槽。加工側(cè)槽的目的是使裂紋更好地沿著試樣中垂面擴(kuò)展。</p><p>　　圖2-8 高溫蒸汽環(huán)境應(yīng)力腐蝕裂紋

82、擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)流程圖</p><p>　　將帶有預(yù)制裂紋的緊湊拉伸試樣（CT）安裝在高溫蒸汽環(huán)境應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)中，試樣孔與加力銷之間用ZrO2陶瓷絕緣管穿過，試樣兩側(cè)與夾具間裝套2個(gè)ZrO2陶瓷絕緣片，這是為了保證樣品與高溫釜內(nèi)夾具以及高溫釜釜體完全絕緣。而后將包覆特氟?。═eflon）套管的鉑絲導(dǎo)線穿過高溫釜底部，與CT試樣進(jìn)行點(diǎn)焊連接，這是用來更好地測(cè)量DCPD信號(hào)。</p><p&

83、gt;　　應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)。采用恒定應(yīng)力強(qiáng)度因子（K）加載方式。K值根據(jù)實(shí)驗(yàn)需求設(shè)定，本實(shí)驗(yàn)K值為30~38。對(duì)于CT試樣，裂紋不斷的發(fā)生擴(kuò)展，試樣截面尺寸也在不斷變化導(dǎo)致K值不斷變化，為了保證恒K加載，當(dāng)K的變化約為0.1%時(shí)開始進(jìn)行載荷調(diào)整。在這種情況下，就可以保證力學(xué)參量恒定，從而分離了力學(xué)因素對(duì)材料裂紋擴(kuò)展速率的影響作用。實(shí)驗(yàn)進(jìn)程中可在線改變系統(tǒng)的介質(zhì)環(huán)境、溫度以及溶氧量，以完成特定環(huán)境下裂紋擴(kuò)展速率的測(cè)量。</p&g

84、t;<p>　　實(shí)驗(yàn)結(jié)束之后進(jìn)行試樣的分析。首先取出試樣，垂直于厚度方向線切割出薄片，經(jīng)過打磨、拋光、清晰然后在型號(hào)JSM-6490 LV掃描電子顯微鏡(SEM)下觀察裂尖形貌。然后將剩余試樣在空氣中以疲勞的方式拉斷試樣，在高倍顯微鏡下觀測(cè)實(shí)際裂紋擴(kuò)展的長(zhǎng)度，并且和DCPD軟件系統(tǒng)測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比分析。使用高倍顯微鏡和掃描電子顯微鏡觀察拉斷表面并進(jìn)行分析。最后計(jì)算出材料在不同環(huán)境下的裂紋擴(kuò)展速率。</p>&l

85、t;p><b>　　2.4 本章小結(jié)</b></p><p>　　本章細(xì)地介紹了高溫蒸汽環(huán)境裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)的設(shè)計(jì)方案和實(shí)驗(yàn)步驟。實(shí)驗(yàn)過程中主要應(yīng)注意的問題，首先，測(cè)量時(shí)一定要保證試樣與夾具、釜體的良好絕緣，并且應(yīng)該避免高溫釜內(nèi)溫度的擾動(dòng)，營(yíng)造一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的環(huán)境。其次是裂紋擴(kuò)展測(cè)量采用了參比電勢(shì)，有效地減少了測(cè)量數(shù)據(jù)受溫度波動(dòng)的影響。最后，預(yù)制裂紋對(duì)應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展的研究起到相當(dāng)大的作用。

86、</p><p>　　第3章 高溫蒸汽環(huán)境SCC裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)結(jié)果討論</p><p>　　本章主要講述電站鍋爐管材料Inconel 625在高溫蒸汽環(huán)境中裂紋擴(kuò)展行為。利用兩組實(shí)驗(yàn)研究蒸汽溫度、介質(zhì)環(huán)境以及溶氧量對(duì)鎳基合金Inconel 625材料裂紋擴(kuò)展速率的影響規(guī)律。實(shí)驗(yàn)溫度為700℃、725℃、750℃，溶氧量為8000ppb、6000ppb、4000ppb、2000ppb、0pp

87、b，介質(zhì)環(huán)境為高溫蒸汽環(huán)境和高溫空氣環(huán)境，實(shí)驗(yàn)采用恒定應(yīng)力強(qiáng)度因子（K=38）加載。</p><p>　　3.1 Y1-Inconel 625應(yīng)力腐蝕開裂實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析</p><p>　　利用試樣Y1分析溫度變化對(duì)金屬材料裂紋擴(kuò)展速率的影響規(guī)律。為了更加清晰地展現(xiàn)實(shí)驗(yàn)過程，本次應(yīng)力腐蝕裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)具體步驟以及試驗(yàn)條件總結(jié)如表3-1所示。</p><p>　　表3-

88、1 Y1-Inconel 625的實(shí)驗(yàn)條件和實(shí)驗(yàn)步驟</p><p>　　實(shí)驗(yàn)完成之后局部斷裂面電鏡下的顯微圖片如圖3-1所示。通過SEM測(cè)量出的裂紋長(zhǎng)度略大于DCPD測(cè)量結(jié)果，DCPD測(cè)量的誤差可能來自于裂紋前端的不平整。因?yàn)镈CPD測(cè)量受到斷裂表面裂紋長(zhǎng)度最小值的嚴(yán)重影響，電位降往往低于不規(guī)則裂紋前端的平均裂紋長(zhǎng)度。總體上看，應(yīng)力腐蝕開裂區(qū)為明顯的沿晶開裂形貌，并局部伴有一些穿晶斷裂面。</p>

89、<p>　　圖3-1 Y1實(shí)驗(yàn)后試樣斷裂表面圖</p><p>　　實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)斷口形貌進(jìn)行掃描電鏡分析如圖3-2（a）~（d）。圖3-2（a）為明顯的由穿晶裂紋到沿晶裂紋的過渡區(qū)域，3-2（b）為典型的沿晶應(yīng)力腐蝕開裂斷口形貌，鎳基合金625的晶粒大小約為100μm，同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)很多二次裂紋。圖3-2（c）為高倍放大倍數(shù)下SCC沿晶開裂電鏡圖，可以看到明顯的沿晶微裂紋，并且晶界附近附著白色固體，有

90、待進(jìn)一步微觀分析。圖3-2（d）為沿晶開裂區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)局部穿晶斷口的掃描電鏡圖。可以發(fā)現(xiàn)晶粒內(nèi)布滿了如同蜂窩般細(xì)小的韌窩，推測(cè)該局部發(fā)生了空位聚集現(xiàn)象。一般來說，微孔洞一般形成于局部應(yīng)變處，比如雜質(zhì)、第二相粒子、晶界等，然后隨著應(yīng)變的擴(kuò)展聚合最終形成一個(gè)持續(xù)的斷裂表面。推測(cè)發(fā)生這種形狀的失效有可能由于該晶粒內(nèi)存在雜質(zhì)、或者熱處理過程中形成了第二相粒子，也有可能是單軸加載過載引起。圖3-3為裂尖前端未開裂部分高倍數(shù)掃描電鏡圖，發(fā)現(xiàn)裂尖前端沿

91、著晶界的微裂紋，同時(shí)，利用SEM-EDS對(duì)圖中白色固體區(qū)域內(nèi)進(jìn)行點(diǎn)掃描，發(fā)現(xiàn)該點(diǎn)位置，氧的原子百分比約為8.94%，鎳的原子百分比約為70.9%，初步推斷該白色固體很有可能是晶界氧化物，但由于微觀手段受限，有待進(jìn)一步考證。</p><p>　　a) 過渡區(qū) b) 典型沿晶開裂區(qū)</p><p>　　c) 沿晶斷口高倍電鏡圖

92、 d) 局部穿晶斷口</p><p>　　圖3-2 Y1-Inconel 625斷口掃描電鏡圖</p><p>　　圖3-3 裂尖前端晶界高倍電鏡圖</p><p>　　3.1.1 裂紋擴(kuò)展速率結(jié)果分析</p><p>　　Y1-Inconel 625在空氣環(huán)境和8000ppb溶氧量蒸汽環(huán)境中不同溫度下裂紋長(zhǎng)度隨

93、著時(shí)間的變化總體曲線如圖3-4所示。步驟S1、S3、S5是不同溫度下空氣環(huán)境的實(shí)驗(yàn)，步驟S2、S4、S6是不同溫度下含氧量為8000ppb蒸汽環(huán)境的實(shí)驗(yàn)。如圖5-4中顯示S1-S2階段裂紋長(zhǎng)度有一個(gè)階躍，分析原因可能是SCC沿晶型開裂方式，在裂紋張開的過程中由于晶粒之間相互發(fā)生旋轉(zhuǎn)而導(dǎo)致接觸形成短路電流，測(cè)量到的裂紋擴(kuò)展速率比實(shí)際稍小。當(dāng)通入蒸汽環(huán)境后，由于材料本身性質(zhì)發(fā)生變化使得原來相互接觸的晶粒分開，表現(xiàn)在裂紋擴(kuò)展曲線上就是裂紋突然

94、增長(zhǎng)。S3階段實(shí)驗(yàn)初始發(fā)現(xiàn)裂紋擴(kuò)展速率為負(fù)值，因此判斷該過程中裂紋兩側(cè)的晶粒發(fā)生了接觸。為了保證裂紋正常往前擴(kuò)展，在312-318h使用梯形波加載方式激活擴(kuò)展，當(dāng)裂紋擴(kuò)展正常后變?yōu)楹鉑加載。</p><p>　　圖3-4 Y1-Inconel 625在不同溫度下的裂紋擴(kuò)展隨時(shí)間的變化曲線</p><p>　　3.1.2 溫度對(duì)裂紋擴(kuò)展行為的影響</p><p>　　

95、溫度對(duì)材料應(yīng)力腐蝕開裂的影響作用，尤其對(duì)奧氏體不銹鋼和鎳基合金的研究已經(jīng)超過4年。然而，由于復(fù)雜的應(yīng)力腐蝕開裂機(jī)制，影響作用仍然模棱兩可。裂紋擴(kuò)展動(dòng)力學(xué)可分成三個(gè)類型：T-I 恒CGR擴(kuò)展型、T-II CGR先隨時(shí)間降低再保持恒定型、T-III CGR先隨時(shí)間增大再保持恒定型[12]。</p><p>　　在本實(shí)驗(yàn)中觀察到了前兩種類型，S1、S4、S6屬于T-I型，S2、S3、S5屬于T-II型。裂紋擴(kuò)展速率最終

96、都達(dá)到了穩(wěn)定狀態(tài)，而穩(wěn)定狀態(tài)才是材料穩(wěn)定環(huán)境條件下發(fā)生SCC的一個(gè)本身屬性。分析得到，出現(xiàn)第二類裂紋擴(kuò)展類型的原因可能是因?yàn)椴煌h(huán)境條件下材料的裂紋尖端需要通過各種物理和化學(xué)過程建立各自對(duì)應(yīng)的穩(wěn)定的水化學(xué)環(huán)境。溫度影響物質(zhì)分子的活性從而影響傳質(zhì)速率。實(shí)驗(yàn)中，由空氣到蒸汽的轉(zhuǎn)變階段S1-S2、S3-S4，可以發(fā)現(xiàn)溫度越高CGR達(dá)到穩(wěn)定用時(shí)越短，進(jìn)一步說明了傳質(zhì)速率確實(shí)影響裂紋尖端水環(huán)境平衡的建立。</p><p>

97、　　圖3-5總結(jié)了Y1-Inconel 625在各個(gè)階段達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)測(cè)出的裂紋擴(kuò)展速率與溫度的阿倫烏尼斯圖。由圖3-5可知，無論是空氣環(huán)境還是蒸汽環(huán)境，裂紋擴(kuò)展速率均隨著溫度的升高單調(diào)增大。不同試驗(yàn)條件下，更高的溫度范圍下激活能就更高。因此認(rèn)為熱活化過程中加速了SCC過程中的某一個(gè)主導(dǎo)因素，從而使試樣表現(xiàn)出裂紋擴(kuò)展速率隨溫度升高而升高的現(xiàn)象。熱活化過程加速了高溫環(huán)境金屬或非金屬的擴(kuò)散系數(shù)，進(jìn)而影響了裂尖處氧化動(dòng)力學(xué)，加快裂尖氧化物生成，

98、加速了裂紋擴(kuò)展。 </p><p>　　圖3-5 裂紋擴(kuò)展速率與溫度的Arrhenius圖</p><p>　　許多文獻(xiàn)提到鎳基合金的高溫氧化產(chǎn)物主要是氧化鎳，氧化鎳是一種陽離子不足p型半導(dǎo)體，氧化過程中陽離子和電子從氧化膜-金屬界面遷移到氧化膜-環(huán)境界面。相應(yīng)地，存在向相反方向移動(dòng)的陽離子空位和電子空穴構(gòu)成的缺陷流。反應(yīng)發(fā)生的驅(qū)動(dòng)力是氧化膜中陽離子空位濃度梯度。那么可知，在氧化過程中

99、鎳離子的擴(kuò)散主要依賴于陽離子空位以及電子運(yùn)動(dòng)。已有很多研究者對(duì)于NiO中Ni示蹤自擴(kuò)散系數(shù)與溫度的變化關(guān)系進(jìn)行了測(cè)量，結(jié)果具有良好的一致性，可表達(dá)為[52]：</p><p>　　由公式（3-1）可知，溫度對(duì)擴(kuò)散系數(shù)具有一定影響，并且隨著溫度的升高，Ni在NiO中的示蹤自擴(kuò)散系數(shù)逐漸升高。溫度也影響著擴(kuò)散系數(shù)和氧分壓之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。在材料/環(huán)境分界處的應(yīng)力腐蝕開裂是一種包含了復(fù)雜的機(jī)械/化學(xué)的相互作用或者多重物理

100、/化學(xué)過程的現(xiàn)象。因此，溫度并不是一個(gè)獨(dú)立的因素來影響裂紋擴(kuò)展，它會(huì)從影響其他環(huán)境參數(shù)方面表現(xiàn)出來，比如通過介質(zhì)環(huán)境中水分子的傳質(zhì)速率，氧化物的穩(wěn)定性及金屬或非金屬的擴(kuò)散性能等間接地影響裂紋擴(kuò)展速率，這些過程包含熱力學(xué)方面和動(dòng)力學(xué)方面。相關(guān)研究表明，溫度與環(huán)境和合金內(nèi)微觀粒子的擴(kuò)散速率有關(guān)，溫度越高，擴(kuò)散速率越快，裂紋擴(kuò)展速率也越快。</p><p>　　對(duì)于溫度對(duì)裂紋擴(kuò)展速率的影響，已經(jīng)有很多學(xué)者進(jìn)行研究，但是

101、對(duì)于鎳基合金材料在700℃左右范圍的相關(guān)數(shù)據(jù)幾乎不存在。Andresen[53]認(rèn)為200℃左右的裂紋擴(kuò)展速度最快，他利用標(biāo)準(zhǔn)CT試樣，對(duì)敏化304不銹鋼以及合金600進(jìn)行了不同溫度下SCC裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，其中實(shí)驗(yàn)環(huán)境25-288℃含200ppb溶氧量的水中，得到裂紋擴(kuò)展速率與溫度關(guān)系：200℃左右的CGR約為25℃或288℃時(shí)的30-100倍。張樂福[54]等人的研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在2000ppb純水環(huán)境中，裂紋擴(kuò)展速率隨著溫度單調(diào)遞增。但

102、是在脫氧水環(huán)境中，裂紋擴(kuò)展速率在250℃時(shí)出現(xiàn)了最大值。這個(gè)結(jié)論與Jones[55]等人對(duì)敏化304不銹鋼進(jìn)行慢應(yīng)變速率實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，結(jié)果表明在氧含量較高環(huán)境下，CGR隨著溫度的升高而增加，而在氧含量較低環(huán)境下，溫度對(duì)CGR的影響則出現(xiàn)一個(gè)峰值溫度，低于此溫度時(shí)CGR隨溫度的變化與高氧含量相似，但當(dāng)高于這一溫度時(shí)CGR隨溫度的增加明顯降低。但是也有研究者指出裂紋擴(kuò)展速率隨著溫度是單調(diào)增長(zhǎng)的[56]。Terachi[57]等人利用CT試樣