具有奧氏體和鐵素體雙相組織的不銹鋼，如鑄造或焊接奧氏體不銹鋼、雙相不銹鋼等，具有良好的加工性能和較高的強(qiáng)度、塑性和韌性以及耐應(yīng)力腐蝕開裂與晶間腐蝕能力，因此被廣泛用作核電裝備結(jié)構(gòu)材料。在壓水堆核電站中，主回路壓力邊界的重要不銹鋼構(gòu)件，如鑄造主回路管道、壓力容器接管安全端焊縫、主泵殼等使用的不銹鋼均具有雙相結(jié)構(gòu)。另一方面，不銹鋼中的鐵素體是一種非穩(wěn)定相，長期處于280~500 ℃范圍內(nèi)時(shí)易發(fā)生相轉(zhuǎn)變導(dǎo)致熱老化脆性，使得材料的塑性、韌性降低而硬度、脆性增加，從而增加了構(gòu)件突發(fā)失效的可能性，影響核電站的安全運(yùn)行。

為揭示鑄造和焊接不銹鋼的熱老化行為和機(jī)制，國內(nèi)外已開展了大量研究。在上世紀(jì)八九十年代，美國的阿貢國家實(shí)驗(yàn)室、橡樹嶺國家實(shí)驗(yàn)室和核管會(huì)等機(jī)構(gòu)對(duì)CF3，CF8 和CF8M等鑄造不銹鋼的熱老化行為進(jìn)行了系統(tǒng)研究，提出了預(yù)測(cè)熱老化后材料性能的模型。法國、日本、韓國等也相繼開展了熱老化研究。我國的相關(guān)研究雖然起步相對(duì)較晚，但針對(duì)鑄造奧氏體不銹鋼Z3CN20-09M的熱老化已開展了較系統(tǒng)研究。

熱老化過程受材料成分、組織、結(jié)構(gòu)與制造工藝、服役條件等因素影響，其致脆機(jī)制較為復(fù)雜。

近年來研究者通過對(duì)實(shí)際服役條件下及實(shí)驗(yàn)室加速熱老化條件下鑄造和焊接不銹鋼熱老化的研究，對(duì)熱老化的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)機(jī)制有了深入了解，并為相關(guān)構(gòu)件的壽命預(yù)測(cè)和延壽提供了依據(jù)。

1 熱老化對(duì)鑄造和焊接不銹鋼顯微組織和結(jié)構(gòu)的影響

1.1 鑄造和焊接不銹鋼的原始態(tài)組織

典型的鑄造或焊接奧氏體不銹鋼具有雙相結(jié)構(gòu)，且鐵素體含量明顯少于奧氏體，因化學(xué)成分和凝固模式不同，鐵素體以蠕蟲狀、板條狀、脈絡(luò)狀或島狀等形貌嵌入在奧氏體基體中，見圖1a 和b。

對(duì)鑄造雙相不銹鋼，其鐵素體和奧氏體含量相近，當(dāng)鐵素體相對(duì)較多時(shí)，表現(xiàn)為奧氏體嵌入在鐵素體基體中，見圖1c。

1.2 熱老化過程中鑄造和焊接不銹鋼的顯微組織與結(jié)構(gòu)變化

研究表明，熱老化主要由不銹鋼中鐵素體相的不穩(wěn)定性造成，包括鐵素體的調(diào)幅分解及在鐵素體與奧氏體相界處發(fā)生的析出反應(yīng)等。

1.2.1 鐵素體的調(diào)幅分解

Williams 等最早發(fā)現(xiàn)，在Fe-Cr 二元相圖上存在一對(duì)稱的混溶隙，并由Spinodal 線劃分為α ‘相形核區(qū)和調(diào)幅分解區(qū)，見圖2a。Miller 等在Fe-Cr-Ni 系合金中也發(fā)現(xiàn)并確定了混溶隙在相圖中的位置，見圖2b。由于混溶隙的存在，當(dāng)不銹鋼化學(xué)成分和熱老化溫度處于調(diào)幅分解區(qū)時(shí)，鐵素體便會(huì)調(diào)幅分解為納米尺度的富Fe 區(qū)域（α相） 和富Cr 區(qū)域（α ’相），而奧氏體基本保持不變。α與α ‘兩相均為bcc 結(jié)構(gòu)，盡管成分差別較大，但兩相點(diǎn)陣常數(shù)接近且互相完全共格。在透射電子顯微鏡（TEM） 下調(diào)幅分解結(jié)構(gòu)呈斑點(diǎn)狀（圖3），而利用原子探針場離子顯微鏡（APFIM） 分析得出其三維形貌為復(fù)雜交錯(cuò)的網(wǎng)狀或海綿狀。

Danoix 等利用原子探針（APT） 測(cè)試了鐵素體內(nèi)的Cr 含量，發(fā)現(xiàn)Cr 含量呈周期性波動(dòng)，其濃度頻率分布逐漸偏離原始態(tài)的二項(xiàng)分布，從而揭示了富Cr 區(qū)域的產(chǎn)生（圖4）。Auger 等[30]利用APFIM 也對(duì)鐵素體內(nèi)元素分布進(jìn)行了分析，并得到一致結(jié)論。

Tucker等在研究427 ℃下熱老化的2003和2205雙相不銹鋼調(diào)幅分解組織時(shí)，利用APT技術(shù)在二維尺度上更加直觀地表現(xiàn)出Cr 的分布情況，結(jié)果表明隨熱老化時(shí)間延長，均勻分布的Cr 逐漸分化為富Cr 區(qū)（α ’相） 和貧Cr 區(qū)（α相），且α ‘與α相Cr 含量差值△Cr逐漸增加，如圖5a和b所示。

熱老化過程中鐵素體調(diào)幅分解動(dòng)力學(xué)的研究主要依靠原子探針技術(shù)，基于Cahn-Hilliard 線性化理論和LBM 非線性理論進(jìn)行。Cahn-Hilliard 線性化理論方程式為：

由于式（1） 做了線性化處理，故僅適用于調(diào)幅分解初期階段，而式（3） 既適用于調(diào)幅分解初期，又可用于中后期階段，但對(duì)末期階段仍不適用。Auger等對(duì)雙相不銹鋼進(jìn)行350 ℃、10000 h 熱老化處理后，利用AP技術(shù)對(duì)鐵素體成分進(jìn)行了檢測(cè)和分析，繪制了頻率分布及其微分直方圖，并與Cahn-Hilliard線性化理論導(dǎo)出的統(tǒng)計(jì)模型進(jìn)行χ2檢驗(yàn)，顯示實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算相吻合。

研究表明，常見的鑄造和焊接不銹鋼在300~400 ℃時(shí)效過程中即使某些條件下并無G相和M23C6的析出，也均會(huì)發(fā)生調(diào)幅分解導(dǎo)致脆化。因此認(rèn)為鐵素體的調(diào)幅分解是產(chǎn)生熱老化脆性的主要機(jī)制。

1.2.2 鐵素體內(nèi)G相的析出

對(duì)含Mo的鑄造或焊接不銹鋼進(jìn)行較高溫度（＞350 ℃） 下長期時(shí)效處理時(shí)，鐵素體內(nèi)部α/α ‘界面或位錯(cuò)處容易析出細(xì)小分散的G 相顆粒（圖6）。G 相是一種富含Ni，Si，Mn 或Mo （當(dāng)不銹鋼含Mo 時(shí)） 的復(fù)雜金屬間化合物，具有fcc 結(jié)構(gòu)，點(diǎn)陣常數(shù)約為1.1 nm，與鐵素體基體保持cube-on-cube 取向關(guān)系，二者在界面處具有半共格關(guān)系，其化學(xué)計(jì)量式為Ni16Si7Ti6，其中Fe和Mo可代替Ni，Cr 和Mn可代替Ti[10,30,33,55]。G相的析出量取決于鐵素體的化學(xué)成分、時(shí)效溫度和時(shí)間等。

對(duì)于G相在α/α ’界面處的形成過程，Mateo 等將其劃分為兩步：（1） 調(diào)幅分解形成α相和α ‘相時(shí)，G相形成元素（Si，Ni，Mn和Mo等） 被排斥到界面處；（2） 當(dāng)界面處化學(xué)成分達(dá)到某一臨界值時(shí)，G相開始形核長大。Pareige 等運(yùn)用APT 技術(shù)研究了雙相不銹鋼在熱老化處理后鐵素體內(nèi)部調(diào)幅分解和G相析出動(dòng)力學(xué)，證明了上述G相形成機(jī)制。

G相析出與調(diào)幅分解均發(fā)生在鐵素體內(nèi)部，二者密切相關(guān)。調(diào)幅分解作為熱老化脆性主導(dǎo)機(jī)制已被證實(shí)，而G相對(duì)熱老化脆性的作用仍存在爭議。Chandra 等發(fā)現(xiàn)，308L 和316L 不銹鋼焊材在335 和365 ℃下熱老化20000 h 后，δ鐵素體內(nèi)均未析出G相，而在400 ℃下熱老化相同時(shí)間后卻發(fā)生了G相的析出，并且導(dǎo)致δ鐵素體顯微硬度的進(jìn)一步提高，因此認(rèn)為G相的析出促進(jìn)了熱老化脆性。

Yamada 等通過比較350 和400 ℃下熱老化行為的差異，將整個(gè)熱老化過程分為快速熱老化階段和緩慢熱老化階段，并認(rèn)為400 ℃下緩慢熱老化階段由G 相析出主導(dǎo)，這也說明G 相析出促進(jìn)熱老化脆性。另一方面，Chung等將已熱老化試樣在550 ℃下退火1 h 后，發(fā)現(xiàn)試樣硬度基本恢復(fù)且調(diào)幅分解結(jié)構(gòu)消失，而G相依然存在，因此認(rèn)為熱老化脆性主要由調(diào)幅分解造成。Li 等對(duì)已熱老化的Z3CN20-09M鑄造奧氏體不銹鋼進(jìn)行了相同的退火處理，發(fā)現(xiàn)除鐵素體硬度外，材料沖擊吸收功也基本恢復(fù)，斷口形貌重新轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性斷裂，表明G相對(duì)熱老化脆性的作用可以忽略。Danoix 等和Takeuchi 等測(cè)定了熱老化后鐵素體內(nèi)Cr 濃度波動(dòng)情況，發(fā)現(xiàn)鐵素體顯微硬度與調(diào)幅分解導(dǎo)致的Cr 濃度振幅總變化量成線性關(guān)系，也證明G相作用不明顯。

1.2.3 其他析出反應(yīng)對(duì)于含碳量較高（一般≥0.05%，質(zhì)量分?jǐn)?shù)） 且不含Mo的鑄造或焊接不銹鋼（如CF8），在熱老化過程中還會(huì)發(fā)生M23C6在鐵素體內(nèi)或鐵素體-奧氏體相界上的析出。M23C6為fcc結(jié)構(gòu)，點(diǎn)陣常數(shù)約為1.06 nm，其析出會(huì)降低相界結(jié)合力和材料韌性，促進(jìn)裂紋的萌生和擴(kuò)展，是熱老化脆性的次要機(jī)制[13]。

由于化學(xué)成分、熱老化溫度和時(shí)間不同，在熱老化過程中還會(huì)發(fā)生Cr2N在鐵素體-奧氏體相界上的析出、γ2相在鐵素體內(nèi)的析出以及NbC 在鐵素體內(nèi)或鐵素體-奧氏體相界上的析出等，也對(duì)熱老化脆性具有促進(jìn)作用。

2 熱老化對(duì)鑄造和焊接不銹鋼性能的影響

2.1 熱老化對(duì)力學(xué)性能的影響

2.1.1 硬度

熱老化過程中鐵素體內(nèi)部組織轉(zhuǎn)變直接導(dǎo)致了鐵素體的硬化。調(diào)幅分解生成的α和α ’相之間由于點(diǎn)陣失配導(dǎo)致的彈性應(yīng)力、應(yīng)變場，阻礙了位錯(cuò)移動(dòng)和塑性變形，從而使鐵素體硬度增加。Weng 等利用顯微硬度計(jì)分別測(cè)量了2205雙相不銹鋼在熱老化前后鐵素體和奧氏體的硬度，發(fā)現(xiàn)鐵素體硬度隨熱老化時(shí)間的延長而顯著增加，而奧氏體硬度基本不變，這表明熱老化脆性主要由鐵素體的組織轉(zhuǎn)變導(dǎo)致。

在對(duì)400 ℃下熱老化的Z3CN20-09M鑄造奧氏體不銹鋼進(jìn)行硬度測(cè)量時(shí)，薛飛等使用納米壓痕儀分別測(cè)量了鐵素體和奧氏體的硬度，發(fā)現(xiàn)隨熱老化時(shí)間的延長，鐵素體和奧氏體的納米壓入硬度增加而塑性變形能降低，但鐵素體變化比較明顯，并結(jié)合微觀結(jié)構(gòu)分析，認(rèn)為鐵素體調(diào)幅分解產(chǎn)生的α ‘相對(duì)位錯(cuò)的釘扎是材料硬度增加的原因。

2.1.2 韌性

熱老化對(duì)不銹鋼的沖擊韌性和韌脆轉(zhuǎn)變溫度均產(chǎn)生顯著影響。薛飛等對(duì)400 ℃下熱老化的Z3CN20-09M鑄造奧氏體不銹鋼進(jìn)行了室溫Charpy-V沖擊實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨熱老化時(shí)間增加沖擊位移和裂紋擴(kuò)展能量總體減小而沖擊曲線卸載角度增加，表現(xiàn)出顯著的脆化現(xiàn)象。Chandra 等在335，365 和400 ℃下對(duì)308L不銹鋼焊材進(jìn)行熱老化處理后，通過不同溫度下的Charpy-V沖擊測(cè)試發(fā)現(xiàn)，隨著熱老化時(shí)間和溫度的增加，上平臺(tái)能量（USE） 減少，韌脆轉(zhuǎn)變溫度（DBTT） 增加（圖7）。同時(shí)，發(fā)現(xiàn)斷裂機(jī)制由韌窩型韌性斷裂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)轫g窩型韌性斷裂和解理型脆性斷裂的混合型斷裂，其中奧氏體主要為韌性斷裂，而鐵素體為脆性斷裂（圖8）。

熱老化也導(dǎo)致斷裂韌性發(fā)生變化。Kwon 等將CF8M不銹鋼試樣在430 ℃下分別熱老化300，1800 和3600 h 后，運(yùn)用卸載柔度法和伸張區(qū)寬度法對(duì)原始態(tài)和熱老化試樣進(jìn)行了常溫?cái)嗔秧g性測(cè)試，發(fā)現(xiàn)兩種方法所測(cè)結(jié)果相似，斷裂韌性JIC均隨熱老化時(shí)間增加而降低。Lucas等對(duì)400 ℃熱老化處理的316L不銹鋼焊材分別在25 和288 ℃ （空氣中） 及模擬沸水堆運(yùn)行條件（288 ℃，溶解氧DO=0.3 mg/L的高純水環(huán)境） 下進(jìn)行了斷裂韌性測(cè)試，發(fā)現(xiàn)JIC總體上隨熱老化時(shí)間變化不明顯，僅在熱老化1000 h后稍有增加，但測(cè)試環(huán)境的影響卻較為顯著。

2.1.3 疲勞和拉伸性能熱老化對(duì)鑄造和焊接不銹鋼疲勞性能影響的研究較少，且已有研究尚未得出一致結(jié)論。Kwon 等對(duì)430 ℃下熱老化的CF8M鑄造奧氏體不銹鋼試樣進(jìn)行了低周疲勞實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低周疲勞壽命隨熱老化時(shí)間的延長而顯著降低。而Chen 等[63] 對(duì)400 ℃ 下熱老化處理的Z3CN20-09M鑄造奧氏體不銹鋼試樣的低周疲勞行為研究發(fā)現(xiàn)，在不同應(yīng)變幅下試樣疲勞壽命均隨熱老化時(shí)間延長而增加。Calonne 等對(duì)鐵素體含量為30%的鑄造不銹鋼彎管進(jìn)行400 ℃熱老化處理后，研究了其低周疲勞裂紋擴(kuò)展行為，發(fā)現(xiàn)熱老化使裂紋擴(kuò)展速率增加。

熱老化對(duì)鑄造或焊接不銹鋼的拉伸性能無明顯影響。Yao 等對(duì)400 ℃ 下熱老化15000 h 的Z3CN20-09M鑄造不銹鋼的拉伸性能測(cè)試發(fā)現(xiàn)，材料屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均隨熱老化時(shí)間略微增加，但延伸率在熱老化約100 h 達(dá)到峰值后開始減小。

Alexander 等對(duì)具有不同鐵素體含量的308 不銹鋼焊材的熱老化研究得到了相似的結(jié)果。

2.2 熱老化對(duì)耐腐蝕性能的影響

熱老化過程中鐵素體內(nèi)部的相轉(zhuǎn)變引起Cr 的重新分布，會(huì)造成晶間腐蝕、點(diǎn)蝕等局部腐蝕行為的改變，進(jìn)而影響材料的耐應(yīng)力腐蝕開裂（SCC） 性能。Wang 等利用雙環(huán)動(dòng)電位再活化法（DLEPR）對(duì)經(jīng)400 ℃熱老化的Z3CN20-09M奧氏體不銹鋼耐晶間腐蝕性能進(jìn)行了測(cè)試，發(fā)現(xiàn)隨熱老化時(shí)間延長，材料的耐晶間腐蝕性能降低。Kuri 等通過控制電位法陽極極化和失重測(cè)量實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)熱老化后的雙相不銹鋼試樣點(diǎn)蝕速率增加，原因是在熱老化過程中，靠近金屬表面的鐵素體內(nèi)析出的α ’相會(huì)在其周圍產(chǎn)生薄的貧Cr 區(qū)，使得鈍化膜的生長不均勻，產(chǎn)生結(jié)構(gòu)缺陷，進(jìn)而促進(jìn)點(diǎn)蝕的發(fā)生。

目前熱老化對(duì)SCC影響的研究報(bào)道不多。Kim等研究了經(jīng)400 ℃/5000 h 熱老化處理的316L 不銹鋼焊材試樣在模擬沸水堆運(yùn)行環(huán)境（288 ℃，溶解氧DO=0.3 mg/L 的高純水環(huán)境） 的應(yīng)力腐蝕開裂行為，發(fā)現(xiàn)熱老化明顯促進(jìn)SCC裂紋擴(kuò)展。Li 等對(duì)離心鑄造奧氏體不銹鋼進(jìn)行400 ℃/20000 h 熱老化處理后，在模擬壓水堆主回路水環(huán)境下進(jìn)行了慢應(yīng)變速率測(cè)試（SSRT），發(fā)現(xiàn)熱老化降低了鐵素體的塑性變形能力，使SCC區(qū)域的鐵素體呈解理斷裂且表面附有較大的氧化物顆粒，表明SCC裂紋優(yōu)先從鐵素體處萌生和擴(kuò)展。Lai 等對(duì)熱老化的鑄造奧氏體不銹鋼試樣進(jìn)行的SSRT 實(shí)驗(yàn)也表明，SCC 裂紋主要沿貧Cr的δ鐵素體內(nèi)部或δ/γ邊界擴(kuò)展。

3 熱老化動(dòng)力學(xué)研究

由于服役溫度下鑄造和焊接不銹鋼構(gòu)件的熱老化速率非常緩慢，設(shè)計(jì)壽命末期或壽命延長期的熱老化脆性狀況難以直接獲取，因此常通過加速方法研究服役條件下的熱老化行為，但前提是在服役溫度和加速熱老化溫度下材料發(fā)生的組織結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變（熱老化機(jī)制） 必須一致。Chung 等比較了在實(shí)驗(yàn)室400 ℃下熱老化8 a 的CF8 奧氏體不銹鋼和在沸水堆核電站服役12 a 相似材料的顯微組織與結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)兩種條件下的組織與結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變一致，從而驗(yàn)證了CF8 材料加速熱老化的有效性。Pareige等 在350 ℃ 下對(duì)CF3M 不銹鋼進(jìn)行了長達(dá)200000 h （＞20 a） 的熱老化處理，也驗(yàn)證了加速熱老化的有效性。

在滿足加速熱老化方法的有效性前提下，開展動(dòng)力學(xué)研究，能夠定量描述熱老化過程，實(shí)現(xiàn)不同溫度之間熱老化行為的互推，為熱老化脆性評(píng)估提供理論基礎(chǔ)。通常認(rèn)為核級(jí)不銹鋼材料的熱老化為熱激活過程，并且服從Arrhenius關(guān)系式：

式中，t 為達(dá)到特定熱老化脆性程度所需時(shí)間，t0為系數(shù)，Q 為熱老化激活能，R 為氣體常數(shù)，T 為熱力學(xué)溫度。對(duì)兩個(gè)不同溫度下的熱老化過程，可以推出：

式中，t1和t2分別為T1和T2溫度下達(dá)到相同熱老化脆性程度所用時(shí)間。在已知表觀激活能Q 時(shí)，利用式（6） 可確定實(shí)驗(yàn)室加速熱老化的溫度和時(shí)間等參數(shù)，從而對(duì)構(gòu)件服役溫度下熱老化行為進(jìn)行模擬和研究。雖然激活能是溫度的函數(shù)，但研究表明，在300~400 ℃溫度范圍內(nèi)，熱老化激活能可近似為常數(shù)。但也有研究者認(rèn)為在此溫度范圍內(nèi)熱老化脆性機(jī)制會(huì)發(fā)生變化，而將所研究溫度范圍分為兩段或多段，分別對(duì)應(yīng)不同的激活能值。

作為熱老化動(dòng)力學(xué)的關(guān)鍵參數(shù)，激活能的準(zhǔn)確獲取至關(guān)重要。但熱老化過程復(fù)雜，涉及多種相變反應(yīng)，使激活能難以通過理論計(jì)算直接得出，因此一般利用表觀激活能來近似代替。表觀激活能可通過鐵素體硬度和室溫沖擊韌性等實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出，根據(jù)Arrhenius關(guān)系式可以得到lg（t ） 與1/T 的線性關(guān)系：

因此由線性關(guān)系的斜率即可求得Q。

另一方面，Q 也可以通過材料的化學(xué)成分進(jìn)行估算。Slama 等依據(jù)相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了Q 與鑄造不銹鋼化學(xué)成分之間的經(jīng)驗(yàn)公式：

其中成分含量為質(zhì)量分?jǐn)?shù)（下同）。而Chopra 等依據(jù)其他實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了另一經(jīng)驗(yàn)公式：

盡管利用式（8） 和（9） 可方便獲取Q，但Chopra等對(duì)核電站退役的某些CF8 構(gòu)件的熱老化研究發(fā)現(xiàn)，利用此二式所得Q 值與力學(xué)性能測(cè)試所得值仍有較大偏差。

目前得到的表觀熱老化激活能有高低兩種取值。由于高激活能值（210~260 kJ/mol）與Cr 原子在Fe-Cr 二元合金中的擴(kuò)散激活能（230 kJ/mol）相近，而且調(diào)幅分解是通過Cr 原子的上坡擴(kuò)散進(jìn)行，因此認(rèn)為高激活能時(shí)熱老化脆性機(jī)制為鐵素體的調(diào)幅分解。對(duì)于低激活能值（75~100 kJ/mol），目前存在多種解釋模型[46]，其中最為重要的是G相析出對(duì)調(diào)幅分解的協(xié)同作用模型，即低激活能情況下，調(diào)幅分解的發(fā)生往往伴隨G相的析出（或前期Ni-Si，Mo-Si 或Ni-Mo-Si 的偏聚反應(yīng)），由于Ni 原子促進(jìn)調(diào)幅分解的發(fā)生，因此含Ni 的G相析出造成鐵素體基體貧Ni，進(jìn)而減緩調(diào)幅分解的進(jìn)行。

此減緩作用在較高溫度（如400 ℃） 下比在低溫（如300 ℃） 下更為顯著，所以利用沖擊功得到的表觀激活能表征高低溫下熱老化的相對(duì)動(dòng)力學(xué)（圖9），當(dāng)有G相析出時(shí)，表觀激活能顯著降低。Chung等研究了經(jīng)400 ℃熱老化的CF3，CF8 和CF8M鑄造不銹鋼試樣的熱老化動(dòng)力學(xué)行為，表明表觀激活能隨G相體積分?jǐn)?shù)的增加而減小，從而證實(shí)了這一模型的合理性。

4 熱老化脆性評(píng)估與壽命預(yù)測(cè)

4.1 熱老化脆性評(píng)估

實(shí)現(xiàn)在役鑄造或焊接不銹鋼構(gòu)件熱老化脆性的定量評(píng)估是熱老化研究的主要目標(biāo)。目前主要通過實(shí)驗(yàn)室加速熱老化研究獲得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用兩種方法對(duì)材料的脆性程度進(jìn)行間接評(píng)估。第一種方法是以室溫沖擊韌性和鐵素體顯微硬度作為衡量指標(biāo)進(jìn)行評(píng)估。首先根據(jù)多個(gè)溫度下熱老化試樣的室溫沖擊韌性或鐵素體顯微硬度等測(cè)試結(jié)果，或者直接利用經(jīng)驗(yàn)公式（8） 和（9） 確定Q 值，并根據(jù)式（6） 進(jìn)一步得到熱老化參數(shù)P：

式中，P 定義為在實(shí)驗(yàn)室加速熱老化溫度400 ℃下達(dá)到與溫度T 下相同熱老化脆性程度時(shí)所需熱老化時(shí)間的常用對(duì)數(shù)值。然后分析力學(xué)性能指標(biāo)隨P 的變化情況，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)服役溫度下任意時(shí)刻熱老化脆性程度的評(píng)估。圖10 所示為CF8 鑄造奧氏體不銹鋼熱老化后的室溫Charpy-V沖擊韌性隨P 的變化曲線。

第二種熱老化脆性的評(píng)估方法是以相關(guān)電化學(xué)參數(shù)為衡量指標(biāo)。由于電化學(xué)參數(shù)和力學(xué)性能的改變均由熱老化過程中顯微組織與結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)變導(dǎo)致，因而電化學(xué)測(cè)量參數(shù)與已有力學(xué)性能（如鐵素體硬度等） 存在特定關(guān)系。電化學(xué)相關(guān)參數(shù)可以通過陽極極化法、單環(huán)電化學(xué)動(dòng)電位再活化法（SLEPR）和DLEPR 法等獲得，其中SLEPR 和DLEPR 為測(cè)量不銹鋼材料貧Cr 或敏化程度的常用方法，因而也可用于測(cè)量調(diào)幅分解、G相及M23C6析出等導(dǎo)致的貧Cr 程度。電化學(xué)方法尤其是EPR 法，測(cè)量快速、簡便，可進(jìn)一步發(fā)展為在役構(gòu)件熱老化脆性評(píng)估的非破壞性方法。

Chandra 等運(yùn)用電化學(xué)方法對(duì)熱老化的奧氏體不銹鋼焊材和雙相不銹鋼進(jìn)行了測(cè)試，分別得到了SLEPR曲線的峰值電流密度、陽極極化曲線中的二次鈍化峰值電流密度與鐵素體硬度的關(guān)系，如圖11 所示。由于電化學(xué)參數(shù)值均與鐵素體硬度（熱老化脆性指標(biāo)） 存在確定對(duì)應(yīng)關(guān)系，因此實(shí)現(xiàn)了電化學(xué)方法對(duì)脆化程度的評(píng)估。此外，Yi 等還利用電化學(xué)極化和化學(xué)浸泡法建立了CF8M不銹鋼中鐵素體與奧氏體的相對(duì)腐蝕深度與韌脆轉(zhuǎn)變溫度（DBTT）、上平臺(tái)吸收功（USE）、鐵素體顯微硬度等力學(xué)性能指標(biāo)之間的聯(lián)系，提出了CF8M不銹鋼熱老化的非破壞性評(píng)估方法。

4.2 壽命預(yù)測(cè)

核電站服役構(gòu)件的實(shí)際剩余壽命預(yù)測(cè)或延壽對(duì)核電站安全高效運(yùn)行至關(guān)重要。概率斷裂力學(xué)（PFM） 是核電構(gòu)件可靠性分析和壽命預(yù)測(cè)的重要方法，Li 等基于斷裂韌性、拉伸強(qiáng)度和疲勞裂紋擴(kuò)展速率等實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)熱老化后的主管道材料Z3CN20-09M進(jìn)行了PFM分析并計(jì)算出失效概率，得出主管道服役40 a 后由熱老化導(dǎo)致的斷裂韌性降低將使失效概率提高4 倍，而拉伸強(qiáng)度和疲勞裂紋擴(kuò)展速率的變化對(duì)失效概率影響較小，表明斷裂韌性將是熱老化構(gòu)件安全評(píng)價(jià)和壽命預(yù)測(cè)的重要指標(biāo)。

Jaske 等分析了不同鐵素體含量的CF3，CF8和CF8M奧氏體不銹鋼在350，400 和450 ℃下熱老化后的室溫Charpy-V沖擊吸收功（CVN） 與熱老化參數(shù)P 的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)lg（CVN）-P 關(guān)聯(lián)曲線受到鐵素體含量和熱老化溫度的影響，并根據(jù)350 ℃下熱老化數(shù)值擬合出lg（CVN）-P 下限曲線，得到了基于沖擊韌性的鑄造奧氏體不銹鋼構(gòu)件壽命評(píng)估模型，表達(dá)式為：

式中，b1 和b2 為與材料有關(guān)的常數(shù)，Q 則利用經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式（8） 求得。CF8 奧氏體不銹鋼熱老化后的lg（CVN）-P 下限曲線如圖12所示。

由于材料服役溫度一般低于350 ℃，因此對(duì)相同的熱老化參數(shù)P 取值，服役溫度下的熱老化程度不會(huì)超過350 ℃下的熱老化程度，故利用式（11） 得到的壽命預(yù)測(cè)結(jié)果偏于安全。

在進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)時(shí)，需根據(jù)對(duì)斷裂機(jī)理分析獲取構(gòu)件服役的CVN安全閾值，當(dāng)構(gòu)件下限CVN降至安全閾值時(shí)即達(dá)到壽命末期，例如法馬通（Framatome）先進(jìn)核能公司將鑄造不銹鋼構(gòu)件的JIC安全值定為100 kJ/m2 （相當(dāng)于室溫CVN值為353 kJ/m2） 。另外結(jié)合式（11），可以預(yù)測(cè)CF3，CF8 和CF8M等多種材料的服役壽命，從而為核電構(gòu)件的設(shè)計(jì)和選材提供依據(jù)。

5 總結(jié)

綜上所述，國內(nèi)外對(duì)鑄造和焊接不銹鋼的熱老化已開展了大量研究，為相關(guān)不銹鋼構(gòu)件的壽命評(píng)估提供了重要依據(jù)，但目前研究中仍存在一些問題。在熱老化機(jī)理方面，G相析出的作用、低激活能的機(jī)制等都存在爭議。激活能直接取決于熱老化脆性機(jī)制，體現(xiàn)的是多種組織與結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變的綜合作用。在低激活能情況下，熱老化脆性的次要機(jī)制作用增強(qiáng)，使其機(jī)制更為復(fù)雜。在熱老化評(píng)估方法方面，雖然基于電化學(xué)特性的評(píng)估方法具有測(cè)量快速等特點(diǎn)，但評(píng)估過程中建立的電化學(xué)參數(shù)與力學(xué)性能指標(biāo)的對(duì)應(yīng)關(guān)系需進(jìn)一步證實(shí)和完善。在研究對(duì)象方面，目前對(duì)不銹鋼焊材的研究相對(duì)較少，相關(guān)熱老化行為需要進(jìn)一步明確。同時(shí)，針對(duì)熱老化對(duì)材料在實(shí)際服役環(huán)境（如高溫高壓水環(huán)境） 下腐蝕損傷（如SCC，環(huán)境疲勞等） 行為與機(jī)制的研究還很少報(bào)道，使得熱老化材料的腐蝕損傷行為評(píng)估缺乏依據(jù)。因此，要完整揭示熱老化機(jī)制、實(shí)現(xiàn)在役材料及其構(gòu)件熱老化脆性的可靠評(píng)估，仍需進(jìn)一步的研究工作。

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