钢材蠕变、应力断裂与长期高温性能

钢的蠕变与应力断裂的含义

蠕变：随时间变化的变形

钢的蠕变是指在高温下承受外加载荷时发生的永久性、随时间变化的变形。其定义性特征并不只是钢材处于高温或承受高应力，而是在载荷和温度仍然足够严苛的情况下，应变会随时间持续累积。因此，即使所受应力仍低于普通拉伸试验测得的短期屈服强度，构件的长度、直径、壁厚或对中状态仍可能发生变化。

这一点十分重要，因为屈服强度通常是在数分钟内确定的，而蠕变服役可能持续 10,000 或 100,000 小时。钢材在短时拉伸试验中几乎不产生永久变形，经过多年承载后仍可能出现可测量的伸长、局部减薄或变形。在高温下，位错运动、扩散、晶界滑移，以及析出物的长大或溶解，会促成一些在传统室温试验中发展得过于缓慢、因而无法显现的变形机制。

典型的蠕变曲线分为三个阶段。初生蠕变阶段始于应变速率下降，这是由于材料发生加工硬化。随后进入二次蠕变阶段，其蠕变速率大致保持稳定，或达到最小值。随着空洞形成、开裂、截面损失、冶金劣化或其他损伤导致承载面积减小，三次蠕变阶段会加速发展。蠕变曲线并不存在统一的形状；其形态取决于应力、温度、晶粒结构、热处理、环境以及先前的服役经历。[1][1] ASTM E139-11(2018), Standard Test Methods for Conducting Creep, Creep-Rupture, and Stress-Rupture Tests of Metallic Materials. ASTM International. ASTM International standard, 2018. ASTM E139-11(2018)

由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 为金属材料提供了核心试验方法参考。该标准涵盖在恒定拉力和恒定温度下进行蠕变试验时测量变形随时间的变化，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测量断裂时间。蠕变试验可以在断裂前停止，以便评估应变和蠕变速率。其有用的输出参数包括总应变、蠕变应变、应变速率和最小蠕变速率。

日本国立材料科学研究所报告了多种产品形态、温度、应力和断裂寿命区间下的91级钢蠕变断裂强度。 Strong evidence

冶金组织可能在试验过程中发生变化。在铁素体耐热钢中，碳化物反应、回火、回复、强化颗粒粗化以及马氏体组织的损失，都可能改变蠕变速率。通常与 9Cr-1Mo-V-Nb 钢相关的 Grade 91 说明，仅凭牌号名称并不能定义材料的长期性能。NIMS 的 2024 年 Creep Data Sheet 数据集涵盖 Grade 91 管材、板材和管道，温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。这些时间点显示了问题的规模：相关性能会随着所要求的服役寿命而变化。

蠕变还会与循环载荷相互作用。K. Natesan 关于 Grade 91 铁素体钢的 IAEA 讨论指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应和微观组织变化，都是蠕变—疲劳设计中的影响因素。2022 年一项关于 Wilshire 方程和连续损伤力学的研究中，作者建立的模型旨在预测 P91 的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。发表前应根据所链接的记录核对作者姓名；不应根据模型描述推断作者姓名。

应力断裂：直到断裂所需的时间

应力断裂描述试样或构件在规定温度下承受持续应力直至断裂所需的时间。其结果是失效寿命测量，而不仅仅是常规拉伸强度。应力断裂报告应说明所施加的应力、温度、断裂时间，以及在相关情况下的试样取向和几何尺寸；通常还应报告测得的伸长率和断面收缩率。

蠕变断裂与应力断裂这两个术语存在重叠，但强调的观察对象不同。蠕变试验重点考察变形随时间的变化，无论试样是否断裂；应力断裂试验则重点考察断裂前持续的时间，尽管试样通常会在失效前经历蠕变。ASTM E139 将这些相关试验程序纳入同一框架。

断裂模式也是结果的一部分。试样可能在明显缩颈后因延性过载而失效，也可能因与晶界空洞相关的晶间开裂而失效，或者由于环境侵蚀或不稳定的微观组织而沿更脆性的路径断裂。因此，即使两个试验具有相同的断裂时间，也可能意味着不同的服役风险：其中一个可能产生较大的先期变形，而另一个在开裂前可能几乎不会发出明显预警。

NIST 将蠕变断裂数据列为评估金属高温性能所需的一大类机械性能信息。NIMS 对碳钢、低合金钢、高铬耐热钢和奥氏体耐热钢进行了系统的数据收集与维护。这类数据有助于进行外推，但外推不能替代对实际钢材状态、焊接经历、应力状态和服役暴露历史的核查。

为什么必须同时说明温度和持续应力

如果不同时包括温度、应力以及时间基准，“高温强度”这一说法是不完整的。通常，提高温度或持续应力都会增加蠕变速率并缩短断裂寿命，但其影响高度取决于钢材牌号，不能用一个室温强度值来表示。例如，“Grade 91 在高温下仍保持 500 MPa”这一表述，如果没有给出温度、持续时间、允许应变或损伤限值以及试验依据，就不具有工程意义。

ASTM E139 以恒定拉力和恒定温度为前提。实际构件很少经历如此简单的服役历程。压力容器、蒸汽管道、集箱、涡轮机部件和反应堆部件可能反复升温和冷却，经历启动和停机瞬态，承受变化的压力，或产生热梯度和约束应力。这些历程会引入蠕变—疲劳相互作用、热应力、应力松弛、棘轮效应以及微观组织变化。单凭恒温断裂曲线无法描述这些影响。[2][2] NUREG/CR-6150: Creep-Rupture Damage Modeling. U.S. Nuclear Regulatory Commission. U.S. Nuclear Regulatory Commission report, 1994. NUREG/CR-6150

设计规则将试验数据转换为许用应力、寿命分数、应变限值或损伤评定结果。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能数据；ASME BPVC Section III, Division 5 则规定高温反应堆部件的建造规则。当蠕变具有显著影响时，欧盟 Directive 2014/68/EU 要求在压力设备评定中考虑与蠕变相关的材料性能和规定限值。由 U.S. Nuclear Regulatory Commission 于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了使用 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数对包括碳钢和不锈钢在内的材料进行蠕变断裂损伤建模的方法。

这些参数是组织和整理数据的方法，而不是能够消除不确定性的材料常数。长期性能仍取决于温度历程、持续应力和循环应力、变形速率、断裂机制、环境暴露以及微观组织稳定性。因此，蠕变应变和应力断裂寿命必须分别报告，然后结合实际服役条件进行解读。

蠕变变形的三个阶段

定性应变速率趋势

蠕变试验记录试样在持续载荷和升高温度下保持受载期间，应变随经过时间的变化。典型结果是一条向上弯曲的应变—时间曲线：应变起初快速增加，随后应变速率变得近乎稳定，最后在断裂前变形加速。这种三阶段描述很有用，但并不是每种合金、热处理状态、试样或加载历史都必须遵循的规律。有些试验在初生蠕变阶段结束；另一些试验只表现出很短的次生阶段，或直接进入加速损伤阶段。

ASTM International 的 ASTM E139-11(2018)规定了在恒定拉力和温度下，对金属材料进行蠕变试验时测量变形随时间变化的方法，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测定断裂时间的方法。因此，蠕变曲线描述的不仅仅是“高温强度”。它记录了材料如何承载、内部如何变化，以及如何接近失效。

初生蠕变与递减的应变速率

当施加的应力和温度导致与时间相关的塑性变形时，初生蠕变开始。应变速率起初相对较高，随后降低。这种降低通常反映了应变硬化：位错不断增殖并相互作用，使进一步变形更加困难。与此同时，位错重排和湮灭等回复过程开始抵消硬化作用。测得的曲线正是这些相互竞争机制共同作用的结果。

加载方式也会影响初始速率。快速达到试验温度和载荷的试样，与在受载状态下加热的试样，其早期响应可能不同，因为热膨胀、瞬态应力再分配和微观结构回复会改变初始状态。在沉淀强化钢中，颗粒起初可能阻碍位错运动，但在暴露过程中随后发生粗化或溶解。在铁素体耐热钢中，回火马氏体的稳定性、碳化物数量以及较细小沉淀物的状态，决定了初生蠕变多快转变为较稳定的阶段。

初生蠕变并不只是“真正”试验开始前的一段短暂序曲。在尺寸公差严格的部件中，累积应变可能十分重要；早期速率还可揭示材料是否经历了热老化或不当热处理。Grade 91 是一种 9Cr-1Mo-V-Nb 钢，充分说明了这一点：其蠕变响应取决于回火马氏体组织和沉淀物的稳定性，而不仅取决于名义上的铬和钼含量。K. Natesan 在 IAEA 关于 Grade 91 铁素体钢蠕变疲劳设计的讨论中指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境暴露和微观结构变化等，都是影响因素。

当应力较低、温度发生变化，或材料经历强烈的结构回复时，曲线可能偏离教科书中的形状。应变速率递减是通常情况，但并非普遍规律。

次生蠕变与最小蠕变速率

次生蠕变是指在相当长的时间区间内，应变速率近似恒定的阶段。在实际情况下，应变速率往往达到一个最小值，而不是保持完全水平。最小蠕变速率是比较合金和试验条件时最有用的量之一，因为它为硬化与回复接近平衡期间的变形提供了明确的度量。

只有在试验变量受到控制时，这种比较才具有意义。温度、施加应力、试样取向、先前的热处理、晶粒尺寸、标距长度和气氛都可能改变测得的数值。温度的微小变化可能导致速率发生显著变化，因为热激活扩散和位错攀移会随温度升高而加快。应力通过主导的变形机制影响速率；在不同应力范围内，晶界滑移、位错蠕变或扩散辅助过程可能占主导地位。

报告范围值

NIMS 的 2024 年《蠕变数据表》数据库说明了为什么任何引用的数值都必须同时注明试验条件。其 Grade 91 数据集涵盖 450 至 725 °C 和 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。这些区间不能被简化为一个与温度无关的强度数值。NIMS 还系统收集了碳钢、低合金钢、高铬耐热钢和奥氏体耐热钢的数据。

最小蠕变速率不仅可用于材料比较，也可用于模型拟合。美国能源部科学与技术信息办公室收录的一项 2022 年研究，将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合，用于预测 P91 钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。此类模型仍然需要来自相关应力、温度、产品形态和微观结构条件的数据。远远超出试验范围进行外推，可能掩盖变形机制的变化。

在这里，试样几何形状十分重要。标距长度会影响局部应变的平均方式，而直径和肩部设计则会影响应力集中和热流。在部件中，多轴应力、焊接残余应力、缺口和内压可能导致局部蠕变速率不同于光滑单轴试样中测得的速率。

三生蠕变、损伤累积与断裂

当应变速率开始加速时，三生蠕变开始。这种加速表明试样正在失去有效承载面积，或其内部抵抗变形的能力正在恶化。缩颈、晶界空洞化、碳化物粗化、沉淀物溶解、氧化、开裂和局部变形，可能分别发生，也可能共同作用。随着有效截面缩小，即使外加载荷保持不变，局部应力也会升高。随后曲线急剧向上弯曲，并以断裂告终。

因此，这一阶段是损伤信号，而不只是次生蠕变的加速版本。部件可能在出现可见裂纹之前就变得不安全，尤其是在晶界形成空洞，或焊接热影响区发生弱化时。断裂模式取决于应力状态、温度、晶粒结构、环境和暴露时间。光滑拉伸试样通常因局部缩颈或晶间空洞化而失效；带缺口或受约束区域则可能经历高三轴度应力以及更早的裂纹扩展。

应力断裂关注的是断裂时间，而蠕变试验强调的是变形随时间的变化。这两种测量彼此相关，但所回答的工程问题不同。NIST 将蠕变断裂数据确定为在高温下评估金属所需的主要机械性能信息类别之一。美国核管理委员会的 NUREG/CR-6150 (1994)介绍了使用 Larson–Miller 参数和 Manson–Haferd 参数对包括碳钢和不锈钢在内的材料进行损伤建模的方法，但参数化曲线仍然取决于其背后的数据和失效机制。

设计规范必须考虑这种依赖性。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME Section III, Division 5 包含高温反应堆部件的建造规则。当蠕变对压力设备设计具有重要影响时，Directive 2014/68/EU 要求考虑与蠕变相关的材料性能和规定限值。这些规则并不把断裂时间视为服役性能的完整描述；在规定的温度和加载历史下，它们还会限制许用应力、变形、损伤和寿命。

三生蠕变的终点并不总是一个单一且明确的事件。热循环可能叠加疲劳裂纹；氧化可能从外部减小截面；冶金老化则可能在服役过程中改变主导机制。因此，可靠的评估应当读取完整曲线，确定最小蠕变速率，分析损伤路径，并核查试验试样是否能够代表部件的几何形状、应力状态、环境和微观结构。

高温变形背后的冶金机制

蠕变是材料在持续应力和温度作用下发生的时间相关变形。其常见的应变–时间曲线具有三个阶段，但这些阶段并不是彼此独立的自然规律，而是微观过程发生变化后的可见结果。初生蠕变通常表现为应变速率下降，这是由于位错发生重排且材料逐渐硬化。次生蠕变的速率大致保持稳定，此时硬化与回复达到平衡。第三阶段蠕变则会加速，因为缩颈、孔隙、晶界空洞化、开裂和截面减小降低了承载面积。

应力断裂关注的是另一个问题：试样在断裂前能够存续多长时间？ASTM E139-11(2018)规定了在恒定拉力和温度下，对金属材料进行蠕变试验时测量随时间变化的变形，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测定断裂时间的方法。因此，断裂时间不能替代蠕变曲线。两炉材料可能在相近时间达到断裂，但累积的应变不同；或者某一试样可能在总体应变并不大的情况下发生失效，因为损伤已经集中在晶界处。

位错运动与回复

在低于扩散开始发挥重要作用的温度范围内，塑性应变主要由位错滑移控制。当分解剪应力克服晶格、溶质原子、析出物、其他位错和亚晶界所产生的阻力时，位错便会移动。温度会改变这种平衡：热激活有助于位错克服短程障碍，而持续应力则为其继续运动提供驱动力。

位错攀移位错攀移 在扩散作用辅助下，位错移出其原始滑移面，从而绕过阻碍普通滑移的障碍物。

在更高温度下，位错除了滑移之外还可以攀移。攀移需要空位向位错线扩散或从位错线扩散出去，使位错能够离开原有滑移面并绕过障碍物。这一过程是许多钢材幂律蠕变的核心机制。阻碍滑移的析出物可能通过攀移被绕过；当空位允许位错绕过障碍物发生攀移时，位错塞积也能够得到松弛。因此，测得的蠕变速率取决于应力、温度、障碍物间距、空位迁移率以及不断演化的位错结构。

回复会消除部分由变形产生的硬化。符号相反的位错线相遇时会相互湮灭，位错也会重排为能量更低的构型，并通过多边形化形成亚晶粒。这些变化解释了为什么初生蠕变期间即使变形仍在继续，蠕变速率也可能减慢：材料起初发生硬化，随后回复逐渐抵消这种硬化。在次生蠕变阶段，位错增殖、滑移、攀移和回复之间的平衡产生近似恒定的最小蠕变速率。

这种平衡在服役过程中并不是固定不变的。回火马氏体91级钢在相关产品和设计语境中也称为P91，其蠕变抗力来自细小的板条结构和析出物，包括富铬的M${}_{23}$C${}_6$碳化物，以及含铌和钒的MX颗粒。热暴露会使这些颗粒粗化或重新分布，改变板条和亚晶结构，并可能降低其抵抗位错运动的能力。K. Natesan在IAEA关于91级钢的讨论中指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应和微观结构变化，都是评估蠕变–疲劳时需要考虑的设计因素。因此，试样的初始抗拉强度本身并不能说明其在数千小时后仍具有怎样的长期最小蠕变速率。

这种依赖关系通常用Norton型关系表示，例如\(\dot{\varepsilon}=A\sigma^n\exp(-Q/RT)\)，其中蠕变速率随应力和温度升高而增加。该关系在特定机制和数据范围内具有实用性，但不是普适描述。应力指数、激活能，甚至控制机制本身都可能发生变化。2022年基于Wilshire方法的P91连续损伤力学研究说明了这一点：该研究结合变形和损伤描述，用于预测蠕变应变、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命，而不是将断裂强度视为单一常数。

扩散、晶界与空洞化

随着温度升高，扩散辅助变形变得越来越重要。在Nabarro–Herring蠕变中，原子通过晶格从受压区域向受拉区域扩散。在Coble蠕变中，沿晶界扩散提供了更短的扩散路径。两种机制都强烈受到晶粒尺寸影响：在适当条件下，较细晶粒具有更大的晶界面积和更短的扩散距离，这可能提高扩散蠕变速率。

晶界也是滑移发生的位置。当扩散和位错活动能够协调晶粒交界处的不相容变形时，相邻晶粒便可以相互剪切。晶界滑移对蠕变应变的贡献在高同源温度、中低应力和细晶粒条件下尤其明显。若没有协调机制，晶界滑移不可能无限进行，否则多个晶界交汇处就会形成空隙和重叠。位错攀移和扩散为这种变形提供了协调作用。

晶界空洞化晶界空洞化 在高温应力作用下，沿晶界形成、长大并连接微观空洞的过程。

这些晶界也可能成为损伤优先发生的位置。空位和杂质会向受应力界面迁移，而滑移会使应变集中在三叉晶界和颗粒处。微小空洞形成、长大并相互连接，最终形成微裂纹。这就是晶界空洞化。当此类损伤、局部缩颈和裂纹扩展使有效横截面积减小到足以加速宏观应变速率时，第三阶段蠕变便开始出现。

空洞化受到应力状态、晶界强度、颗粒分布、氧化以及此前热历史的影响。单轴实验室试验无法再现所有服役条件：多轴约束可能抑制或促进空洞长大，而氧化性气氛可能损伤表面并改变裂纹路径。因此，ASM International在关于蠕变和应力断裂失效的讨论中，除了应力和温度之外，还会同时考察环境、冶金不稳定性、碳化物反应、断裂模式以及蠕变–疲劳相互作用。

NIMS提供了针对碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢系统收集的蠕变与断裂数据。其2024年91级钢数据集涵盖450至725 °C、30至450 MPa条件下的9Cr-1Mo-V-Nb钢管、钢板和管材，并报告了100、1,000、10,000和100,000小时的蠕变断裂强度。这些时间区间揭示了短时拉伸试验无法捕捉的微观结构演化。NIST同样将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需机械性能信息中的重要类别。

晶粒尺寸与晶体学结构的影响

晶粒尺寸会改变晶内变形与晶界控制变形之间的竞争关系。粗晶粒的总晶界面积较小，通常会降低晶界滑移和扩散蠕变。这就是粗晶或定向凝固结构在某些高温应用中表现良好的原因。然而，在较低温度下，细晶粒可以通过晶界强化提高屈服强度，并有助于形成均匀的回火马氏体结构。优选晶粒尺寸取决于服役温度、应力、加载历史和失效判据。

晶体结构同样十分重要。铁素体钢和马氏体钢具有体心立方结构，而奥氏体不锈钢具有面心立方结构。它们的滑移系、扩散速率、层错能、相稳定性和析出物反应各不相同。某种钢在某一温度下可能能够抵抗位错滑移，但在长期暴露期间又可能通过回复或相变而软化。符合ASTM A1091/A1091M的C91级铸件依靠由析出颗粒稳定的回火马氏体或贝氏体结构，但其优势取决于服役期间能否保持这种颗粒强化结构。

在设计中，不能安全地将机制变化隐藏在单一外推方程之内。NUREG/CR-6150 (1994)介绍了Larson–Miller和Manson–Haferd参数法，用于包括碳钢和不锈钢在内材料的蠕变断裂损伤建模；这些方法能够整理数据，但不能免除对结构、环境、应变限值和断裂模式的检查。ASME BPVC Section II, Part D提供设计用材料性能，而Section III, Division 5规定高温反应堆部件的建造规则。当蠕变对压力设备设计具有重要影响时，欧盟Directive 2014/68/EU同样要求考虑与蠕变有关的性能和规定限值。正确的解释应从控制曲线的机制入手，而不是从某个单独引用的“高温强度”数值开始。

长期暴露期间钢的显微组织如何变化

钢制部件不会无限期地保持其制造状态下的显微组织。制造完成后，温度和应力仍会持续驱动扩散、位错回复、颗粒长大、相变以及损伤累积。因此，验收试验记录的组织可能与服役 100,000 小时后控制蠕变速率或断裂行为的组织存在显著差异。

这一点对于铁素体蠕变强度增强型钢至关重要。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 将蠕变试验中随时间测量变形，与蠕变断裂试验或应力断裂试验中测量断裂时间区分开来。两类结果都取决于暴露期间存在的组织，而不仅仅取决于初始抗拉强度。

铁素体钢中的回火马氏体和贝氏体

91级钢的长期行为取决于回火马氏体、析出相稳定性、产品形态、热处理和服役暴露条件，而不仅仅取决于名义化学成分。 Strong evidence

Grade 91 是一个有代表性的例子。该 designation 通常指 9Cr-1Mo-V-Nb 铁素体合金系列，相关产品标准包括 ASTM A213、ASTM A335、ASTM A387 以及其他相关规范；每项标准都会明确规定具体的产品形式。经过奥氏体化、淬火或受控冷却以及回火后，该合金会形成回火马氏体组织。某些铁素体蠕变强度增强型钢，包括 ASTM A1091/A1091M 所涵盖的 Grade C91 铸件，根据其成分和热历史，可能含有回火马氏体组织或贝氏体组织。

新鲜的回火马氏体含有高密度位错、细小的板条或束界，以及分布其中的碳化物或碳氮化物颗粒。贝氏体具有自身的板条排列和缺陷结构，但同样高度依赖于相变温度及后续回火。这些特征会阻碍位错运动并减缓蠕变变形。强化作用并非仅由孤立的铬原子或钼原子提供，而是来自基体、界面、位错和析出颗粒的综合作用。

在 Grade 91 中，富铬 M23C6 碳化物通常沿原奥氏体晶界和板条界析出；含钒和铌的细小 MX 型碳氮化物则可以保持弥散分布于板条内部。ASTM A1091/A1091M 将 Grade C91 描述为具有由析出颗粒稳定的回火马氏体或贝氏体显微组织，而这种稳定作用有助于提高蠕变断裂强度。颗粒会钉扎晶界和亚晶界，而板条结构则为回复过程提供阻碍。

这种抗力是暂时的，而非绝对的。在服役温度下，位错会重新排列并湮灭，板条会逐渐失去其原有的界面特征，亚晶也会长大。基体逐步趋向于较低能量的构型。随着这一回复过程的进行，即使施加应力和名义温度保持不变，最小蠕变速率也可能升高。因此，能够产生优异短期强度的热处理，在长期暴露后可能会变得不再有效。

日本国立材料科学研究所（NIMS）于 2024 年报告的 Grade 91 数据集涵盖 450 至 725 °C 和 30 至 450 MPa 的范围，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。这些时间间隔不可互换：在 1,000 小时试验期间看似稳定的颗粒群，可能发生足够程度的粗化，从而改变 100,000 小时的试验结果。

析出、粗化和碳化物反应

只有当颗粒具有适宜的尺寸、间距、分布以及与基体之间的界面特征时，析出强化才能有效增强铁素体钢。非常细小的 MX 碳氮化物可以在较长时间内保持有效，而较大的颗粒单位体积内所提供的障碍数量较少。粗化会增大颗粒平均间距，并降低材料对位错运动的阻力。即使没有出现表面开裂等明显的宏观特征，材料也可能发生软化。

碳化物反应会进一步带来组织变化。M23C6 颗粒可能沿界面粗化、部分溶解，或与铁素体基体交换合金元素。当钼、钨或其他合金添加元素在长期暴露期间达到过饱和时，可能形成新的相。在适宜条件下的时效过程中，已有研究报告 Grade 91 会析出 Laves 相；其形成起初可能影响强度和溶质分布，但持续长大可能消耗强化元素，并促进局部脆化或软化。具体反应取决于成分、先前热处理、温度、应力和暴露时间。

部件不同位置的颗粒稳定性也会有所不同。焊接热影响区、铸造偏析带、晶界区域以及靠近表面的区域，在初始状态下可能具有不同的析出物分布。在 Grade C91 铸件中，凝固组织和局部化学成分可能导致不同区域以不同速率发生时效。从易于接近的表面测得的单一硬度值，无法证明所有截面经历了相同的冶金变化。

时效后的颗粒也会改变断裂行为。粗大的晶界碳化物和发生回复的板条组织会降低材料抵抗晶界滑移和空洞形成的能力。在持续应力作用下，空位和变形可能集中于晶界处，空洞则会在颗粒或夹杂物周围形核。最终失效可能表现为穿晶断裂、沿晶断裂或混合型断裂。因此，析出强化与应力断裂抗力相关，但并非相同的性能。

热时效和冶金不稳定性

热时效包括单纯由温度引起的渐进式组织变化，而蠕变还会引入应力辅助扩散、位错运动和空洞长大。氧化、渗碳、脱碳以及腐蚀性沉积物还可能进一步改变近表面区域的成分。在整体钢材尚未经历同等程度时效之前，这些环境因素就可能形成软化层或脆性氧化皮。

Grade 91 对制造过程和服役历史尤其敏感。不正确的正火或回火可能导致过量 δ-铁素体、回火不足的马氏体，或不适宜的析出物群体。在服役期间，循环载荷可能导致循环软化，而材料响应取决于应变速率和温度。国际原子能机构（IAEA）的 K. Natesan 将循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境影响和显微组织变化列为 Grade 91 铁素体钢蠕变-疲劳设计中的影响因素。

因此，仅凭制造状态证书无法确定长期许用性能。为了识别回复、颗粒粗化或界面损伤，可能需要进行金相检验、硬度分布测量、复型检测、焊接评估以及服役暴露记录分析。日本国立材料科学研究所（NIMS）系统收集并维护碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的蠕变及断裂数据；美国国家标准与技术研究院（NIST）将蠕变断裂数据描述为评估高温金属时的一大类机械性能信息。

设计规则必须考虑组织的持续变化。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME Section III, Division 5 则规定高温反应堆部件的建造规则。对于压力设备设计中蠕变具有重要影响的情况，Directive 2014/68/EU 要求考虑与蠕变相关的性能和规定限值。美国核管理委员会（U.S. Nuclear Regulatory Commission）于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150 讨论了用于蠕变断裂损伤建模的 Larson-Miller 方法和 Manson-Haferd 方法。这类参数可以整理试验数据，但不能免除对时效后显微组织是否仍与受试材料具有可比性的核查。

用于抗蠕变服役的钢种系列

国家材料科学研究所（NIMS）的《蠕变数据表》将长期数据整理为四类实用钢种：碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢。这些类别反映的是不同的强化机制和相结构，而不是从弱到强的简单等级。某种钢在给定温度下可能仍能保持抗拉强度，却积累不可接受的应变；另一种钢则可能仅表现出适度的蠕变变形，但最终通过环境辅助断裂机制或显微组织改变引起的断裂而失效。

蠕变是材料在持续应力和温度作用下发生的时间相关变形。应力断裂和蠕变断裂则更加侧重于断裂所需的时间，尽管两类试验及其数据经常相互重叠。ASTM E139-11(2018)规定了在恒力、恒温蠕变试验中测量随时间变化的变形，以及在断裂试验中测定断裂时间的方法。这一区分十分重要，因为某个设计可能在发生断裂之前就达到其许用应变，而另一个部件则可能在尺寸仍处于可接受范围内时，突然发生晶界失效。

碳钢和低合金钢

碳钢和低合金钢位于NIMS数据库中合金化程度较低的一端。其组织通常含有铁素体，以及在正火和回火过程中形成的珠光体、贝氏体或回火产物。加入钼、铬、锰，有时还加入钒或镍，会改变相变行为、碳化物分布、淬透性和抗软化能力。这些组织所提供的强化作用在中等高温下具有实用价值，但随着回复、碳化物粗化和扩散过程加快，其作用会逐渐减弱。

碳钢在高温下并不会完全失去实用性；其局限取决于应力、暴露时间、截面厚度以及允许的变形量。美国核管理委员会于1994年发布的NUREG/CR-6150，介绍了采用Larson-Miller参数和Manson-Haferd参数进行蠕变断裂损伤计算的方法，所涉及的材料包括碳钢和不锈钢。这类参数是外推工具，不能替代对试验范围、失效模式和适用设计规则的核查。

低合金钢可通过固溶强化和更稳定的碳化物分布扩大有用温度范围。但其性能仍高度取决于回火状态。正火-回火钢板、调质锻件，以及具有不同冷却历史的无缝管，可能具有相同的名义钢级 designation，但其先前奥氏体晶粒尺寸、带状组织、残余应力和析出物分布却可能不同。焊接又增加了一个变量：热影响区的硬度和碳化物结构可能不同于母材，并且可能控制长期变形或断裂行为。

制造完成后的服役历史会继续推动冶金过程。长时间加热可能使珠光体球化、碳化物粗化，在易受影响的碳钢中促进石墨化，并降低强度。反复启停会造成蠕变-疲劳损伤，而不只是稳态蠕变。蒸汽、燃烧产物、氢、硫和氧化性气体也可能改变表面并引入缺陷，而这些因素在惰性实验室试验中并不能体现。

高铬铁素体钢和蠕变强度增强型钢

高铬铁素体钢利用铬提高抗氧化性，并通过合金元素添加控制相变和实现析出强化。传统的9–12%铬钢级和蠕变强度增强型铁素体钢具有回火马氏体组织，其中包含层级化的边界和颗粒。Grade 91在相关承压设备规范中通常对管道标记为P91、对管材标记为T91，是一种9Cr-1Mo-V-Nb钢。其长期行为取决于回火马氏体板条组织，该组织由富铬碳化物（通常描述为M23C6）以及含钒和铌的细小MX型碳氮化物析出物共同支撑。

NIMS的Grade 91数据集说明，单一的“高温强度”数值会产生误导。该数据涵盖450至725 °C和30至450 MPa，并报告了100、1,000、10,000和100,000小时下的蠕变断裂强度（NIMS，2024年）。由于板条发生回复、析出物粗化以及边界抵抗位错运动的能力下降，应力排序可能随时间和温度而改变。在低应力、长持续时间条件下，这些变化可能比材料初始的室温强度更为重要。

对于Grade 91而言，热处理并不是生产中的次要细节。正火建立马氏体起始组织；回火则控制硬度、残余应力和析出物的形成。过度回火、奥氏体化不当或冷却不足，都可能形成偏离假定材料基础的组织。焊接修复和制造过程中的热循环尤其重要。热影响区的细粒区可能发生加速蠕变和IV型开裂，即使母材钢板或管材符合其短期规范要求。

ASTM A1091/A1091M涉及用于承压部件的C91级蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件。该标准中的材料概念取决于由析出颗粒稳定的回火马氏体或贝氏体组织。铸造还会带来其自身的问题，包括偏析、不同部位之间的冷却差异、孔隙率以及颗粒分布的局部变化。因此，铸件不能仅依据名义化学成分进行评估。[3][3] Wilshire-equation and continuum-damage-mechanics study of P91 steel. Authors to be verified against the linked record. U.S. Department of Energy Office of Scientific and Technical Information record, 2022. U.S. Department of Energy Office of Scientific and Technical Information linked record

美国能源部科学与技术信息办公室记录的一项2022年研究，将Wilshire方程与连续损伤力学相结合，用于预测P91钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。这种方法体现了实际工程中同时预测多项结果的需要。K. Natesan在IAEA关于Grade 91的讨论中也指出，循环软化、应变速率相关性、热老化、环境效应和显微组织变化，都是蠕变-疲劳设计中的变量。

奥氏体耐热钢

奥氏体耐热钢依靠主要由镍稳定的面心立方基体，并由铬提供抗氧化性。常见的承压和电站钢种系列包括304H、316H、321H、347H，以及310H等更高合金化钢级，但具体 designation 和允许用途由适用的产品标准及制造规范决定。其奥氏体相在较宽的温度范围内保持稳定，较低的相变倾向使其适用于铁素体钢会发生与相变相关变化的服役环境。

蠕变强度来自固溶效应和析出强化。碳、氮、铌、钛以及受控添加的硼，会影响碳化物、碳氮化物和晶界行为。在321H和347H等稳定化钢级中，钛或铌会结合碳；但在服役暴露过程中，仍可能发生碳化物重新分布、与敏化相关的铬贫化、易感成分中的σ相形成，或晶界变化。冷加工可能提高初始强度，同时增加储存能和服役期间的再结晶风险。

与铁素体钢相比，奥氏体钢还具有更高的热膨胀系数和更低的热导率。这些性质会影响热应力、约束条件、焊接设计以及蠕变-疲劳相互作用。产品形态也很重要：薄板、钢板、管材、棒材、锻件和铸件经历不同的热历史，可能具有不同的晶粒尺寸或织构。长期服役还可能通过时效、氧化、渗碳、渗氮或金属粉化进一步改变这些材料。

在设计中，必须根据适用的控制规则解释实测数据，而不能仅按钢级名称进行选择。NIST将蠕变断裂数据列为评估金属高温性能所需机械性能信息的重要类别。ASME BPVC Section II, Part D提供设计用材料性能数据，而Section III, Division 5规定高温反应堆部件的建造规则。欧盟Directive 2014/68/EU同样要求在蠕变具有重要影响的情况下，考虑与蠕变相关的性能和规定限值。温度、应力、持续时间、环境、制造状态和服役历史共同决定数据中的哪一部分适用。

Grade 91 和 P91：正确解读证据

9Cr-1Mo-V-Nb 钢的牌号

“Grade 91”指的是一类蠕变强度增强型铁素体钢，而不是某一种通用的产品状态。其通常化学成分可表述为 9Cr-1Mo-V-Nb：铬含量约为 9%，含有钼、钒和铌，并对氮和碳进行受控添加。其有用的高温强度并不仅仅来自名义化学成分。回火马氏体组织中含有细小且分布均匀的析出物，包括富铬碳化物以及 MX 型钒-铌碳氮化物。这些颗粒能够阻碍位错运动，而板条组织及其边界则进一步提高了对蠕变变形的抵抗能力。

牌号会随产品标准而变化。ASTM A213 对无缝铁素体和奥氏体合金钢锅炉管、过热器管及换热器管使用 T91；ASTM A335 对用于高温工况的无缝铁素体合金钢管使用 P91；ASTM A387 对压力容器用钢板使用 Grade 91。ASME 材料规范可能将这些牌号分别表述为 SA-213 T91、SA-335 P91 和 SA-387 Grade 91。

这一差别十分重要。“P91”通常描述的是管材产品，或按 P91 制造并规定的部件；它并不会自动适用于每一个 9Cr-1Mo-V-Nb 试样。“Grade 91”通常被用作更宽泛的材料系列描述，尤其是在讨论钢板、钢管以及正火加回火钢时。仅标注“Grade 91”的试验报告，尚未提供足够信息来证明其与服役中的 P91 管道具有等同性。炉号、产品形态、壁厚、制造工艺路线、焊接状态、奥氏体化处理、回火处理以及焊后热处理，均可能改变试验结果。

同样的谨慎原则也适用于 C91。ASTM A1091/A1091M 涵盖用于承压部件的 C91 级蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件。C91 并不是 P91 的另一种写法。即使其预期的蠕变强度机制同样涉及由析出颗粒稳定的回火马氏体或贝氏体组织，铸造凝固、偏析、截面尺寸和热处理也会形成不同的证据基础。

管材、钢板和钢管数据

日本国立材料科学研究所（NIMS）的蠕变数据表数据库提供了一个有用的核心案例，因为它系统地区分并收集了碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的长期数据。其 2024 年 9Cr-1Mo-V-Nb steel 数据集包括管材、钢板和钢管。试验温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa。蠕变断裂强度分别以 100、1,000、10,000 和 100,000 小时为报告时长。

这些报告时长并不是四个可以相互替换的“强度值”。每一个时长都代表应力、温度、变形与断裂之间时间相关关系上的一个外推或观测位置。能够承受 100 小时的应力，在 100,000 小时时可能无法接受。在应力不变时，温度升高会加速变形和损伤；在温度不变时，降低应力可能使预期断裂时间改变若干个数量级。因此，NIMS 提供的是一个证据范围，而不是单一的 Grade 91 评级。

必须清楚区分蠕变与应力断裂。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018)规定了在恒定拉力和恒定温度下进行蠕变试验时测量变形随时间变化的方法，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测定断裂时间的方法。蠕变试验可能侧重于应变，包括最小蠕变速率以及从初生蠕变向二次蠕变和三次蠕变的转变。断裂试验则侧重于断裂时间、伸长率、断面收缩率和断裂位置。材料在断裂前可能累积了不可接受的应变量，但仍表现出可接受的断裂寿命。反过来，部件也可能在尚未接近拉伸断裂时就因超过变形限值而失效。

美国国家标准与技术研究院（NIST）将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需机械性能信息的一大类。这正是为什么在解读 NIMS 的时长区间时，必须同时考虑试验定义、试样尺寸、热处理和失效判据。这些数据不能替代设计规范中的许用应力表。

管材、钢板和钢管的结果不应随意合并。管材通常通过穿孔、挤压或冷加工制造，随后进行固溶处理和回火；其变形历史及壁厚梯度可能不同于热轧钢板。钢管可以是无缝管或焊管，具有不同的残余应力、几何特征和检验要求。钢板具有自身的轧制织构、沿厚度方向的变化以及截面尺寸效应。即使三者均符合名义上的 Grade 91 化学成分，其原始奥氏体晶粒尺寸、马氏体板条排列、析出物数量及杂质分布仍可能不同。

试样取向同样十分重要。纵向管材试样不一定能够代表横向钢板试样，而小型实验室试样也可能无法再现厚壁承压部件的热历史。焊缝金属和热影响区需要单独的证据。在某些 Grade 91 焊接件中，IV 型开裂会在细晶热影响区边缘附近发生；即使母材具有令人满意的蠕变断裂强度，这种开裂仍可能控制服役寿命。

为什么产品形态和热处理会影响结果

Grade 91 依赖于严格控制的正火加回火状态。正火形成原始奥氏体组织；回火则释放部分应力，并形成支撑长期强度的碳化物和碳氮化物析出相。过度回火会使析出物粗化并降低抗蠕变能力。回火不足则可能残留过高硬度、残余应力，并增加开裂倾向。因此，在任何严肃的比较中，相关温度、保温时间、冷却速率和截面厚度都应与钢级牌号一并考虑。

长期暴露也会改变组织。碳化物反应、析出物粗化、板条回复、热时效、循环软化以及环境因素，都会改变最小蠕变速率和断裂寿命。K. Natesan 在国际原子能机构（IAEA）关于 Grade 91 蠕变-疲劳设计的讨论中，将应变速率依赖性、循环软化、热时效、环境影响和组织变化列为相互作用的因素。恒载断裂曲线无法涵盖其中的每一种因素。

美国能源部于 2022 年公布的基于 Wilshire 模型的连续损伤力学研究说明了建模问题：该模型将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合，用于预测 P91 钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。这类模型比在断裂数据点之间拟合一条直线更具信息量，但仍取决于材料状态和有效的标定数据。美国核管理委员会 NUREG/CR-6150（1994）中讨论的 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数法，也将温度-时间行为压缩为有用的工程形式；但它们并不能消除外推中的不确定性。

最终，设计规则决定如何将实验室证据转化为许用应力或寿命限值。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME Section III, Division 5 规定高温反应堆部件的建造规则。Directive 2014/68/EU 要求，在蠕变对承压设备设计具有重要影响的情况下，必须考虑与蠕变相关的性能和规定限值。因此，具有充分依据的问题并不是“Grade 91 有多强？”而是：哪一种产品、处于何种热处理状态、在什么温度和应力下、持续多长时间、依据哪一种变形和断裂判据，并按照哪一套设计规则进行解读？

ASTM E139 下的蠕变试验

由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 规定了在持续拉伸载荷和高温条件下测定金属材料随时间发生变形的试验程序。该标准还涵盖蠕变断裂和应力断裂试验，这类试验的主要结果是断裂前经过的时间。因此，该试验提供的是受控的材料响应，而不是普适的“高温强度”数值。

这一点十分重要。蠕变试验可以显示试样伸长的速度、其变形速率是降低还是增加，以及何时发生断裂。但它并不能保证压力容器、管材、铸件、焊缝或涡轮部件能够在相同时间内保持完好。实际服役条件可能包括多轴应力、温度梯度、焊接残余应力、氧化、腐蚀、振动、载荷循环、启动和停机瞬态，以及局部几何应力集中。ASTM E139 对重要变量进行了控制，但无法再现运行部件的全部特征。

试样、载荷和温度控制

试验从机加工拉伸试样开始。试样取自规定的产品形态、取向、炉次和状态。直径或厚度、标距长度、表面处理以及任何热处理都必须记录，因为这些细节会影响变形和断裂。即使 Grade 91 管材、板材和管道都被标识为 9Cr-1Mo-V-Nb 钢，它们也可能具有不同的前期加工历史、织构、壁厚和显微组织。未经冶金学和设计方面的论证，不应将一种产品形态的结果直接转用于另一种形态。

试样安装在蠕变试验机架上，由机架施加持续拉力。ASTM E139 规定在恒定拉力和恒定温度下进行试验；报告中的名义应力根据规定的初始横截面积和施加的力计算。试验机必须在不发生意外松弛、冲击加载或明显偏心的情况下保持载荷。对中至关重要。叠加在拉伸载荷上的弯曲会加速标距段一侧的变形，并导致表面上异常偏短的断裂时间。

温度控制同样重要。炉子包围标距长度，经过校准的热电偶则监测试样或其紧邻区域。试验报告应注明目标温度、实测温度、温度容差、热电偶位置、相关情况下的升温速率，以及试样达到试验状态的时间。温度相差几度就可能改变扩散、回复、析出相稳定性和蠕变速率，尤其是在长时间暴露期间。必须证明标距长度范围内的温度均匀性，而不能想当然地予以假定。高温端和低温端会产生不均匀的应力—温度历程，而这种历程并不能由名义试验温度代表。

规定的应力和温度决定了试验结果。NIMS 的 2024 年 Grade 91 蠕变数据表数据集说明了这一点：该数据集涵盖 450 至 725 °C、30 至 450 MPa 范围内的 9Cr-1Mo-V-Nb 钢，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时的蠕变断裂强度。这些数值构成了针对特定合金系列、产品状态、应力范围、温度范围和试验方法的结构化数据图谱，而不是 Grade 91 的单一材料性能。

应变测量和断裂时间记录

在蠕变试验中，伸长量作为时间的函数被记录下来。所得曲线通常包括初生蠕变阶段，此阶段的变形速率下降；次生蠕变或稳态蠕变阶段，此阶段的速率相对稳定；以及三次蠕变阶段，此阶段在断裂前出现损伤和加速变形。这些阶段之间的界限并不是固定不变的材料常数，而是会随应力、温度、试样状态、环境和所采用的测量方法而变化。

引伸计通常通过与试样连接的杆件或其他接触元件测量标距长度的伸长量。其标距长度、分辨率、校准情况、耐温能力、连接方法和拆除时点都必须记录。某些长时间试验会在三次变形或断裂发生之前拆除引伸计，以保护仪器。如果采取了这种做法，报告必须说明测量方式的变化，并区分直接测得的应变与最终伸长量等后续观察结果。

数据记录应保留经过时间、伸长量或应变、力、试样温度以及相关仪器状态。采样间隔需要能够捕捉早期瞬态，同时避免在数千小时的试验过程中产生难以管理的记录。与曲线本身相比，仅从曲线中提取一个最小蠕变速率所能提供的信息较少，尤其是在材料具有较长的初生阶段或突发性三次阶段时。

对于蠕变断裂或应力断裂试验，除断裂时间外，还应记录断裂位置和断裂模式。“断裂寿命”并不等同于允许服役寿命。试样可能因局部颈缩、内部空洞化、沿晶开裂、氧化辅助开裂，或多种机制共同作用而失效；这些机制可能不同于预期的部件失效模式。最终伸长量、断面收缩率、断口形貌和金相观察有助于确定所记录时间的实际含义。

因此，NIST 将蠕变断裂数据列为评估高温金属时机械性能信息的一大类别，同时设计规范要求对这些数据作进一步解释。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，ASME Section III, Division 5 则涉及高温反应堆建造规则。同样，欧盟 Directive 2014/68/EU 要求在压力设备设计中蠕变具有重要影响时，考虑与蠕变相关的性能和规定限值。

重复性、中断和数据质量

重复性不仅取决于是否在相同名义应力和温度下对两个试样进行试验。试样应取自具有可比性的材料，接受相同的制备处理，并经历等效的加载和加热历程。晶粒尺寸、回火状态、析出相数量、脱碳、先前冷作或焊缝位置方面的差异，都可能造成真实的数据离散。以 ASTM A1091/A1091M 所涵盖的 Grade C91 铸件为例，其性能取决于回火马氏体或贝氏体组织以及起稳定作用的析出颗粒；加工过程中的细微变化就可能改变长期强度。

每次中断都必须记录。停电、炉温超调、拆除引伸计、载荷下降、更换热电偶、设备停机或暂时卸载，都可能改变变形历程。报告应给出事件发生的日期和持续时间、事件前后的应力和温度、中断原因，以及试验是否恢复进行。重新启动的试验并不自动等同于未中断的持续暴露试验。

质量审核应检查力、温度、应变和经过时间等通道，确认是否存在数据缺口或不合理的突变。试样断裂后应进行检查，并应明确说明偏离 ASTM E139 的情况，而不能将其隐藏在脚注中。长期外推同样需要保持审慎。NUREG/CR-6150 讨论了用于蠕变断裂损伤建模的 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数方法，但这类参数只是对试验数据的概括，并不能消除显微组织老化、环境侵蚀或服役应力变化所带来的不确定性。2022 年发表的一项针对 P91 钢的 Wilshire 和连续损伤力学研究，试图预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命，这说明为什么必须分别处理变形和断裂问题。

根据 ASTM E139 结果，能够作出的可辩护表述是有条件的：该试样在这种材料状态下，按照规定的程序，在实测温度下承受了所述拉伸应力，并产生了相应的变形历程或断裂时间。任何更广泛的结论，都需要其他试验和适用设计规则提供证据。

从蠕变曲线到设计应力

最小蠕变速率与断裂强度

蠕变曲线记录规定温度和施加应力下的应变随时间的变化。其常见的初生、稳态和第三阶段是有用的描述，但它们并不是可以相互替代的设计性能。最小蠕变速率通常在相对稳定的第二阶段测定，用于表示部件累积永久变形的速度。相比之下，蠕变断裂强度描述的是在规定持续时间后导致断裂的应力。因此，某种钢材可能在断裂寿命方面可以接受，但累积的应变过大；也可能具有较低的最小蠕变速率，却因缺陷、环境侵蚀或不稳定的微观组织而过早断裂。

ASTM International 的 ASTM E139-11(2018)规定了区分这些性能的试验框架。该标准涵盖金属材料在恒定拉力和温度下进行蠕变试验时，测量变形随时间的变化，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测量断裂时间。试验结果并不只是“高温强度”，而是与温度、应力、试样几何形状、材料状态和经过时间相关的一个点或一条曲线。

对于 Grade 91 这类材料而言，这些限定条件十分重要。日本物质材料研究机构（National Institute for Materials Science，NIMS）的蠕变数据表数据库收录了碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的系统采集数据。其 Grade 91 数据集涵盖 9Cr-1Mo-V-Nb 钢管、钢板和管材，温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度（NIMS，2024）。这四种持续时间说明了为什么适用于 100 小时试验的应力不能随意转用于寿命为 100,000 小时的装置。

蠕变曲线的形状还可以揭示单一断裂点所掩盖的机制。回火马氏体 Grade 91 依赖于细小且均匀分布的析出颗粒以及稳定的亚结构。回复、碳化物或氮化物反应、热时效、循环软化和先前的制造历史，都可能改变服役期间的最小蠕变速率。例如，ASTM A1091/A1091M 规定了用于承压部件的 C91 级蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件；其回火马氏体或贝氏体微观组织通过析出颗粒得到稳定，而这些颗粒能够提高蠕变断裂强度。但这种效果是有条件的。在长期暴露过程中，颗粒粗化和亚结构回复可能削弱这种强化作用。

美国能源部科学与技术信息办公室收录的基于 Wilshire 模型的连续损伤力学研究，展示了 P91 钢更有用的建模目标：同时预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。与仅拟合断裂寿命相比，这类模型提供的信息更全面，但仍需针对相关炉次、产品形态、应力范围、温度和加载历史进行验证。K. Natesan 在 IAEA 关于 Grade 91 蠕变-疲劳设计的讨论中同样指出，应变速率依赖性、热时效、环境影响、循环软化和微观组织变化，都是可能改变服役行为的变量。

许用应力与时间相关准则

设计应力的确定，应通过将计算得到的部件载荷需求与多项材料极限进行比较，而不是从抗拉强度表中读取一个数值。在高温下，规范可能依据许用总应变、最小蠕变速率、断裂寿命、屈服强度或规定非比例延伸强度、疲劳损伤、局部失稳，或时间相关材料性能的规定比例来限制应力。控制值可能随温度和设计寿命而变化。

薄壁压力容器可以说明这种差异。如果膜应力足够低，不会导致立即屈服，但会产生过大的蠕变应变，那么在发生断裂很久以前，尺寸公差、阀门对中或壁厚减薄就可能变得不可接受。相反，厚壁截面可能满足应变限值，但缺口、焊接热影响区或多轴应力状态可能成为断裂评定的控制因素。在达到蠕变应变准则或断裂准则之前，屈曲和塑性失稳也可能已经成为控制因素。

欧盟《2014/68/EU 指令》（压力设备指令）要求，在蠕变对压力设备设计具有重要影响的情况下，应考虑与蠕变相关的材料性能和规定限值。因此，相关问题并不只是某个牌号是否被标记为耐热钢。设计人员必须确定适用哪些铁素体钢或奥氏体钢数据，起控制作用的温度和持续时间是什么，以及符合性评定和设计程序必须考虑哪些失效模式。

ASME 将这项工作交由特定规范的规则和表列性能完成，而不是允许对实验室曲线进行不受限制的外推。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME BPVC Section III, Division 5 则包含高温反应堆部件的建造规则。这些框架可以根据许用应力、蠕变应变、疲劳、蠕变-疲劳交互作用、服役持续时间和损伤累积设定限值。不同规范之间不应相互替代其数值：按照一项规则计算出的许用应力，并不会自动满足压力设备指令或核工业建造规范的要求。

NIST 将蠕变断裂数据列为评估金属高温性能所需机械性能信息的一大类别。这正是 NIMS 等数据库具有价值的原因：它们保留了每项结果所对应的时间、温度、应力、产品形态和材料牌号。它们并不能取代工程判断，却能使这种判断的依据清晰可见。

安全裕度与外推限度

安全裕度并不是在试验之后套用的通用百分比。它反映了材料离散性、温度测量、应力分析、焊接质量、环境暴露、载荷历史以及各类失效模式后果等方面的不确定性。规范会将这些不确定性转化为规定的设计值、折减系数、寿命分数或独立限值。部件可能既需要针对过度变形设置裕度，也需要针对断裂设置裕度，二者中较低的允许应力将起控制作用。

在经过合格验证的数据集内进行插值，其合理性相对较强。如果 Grade 91 的试验结果涵盖了所需的应力、温度和持续时间，并且试样能够代表部件的产品形态和热处理状态，那么根据相邻观测值之间已显示的趋势估算中间值，通常具有一定依据。即便如此，离散带和规范程序仍然十分重要。

外推则不同。根据 1,000 小时试验预测 100,000 小时的断裂寿命，意味着假定相同的变形和损伤机制会继续存在两个数量级的时间。这一假定可能因析出物粗化、氧化加速或出现新的断裂模式而失效。在美国核管理委员会 NUREG/CR-6150（1994）中，针对碳钢和不锈钢讨论的 Larson-Miller 参数和 Manson-Haferd 参数能够提供有用的相关关系，但并不意味着可以据此无视机制变化。

超出试验温度范围拟合得到的曲线同样存在风险。温度变化可能激活试验中未出现的扩散、回复、相变或环境反应。因此，长期预测应由接近预期服役持续时间的试验作为锚定，并辅以微观组织检查、焊接数据和定期检验。只有当设计应力的时间、温度、变形、断裂和规范限值都与实际服役问题相匹配时，该设计应力才具有可信度。

长期数据外推与参数方法

长期蠕变设计通常需要预测超出已有试验持续时间的性能。某个部件可能预计运行 100,000 小时，而试验记录中只有在 1,000 或 10,000 小时时获得的少量结果。参数方法通过将温度和时间压缩为一个经验量来弥补这一差距，从而能够将多个温度下的断裂数据拟合在一起。参数方法不会产生新的观测结果，而是提供一种外推，其可靠性取决于试验范围、材料状态、应力区间，以及变形机制是否持续有效。

这一点很重要，因为蠕变和应力断裂是相关但不同的测量对象。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018)涵盖蠕变试验中作为时间函数的变形，以及在恒定拉力和温度条件下进行的蠕变断裂试验和应力断裂试验中的断裂时间。因此，断裂寿命曲线本身无法描述应变累积、最小蠕变速率、三级损伤，或断裂前达到的应变极限。

美国核管理委员会于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了采用 Larson-Miller 参数和 Manson-Haferd 参数对包括碳钢和不锈钢在内的材料进行蠕变断裂损伤建模的方法。这些方法属于经验性的曲线归并程序。其结果可以支持工程计算，但必须始终与获得拟合常数所依据的材料和试验数据群体相联系。

Larson-Miller 参数方法

拉尔森–米勒参数拉尔森–米勒参数 一种经验性的温度–时间参数，通常写作 P_LM = T(C + log10 t_r)，用于整理蠕变断裂数据。

Larson-Miller 参数通常写作

$$P_{\mathrm{LM}}=T(C+{\log }_{10}{t}_r)$$

其中，$T$ 为绝对温度，$t_r$ 为断裂时间，$C$ 为拟合得到的材料常数。温度可以用开尔文或兰金度表示，但必须始终一致地采用同一单位制。随后，将该参数与应力相关联，通常采用多项式、分段拟合或表格式设计曲线。

该方法假定：在规定应力下，使 $P_{\mathrm{LM}}$ 具有相同数值的温度和断裂时间组合，具有可比的断裂行为。这一假定便于应用，但并非冶金学定律。对于“钢”而言，常数 $C$ 并不是一个通用常数；它会随合金、热处理、应力范围、拟合程序，有时还会随所选温度区间而变化。采用某一 $C$ 值拟合的曲线可能看起来十分规整，但采用不同的数值时，长期预测结果可能存在显著差异。

因此，必须明确说明标定过程。日本国立材料科学研究所（NIMS）报告了针对碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢系统收集的蠕变与断裂数据。其 2024 年 Grade 91 数据集涵盖 9Cr-1Mo-V-Nb 钢制管材、板材和管道，温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时时的蠕变断裂强度。这些报告的持续时间尤其重要：在 100,000 小时时的拟合值，并不等同于实际获得的 100,000 小时观测结果。如果对于相关产品形态、温度、应力和热处理状态，确实存在 100,000 小时的数据点，那么该点可以为外推提供锚定。如果不存在，预测结果仍然依赖于模型。

与揭示机制变化相比，Larson-Miller 拟合也更容易将不同温度下的数据合并起来。在较短时间内，位错运动可能占主导；在较长时间内，析出相粗化、晶界空洞化、氧化或回复过程可能控制寿命。Grade 91 体现了这一问题。其回火马氏体组织通过细小析出相和稳定的亚结构获得蠕变强度，但热老化和析出相演化可能削弱这种抗力。一条平滑的单一曲线无法说明这种变化何时发生。

Manson-Haferd 参数方法

曼森–哈弗德参数曼森–哈弗德参数 一种利用拟合得到的参考温度和时间值的经验参数，用于整理不同温度下的断裂寿命数据。

Manson-Haferd 参数通常表示为

$$P_{\mathrm{MH}}=\frac{T-T_a}{{\log }_{10}{t}_r-{\log }_{10}{t}_a}$$

其中，$T_a$ 和 $t_a$ 是与断裂寿命趋势线表观交点相关的拟合常数。与 Larson-Miller 方法不同，该方法不在 $T(C+\log t)$ 中强制采用固定的加性常数。拟合参考温度和参考时间的选择，旨在使不同温度下的数据归并到一条有用的应力—参数关系上。

对于某些数据集，Manson-Haferd 拟合的表现可能优于 Larson-Miller 拟合，尤其是在温度依赖性无法由固定的 $C$ 值良好表示时。但它仍然假定同一关系在实测范围之外继续有效。由 $T_a$ 和 $t_a$ 表示的表观交点是一种统计构造，不一定是合金实际行为中的物理点。改变所选试验、应力范围或回归形式，可能使这些常数发生变化，并改变预测寿命。

两种参数方法都不能直接预测完整的蠕变曲线。它们主要用于整理选定应力和温度下的断裂时间，通常记为 $t_r$。设计评估还需要考虑许用应力、累积损伤、变形限值，以及在相关情况下的蠕变—疲劳交互作用。美国国家标准与技术研究院（NIST）将蠕变断裂数据确定为评估金属高温性能所需机械性能信息的一大类。美国能源部科学与技术信息办公室于 2022 年报告的一项基于 Wilshire 的连续损伤力学研究，则针对 P91 钢采用更为宽泛的方法，将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合，以预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。该方法能够处理仅依靠断裂参数无法提供的量，但仍然依赖于标定数据和材料状态假设。

模型不确定性与冶金学转折

平滑的拟合曲线可能掩盖很大的不确定性。对数坐标图会压缩时间差异，而回归分析可能使离散结果看起来十分规整。曲线可能穿过数据集的中心，却无法反映压力设备或核部件所需的下限行为。数据离散不仅来自测量误差，还来自炉批之间的化学成分差异、先前加工过程、试样尺寸、表面状态、氧化、焊接历史和试验对中情况。

主要危险在于出现冶金学转折：变形或断裂过程中控制速率的机制发生变化，使拟合关系失效。例如，碳化物反应、析出相粗化、马氏体板条结构消失、晶界空洞化、相变、循环软化或环境侵蚀，都可能造成这种转折。K. Natesan 关于 Grade 91 的 IAEA 研究指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应和微观组织变化，都是蠕变—疲劳设计中的重要因素。忽略这些因素的长期外推，可能在形式上十分精确，却在机制上是错误的。

设计规则对这种不确定性设定了边界。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME Section III, Division 5 涉及高温反应堆部件的建造规则。在蠕变对压力设备设计具有重要影响的情况下，Directive 2014/68/EU 要求考虑与蠕变相关的性能和规定限值。这些规则不应由未经限定条件的参数拟合所取代。Larson-Miller 或 Manson-Haferd 结果是设计决策的依据，而不是 100,000 小时处的直接观测结果，除非此类试验确实已经完成。

损伤机制与现代断裂预测

蠕变和应力断裂描述的是相关但不同的结果。蠕变是在持续应力和温度作用下发生的时间相关变形；应力断裂则强调断裂前经过的时间。一种可靠的预测方法必须将二者联系起来，而不能把断裂寿命视为一个孤立的数值。ASTM E139-11(2018)规定了试验框架，用于在恒定拉力和温度下对金属材料进行蠕变试验中的变形—时间测量，以及蠕变断裂和应力断裂试验中的断裂时间测量。

连续体损伤变量

连续体损伤力学使用一个或多个内部变量来表示分布式微观组织劣化。一个常见的标量变量 $D$ 的取值范围为：初始完好材料取零，断裂时趋近于一。它并不是对孔洞或裂纹数量的直接测量。相反，它是一个计算得到的状态变量，可用于表示有效承载面积、刚度或抗蠕变能力的降低。

有效应力概念体现了这一方法。如果名义应力为 $\sigma$，则受损截面可以被赋予如下有效应力：

$${\sigma }_{\mathrm{eff}}=\frac{\sigma }{1-D}.$$

随着 $D$ 增大，剩余材料承受的应力增加，从而加速蠕变应变和损伤累积。因此，模型可以将一个变形定律：

\[ \dot{\varepsilon}_c=f(\sigma_\mathrm{eff},T,\text{微观组织}), \]

与一个损伤演化定律相耦合：

\[ \dot{D}=g(\sigma_\mathrm{eff},T,\dot{\varepsilon}_c,\text{状态变量}). \]

具体方程各不相同。一些表述将损伤与晶界孔洞长大联系起来；另一些则采用累积蠕变应变、应力三轴度或唯象速率定律。标量变量还可能掩盖孤立孔洞、连通孔洞、穿晶开裂和氧化辅助断裂之间的重要差异。当构件承受多轴应力、焊接热影响区作用或循环载荷时，这一局限尤为重要。

物理解释必须始终与材料本身相联系。对于 Grade 91 铁素体钢，回火马氏体、原奥氏体晶界，以及 M${}_{23}$C${}_6$ 碳化物和 MX 碳氮化物等析出相控制着早期蠕变响应。热暴露可能导致析出相粗化或重新分布、亚晶强度降低并促进回复。K. Natesan 关于 Grade 91 蠕变—疲劳设计的 IAEA 研究将循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应和微观组织变化确定为相关变量。在稳定的实验室材料上标定的损伤参数，不能简单地转用于老化焊缝或经受蒸汽氧化的构件。

基于 Wilshire 的 P91 预测

美国能源部科学技术信息办公室记录的一项 2022 年研究提供了一个有用实例：该研究将 Wilshire 方程与连续体损伤力学相结合，用于预测 P91 钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。相关记录应在发表前提供该研究的作者姓名；不得根据二手引文推断作者姓名。

Wilshire 类型关系通常使用归一化应力和活化温度项表示。简化而言，某个参数可以通过与温度相关的指数函数，将归一化应力与断裂时间或最小蠕变速率联系起来。与 Larson–Miller 图上的单一直线拟合不同，Wilshire 框架试图保留应力相对于材料强度尺度的关系，以及控制变形的热激活过程之间的联系。随后，连续体损伤部分使计算能够反映不断变化的材料状态，而不是假设试样在最终突然断裂前始终保持不变。

这一差异对于 P91 十分重要。随着回复、析出相演化、孔洞形成和局部应力集中逐步发展，该钢可能经历一段较长的微小应变阶段，随后发生加速变形。只预测最终断裂时间的模型，可能与试验数据表相符，却遗漏应变历史、最小蠕变速率或三级蠕变的起始。相结合的方法则力求使四个可观测量保持一致：蠕变曲线、最小蠕变速率、损伤变量的增长以及最终断裂时间。

现有的 NIMS Grade 91 数据库为这项工作提供了要求较高的标定范围。其中的 9Cr-1Mo-V-Nb 钢数据覆盖 450 至 725 °C 和 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。NIMS 还系统收集了碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的数据。这些记录不能相互替代：针对 P91 的拟合不应被表述为适用于所有高铬钢的一般定律，更不能适用于 ASTM A1091/A1091M Grade C91 铸件。Grade C91 铸件采用由析出颗粒稳定的回火马氏体或贝氏体组织，但铸造尺度、偏析和截面尺寸可能改变损伤的发展过程。

最小蠕变速率、损伤与断裂寿命的耦合

最小蠕变速率通常被视为一种便于使用的相关变量，因为它相对容易从蠕变曲线中提取。它的意义不止于此，但又不足以构成完整的损伤测量。最小蠕变速率升高可能表明回复或析出相劣化导致材料软化，但最小速率相似的两个试样随后可能因不同机制而失效。一个试样可能形成晶界孔洞；另一个则可能发生氧化、焊缝局部开裂或变形机制转变。

耦合模型将最小蠕变速率作为与内部状态相关联的可观测量。在初生蠕变阶段，随着材料发生硬化，速率通常降低。在二级蠕变阶段，速率达到较低或近乎稳定的数值。在三级蠕变阶段，损伤和局部化使速率升高。如果本构定律和损伤定律能够再现这些阶段，对方程进行积分便可得到预测的断裂时间，而不只是事后拟合断裂时间。

然而，这种预测仍然取决于证据。NIST 将蠕变断裂数据确定为评估高温金属所需机械性能信息的一大类；ASM International 关于 蠕变与应力断裂失效 以及 高温应用设计 的章节，则强调变形机制、断裂、环境效应、冶金不稳定性、老化、碳化物反应和蠕变—疲劳相互作用。NUREG/CR-6150 展示了 Larson–Miller 和 Manson–Haferd 参数如何支持损伤建模，但参数化曲线仍然只是经验性总结，除非其假设经过针对变化中的微观组织和加载历史的检验。

模型的可信度取决于其标定数据、验证范围、不确定性处理方式以及对服役微观组织的表征。将 10,000 小时试验外推至 100,000 小时并不会自动获得合理性；同样，将恒定温度和应力条件外推至压力循环也没有自动依据。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，Section III, Division 5 则规定高温反应堆构件的建造规则。欧盟的 Directive 2014/68/EU 同样要求，在蠕变控制压力设备设计时采用与蠕变相关的性能和规定限值。这些规则并不会把拟合方程变成材料定律。它们规定了一个边界，在这一边界内，试验数据、损伤假设、安全系数和检验策略必须保持可辩护性。

蠕变—疲劳交互作用与热循环

构件很少会经历传统蠕变试验所假定的恒定拉伸力和恒定温度。蒸汽管道会从环境温度升温，在运行温度下保持，发生压力变化，然后再次冷却。反应堆构件可能经历功率提升、停堆、换料停运以及局部热冲击。每个事件都会同时改变应力和变形速率。因此，稳态载荷下的蠕变曲线能够提供必要的证据，但它本身并不能预测构件在启停、载荷变化或热循环条件下的寿命。

ASTM International 的 ASTM E139-11(2018)规定了在恒定拉伸力和恒定温度下进行蠕变试验时测量变形随时间变化的方法，以及在蠕变断裂试验和应力断裂试验中测定断裂时间的方法。这种受控条件之所以有用，正是因为它能够分离并确定材料响应。但它并不描述所有可能的服役历史。NIMS 数据也间接说明了这一点：Grade 91 数据集涵盖 450 至 725 °C 和 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的断裂强度。在这些数据点之间进行插值，不能取代对瞬态应变、温度梯度、保持时间和循环次数的评估。

保持时间与循环软化

热循环通常将产生疲劳的应变反转与产生蠕变的保持过程结合在一起。加热期间，受约束的膨胀可能产生压应力；冷却期间，同样的约束可能产生拉应力。如果瞬态过程结束后温度仍然较高，应力会通过蠕变发生松弛。因此形成的滞回环并不会在每个循环中保持不变。

Grade 91 在适用的产品和建造语境下也称为 P91 或 9Cr-1Mo-V-Nb 钢，在应变控制条件下通常表现出循环软化。随着反复塑性变形引起位错重新排列以及板条结构发生变化，其初始回火马氏体强度会下降。软化后的材料会以较低应力达到给定的应变范围，但这并不意味着损伤已经消失。保持期间的应力松弛可能增加累积非弹性应变，而原奥氏体晶界以及板条界或板条束界处的空洞化，在循环中看似平静的阶段仍可能继续发展。

保持时间具有两种相互竞争的作用。它可能通过应力松弛降低拉应力幅，从而减小纯疲劳部分；但它也会使蠕变应变、氧化、扩散和空洞长大持续进行。拉伸保持通常比压缩保持更具损伤性，因为在拉伸载荷下，晶界空洞张开以及氧化辅助开裂更容易发生。其影响取决于温度、应变范围、气氛、表面状态和前一个循环；因此，普遍适用的“每循环小时数”换算并无充分依据。

因此，不能通过将独立测得的疲劳寿命与独立测得的蠕变断裂寿命相加来证明蠕变—疲劳交互作用。只有当疲劳损伤分数与蠕变损伤分数之和等线性损伤累积方法的标定范围、循环定义、保持处理方式和失效判据，已针对相关材料和服役历史得到验证时，才能使用这类方法。否则，它可能掩盖交互作用项。疲劳裂纹可能使新鲜金属暴露于氧化环境中，而蠕变则可能根据应力状态和温度使裂纹钝化、尖化或发生分叉。

与 K. Natesan 相关的 IAEA 材料将循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境效应和微观结构变化列为 Grade 91 的具体设计因素。这些因素彼此耦合，并不是可以分别处理的修正项。长时间保持可能改变控制下一次快速应变反转的微观结构。

应变速率依赖性与热瞬态

塑性响应和蠕变响应在很大程度上取决于施加应变的速度。在高应变速率下，在扩散控制的蠕变能够适应变形之前，主要由位错承担大部分变形。在低应变速率下，蠕变会在升降载过程中本身就作出贡献。因此，相同的总应变范围可能产生不同的峰值应力、非弹性应变和裂纹扩展速率。

热瞬态又增加了另一重复杂性：沿壁厚方向的温度很少是均匀的。高温内表面与较冷外表面之间会产生贯穿厚度的热应变失配，而焊缝、弯头、连接件和厚壁截面会造成局部约束。整体上看似不大的温度变化，可能产生严重的局部循环。快速加热可能使表面处于压缩状态、内部处于拉伸状态；快速冷却则可能使这种分布反转。随后，应力会通过塑性变形和蠕变重新分配，因此，在长时间保持期间，弹性热应力估算可能产生误导。

温度还会改变材料结构。回火马氏体板条网络的回复、MX 碳氮化物的粗化或溶解、M${}_{23}$C${}_6$ 碳化物的演化以及金属间化合物相的形成，都可能降低蠕变强度或改变延性。即使施加应力保持不变，热时效也可能改变材料响应。焊接热影响区的时效行为可能不同于母材，从而形成局部应变集中并导致过早开裂。

环境也参与这一机制。蒸汽氧化可能消耗富铬保护性氧化膜，并形成在循环过程中发生开裂或剥落的氧化层。空气氧化、杂质以及含钠或含铅冷却剂环境，都可能改变裂纹的萌生和扩展。当构件反复承受应变时，表面氧化层并不只是一层外观上的覆盖物。

因此，模型必须跟踪温度历史、应力或应变历史、非弹性应变速率、保持持续时间以及不断演化的内部损伤。美国能源部科学技术信息办公室于 2022 年公布的基于 Wilshire 的连续损伤力学研究，将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合，用于预测 P91 的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。其价值在于方法论：变形和断裂被视为相互关联且不断演化的状态，而不是一个孤立的断裂数值。出版前应根据所链接的记录核对作者姓名，而不应自行推断。

Grade 91 的设计复杂性

Grade 91 通过由铬、钼、钒、铌、氮以及受控碳含量共同支持的回火马氏体微观结构获得高温强度。这种结构对热处理、焊接、制造应变和服役暴露十分敏感。正火和回火过程中的微小偏差，可能导致蠕变性能出现显著差异。最薄弱的区域可能是焊缝金属、细晶粒热影响区或临界间热影响区，而不是母材板材或管材。

设计人员还必须区分材料牌号与允许的建造规则。ASTM A1091/A1091M 适用于承压部件用 C91 级蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件；其回火马氏体或贝氏体结构通过析出颗粒得到强化和稳定。该牌号并不能自动确定所有 Grade 91 管材、板材、管道、焊缝或铸件在循环服役条件下的行为。

ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME BPVC Section III, Division 5 为高温反应堆构件提供建造规则。欧盟 Directive 2014/68/EU 要求，在压力设备设计中蠕变具有重要影响的情况下，必须考虑与蠕变相关的性能和规定限值。美国核管理委员会于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了采用 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数建立蠕变断裂损伤模型的方法，涉及包括碳钢和不锈钢在内的多种材料。这类参数总结了长期试验数据，但并不能免除对瞬态应变和交互作用进行评估的必要性。

对于 Grade 91，具有充分依据的评估必须考虑热循环、循环软化、焊缝位置、应变速率、时效、环境以及所选用的失效准则。断裂曲线是一项证据，但它不是构件的寿命。

断裂模式与失效调查

蠕变断裂并不存在单一的外观或机制。构件可能在经历长期缓慢应变累积后失效，也可能在较短时间的应力断裂暴露后失效，或者在反复热循环和机械循环过程中通过蠕变—疲劳交互作用发生失效。断口表面记录的是最终阶段，但周围的显微组织往往记录着更早期的损伤。因此，ASM International 对蠕变和应力断裂失效的论述，会考察变形机制、应力与温度依赖性、断口形貌、环境影响、冶金不稳定性、时效、碳化物反应以及损伤累积，而不是仅仅将失效归因于“高温”。

ASTM E139-11(2018) 对相关测量进行了区分：蠕变试验是在恒定拉力和温度下，跟踪变形随时间的变化；而蠕变断裂试验和应力断裂试验则着重考察规定条件下的断裂时间。这一区分在调查过程中十分重要。一个在 10,000 小时发生断裂的试样，仅凭这一事实无法说明其最小蠕变速率是否异常偏高、是否发生了后期加速，或者是否由局部缺陷控制了失效。

穿晶断裂与沿晶断裂

穿晶断裂穿过晶粒。在高温下，它可能由集中于晶粒内部的塑性流动、碳化物开裂、氧化物辅助开裂，或反复热循环和机械循环引起。断口可能呈现微孔聚合形成的韧窝、类似解理的晶面，或混合形貌。穿晶断口并不能证明发生了过载：受到蠕变损伤的构件在最终裂纹快速扩展之前，可能已经累积了显著的晶内应变。

沿晶断裂沿晶界扩展，与晶界滑移、空位扩散、晶界弱化和空洞形成密切相关。在持续应力作用下，垂直于或斜交于主拉伸方向的晶界能够容纳局部应变。如果晶界颗粒、偏析杂质、氧化作用或析出相数量减少导致内聚力降低，小空洞就更容易形成。这些空洞会长大，沿晶界相互连接，并形成可穿过多个晶粒延伸的裂纹路径。

这种区分很有用，但并非绝对。裂纹可能始于晶界，穿过晶粒后又返回另一条晶界。焊接热影响区、铸态组织、夹杂物以及服役暴露改变的区域，通常会产生穿晶—沿晶混合断裂。铁素体 Grade 91（即 P91）还带来另一重复杂性：其回火马氏体组织依靠细小且均匀分布的析出相提供蠕变强度，但热时效和不利的析出相演化可能降低其抵抗晶界损伤的能力。NIMS 的 2024 年 Grade 91 数据库涵盖 9Cr-1Mo-V-Nb 钢管、钢板和管材，试验温度为 450 至 725 °C，应力为 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时的断裂强度。断裂解释必须与此类数据中相关的温度、应力、产品形态和热处理相联系，而不能仅依据牌号名称作出判断。

空洞、缩颈与裂纹起始

蠕变空洞起初通常只有显微尺度。扩散和晶界滑移促使空位向受应力晶界迁移，而夹杂物和析出相界面则提供有利的形核位置。随着暴露持续，邻近空洞不断长大并聚合。剩余连接部分承受更大的载荷，从而造成局部应变集中。这种正反馈会形成损伤带、宏观裂纹，并最终导致截面损失。

同样的过程也可能发生在焊趾处、表面氧化层下方、夹杂物旁边，或三轴应力较高的几何过渡部位。最终断裂之前可能出现局部缩颈，但弥散性的蠕变应变也可能使构件看起来仅发生了中等程度的变形。在薄壁截面中，氧化或腐蚀会去除承载金属，并提高剩余截面中的真实应力。因此，名义上可接受的工作应力可能转变为局部有害应力。

断口表面可能显示韧窝、晶界断面、氧化产物或狭窄的最终过载区。但任何单一特征都不足以作出结论。调查人员应绘制远离断口区域的空洞密度和尺寸分布，测量壁厚，并确定损伤是否沿主应力方向分布。集中在焊缝附近或沿原奥氏体晶界分布的空洞，表明其损伤经历不同于均匀的韧性减薄。

应力历史同样重要。Grade 91 可能出现循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境影响和显微组织变化；K. Natesan 在 IAEA 关于蠕变—疲劳设计的研究工作中指出了这些因素。因此，恒载蠕变模型可能无法准确描述经历启动、停机、振动或热梯度的构件。2022 年报告的一项基于 Wilshire 的连续损伤力学研究，将 Wilshire 方程与损伤力学相结合，用于预测 P91 的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。与仅根据断口表面最后几毫米区域来判定失效机制相比，这类模型能够提供更有价值的信息。

服役暴露后的金相证据

可靠的调查应从记录入手：金属牌号和热处理、运行温度、压力、载荷、瞬态工况、保载时段以及任何异常工况。应确认实际金属温度，而不能只依赖控制室读数。还应确定应力是否因压力波动、热约束、减薄或变形而发生变化。随后，确定断裂位置相对于焊缝、弯头、附件、支撑、腐蚀区域和保温层的位置关系。

首先使用低倍方法检查断口，保留沉积物，并避免会去除氧化或腐蚀证据的清洗操作。随后，应分别从断裂源区和表面看来未受影响的材料中制备横截面。光学显微镜和扫描电子显微镜能够揭示空洞、晶界分离、氧化物渗入、夹杂物、缩颈和断裂模式。硬度分布测量、尺寸测量和化学分析有助于识别回火、过热、脱碳或污染。在 Grade 91 中，应表征原奥氏体晶粒组织、马氏体板条状态、M23C6 碳化物和 MX 析出相；过度回火、粗化或析出相稳定性丧失，可能解释蠕变强度降低的原因。

应将观察到的损伤与经过验证的蠕变和断裂数据进行比较。NIMS 提供了针对碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢系统收集的数据，而 NIST 将蠕变断裂数据列为评估金属高温性能的一大类重要信息。美国 NRC 的 NUREG/CR-6150（1994）讨论了用于碳钢和不锈钢的 Larson-Miller 或 Manson-Haferd 关联方法；这些方法可以支持寿命评估，但不应取代针对具体材料的证据。设计规范同样重要：ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，Section III, Division 5 涉及高温反应堆建造；当蠕变具有重要影响时，Directive 2014/68/EU 要求提供蠕变性能并遵守规定限值。外观检查可以开启调查，但不能结束调查。

高温下的环境影响

当钢材在蒸汽、燃烧产物、反应堆冷却剂或腐蚀性沉积物中运行时，抗蠕变性并不是一种孤立的材料性能。在洁净实验室空气中测试的试样可能保持光洁表面和完整的横截面积，而服役中的构件则可能发生金属损失、氧化皮开裂、吸收氢，或经历改变变形与断裂行为的局部化学环境。因此，测得的蠕变速率和断裂寿命只能描述工程问题的一部分。

氧化与截面损失

在高温下，钢会与氧气和水蒸气反应，形成氧化层。根据合金成分和温度的不同，这些氧化层可能包括铁氧化物、富铬氧化物或具有更好保护性的混合氧化皮。氧化皮并非简单的惰性涂层。它可能在热循环过程中开裂，在振动作用下剥落，并暴露出新鲜金属。反复发生的氧化和剥落会使管子、管道、集箱和压力容器的壁厚减小。

这种几何变化会提高剩余金属实际承受的应力。因此，按照原始壁厚计算的名义应力可能低估服役后期的应力。局部耗损比均匀减薄更危险，因为点蚀、沟槽和氧化皮破裂区域会造成应力集中，并为蠕变孔洞或疲劳裂纹提供起始位置。即使平均截面损失幅度不大，也可能导致局部断裂寿命大幅缩短。

氧化还会改变裂纹起始的表面。与表面相连的缺陷可能形成于氧化皮—金属界面、氧化皮脱落后暴露的晶界处，或形成差异充气腐蚀的沉积物下方。钢与氧化物之间的热膨胀差异会在启停过程中施加额外应力。对于铁素体钢，氧化表面附近的铬贫化可能降低其抵抗后续腐蚀的能力，并改变局部显微组织。对于奥氏体耐热钢，氧化物生长以及渗碳或脱碳可能改变近表层的力学响应。

区分变形与断裂仍然十分重要。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 规定了在恒定拉力和温度条件下，通过蠕变试验测量变形随时间变化，以及通过蠕变断裂试验和应力断裂试验测定断裂时间的方法。此类试验可以确定材料的最低蠕变速率或断裂寿命，但不会自动包含设备多年服役期间产生的壁厚损失和氧化皮损伤。

ASM Handbook 中关于 高温应用设计 的章节正是出于这一原因，将环境影响与应力、温度、冶金不稳定性和损伤机制一并考虑。如果设计计算将实验室断裂曲线直接应用于原始截面，却未进行氧化或耗损评估，则可能得出不安全的结果。

腐蚀辅助损伤

腐蚀可通过不同于普通氧化的机制加速高温失效。蒸汽氧化、含硫燃烧气体引起的硫化、渗碳、金属粉化、氮化以及熔盐侵蚀，均可能改变材料的表面和近表层结构。控制反应取决于气体成分、温度、流速、压力、沉积物化学性质和暴露时间。

在含硫燃料或沉积物生成铁硫化物或铬硫化物的环境中，硫化尤其具有破坏性。这些产物的保护性可能低于富铬氧化物，并会消耗维持氧化皮稳定性所需的合金元素。含钒、钠、钾或氯化物的熔融沉积物可能溶解保护性氧化物，并形成快速发展的局部侵蚀。因此，在燃烧系统中，一根管子可能同时承受内压引起的蠕变和火侧环境造成的外部耗损。

腐蚀辅助开裂会改变失效过程。点蚀坑或晶间沟槽会提高局部应力，而腐蚀性环境会削弱裂纹尖端，或从新暴露的表面去除材料。在持续载荷作用下，这可能导致蠕变孔洞、氧化和裂纹扩展之间的相互作用，而不是由单一机制主导的失效。腐蚀产生的氢可能进入钢材，并在易感条件下降低延性，但其影响程度高度取决于合金、温度、氢活度和显微组织。

显微组织稳定性仍然十分重要。91级钢（亦称 9Cr-1Mo-V-Nb）依靠回火马氏体组织和稳定的析出相获得蠕变强度。热时效、循环软化、析出相变化和环境侵蚀可能共同发挥作用。NIMS 2024年《91级钢蠕变数据表》涵盖温度为 450 至 725 °C、应力为 30 至 450 MPa 的管材、板材和管道材料，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的断裂强度。这些数据很有价值，但暴露于蒸汽氧化或腐蚀性沉积物中的91级钢构件仍需评估壁厚损失和表面损伤。

试验数据的环境相关性解读

实验室数据应与设计所代表的环境相匹配。NIMS 系统收集碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的蠕变与断裂结果；NIST 则将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需机械性能信息的重要类别。任何一个数据库都不会自动进行环境修正。

因此，ASM 设计指南支持两种合理方法之一：在与服役相关的化学环境中对材料进行试验，或使用洁净环境下的力学数据，并结合经过单独论证的氧化、腐蚀、截面损失和裂纹扩展模型。暴露试验可能需要复现蒸汽压力、燃烧气体成分、沉积物、热循环和表面状态。当环境可能改变断裂起始机制时，试验后的金相学分析至关重要。

对于长期外推，其局限性尤为严重。在实验室空气中获得的 10,000 小时断裂结果，不能单独验证构件在湿蒸汽或硫化性气体中达到 100,000 小时的寿命。关于 P91 钢的 Wilshire 模型和连续体损伤力学研究可以预测蠕变变形、最低蠕变速率、损伤和应力断裂寿命，但如果环境损伤对失效有实质性贡献，就必须在模型中予以表示。NUREG/CR-6150 中的 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 方法同样描述温度—时间关系；它们并不能免除对腐蚀和氧化进行单独评估的必要性。

设计规范体现了这一差别。ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，而 ASME BPVC Section III, Division 5 涉及高温反应堆构件的建造。当蠕变对压力设备设计具有重要影响时，Directive 2014/68/EU 要求考虑与蠕变相关的性能和规定限值。不应将这些规范解读为可以忽略服役化学环境的许可。环境暴露应纳入试验方案、损伤模型，或保守的检验与剩余寿命计算之中。

规范、法规与许用应力的含义

高温下的许用应力并不只是将钢材的抗拉强度除以安全系数。它是由规范定义的设计值，源自经过选定的材料数据、温度限值、制造假设、加工要求、服役期限以及允许的损伤机制。某一数值可能用于控制短时服役下的屈服、规定期限内的蠕变变形，或规定寿命下的蠕变断裂。这些属于不同的校核。

ASTM E139-11(2018) 对基础测量进行了区分。该标准涵盖金属材料在恒定拉伸载荷和恒定温度下进行蠕变试验时，变形随时间的变化，以及蠕变断裂试验和应力断裂试验中的断裂时间。所得曲线是证据，但并不会自动成为设计限值。NIST 将蠕变断裂数据确定为评估金属高温性能所需机械性能信息的一大类别；而 ASM Handbook 则讨论了导致外推困难的机制，包括扩散、位错运动、晶界损伤、环境侵蚀、冶金不稳定性、时效、碳化物反应以及蠕变–疲劳交互作用。

规范随后会将选定的证据转化为规则。由于设计必须考虑数据离散性、焊缝、成形、检验、制造公差、瞬态运行以及长期外推中的不确定性，规范规定的应力可能低于实验室曲线所显示的应力。反过来，规范值也不能预测某一特定容器、管道、集管或反应堆部件的确切剩余寿命。符合规范要求，表明规定的设计和制造满足适用规则；但这不能替代状态评估、运行历史分析或针对具体部件的寿命评估。

欧盟压力设备指令 2014/68/EU

欧盟压力设备指令 2014/68/EU 为投放欧洲市场的压力设备和组件规定基本安全要求。其作用是监管性的。它并不是一个单一的蠕变数据库，也不是用于预测剩余寿命的通用方程。

对于在蠕变具有显著影响的温度和应力范围内运行的设备，该指令要求设计者考虑与蠕变相关的材料性能和规定限值。附件 I 涉及许用应力，并要求针对铁素体钢和奥氏体钢采用适当的材料数据，包括考虑蠕变强度，以及在相关情况下考虑断裂强度。设计必须防止设备在预期服役期间发生不可接受的变形或断裂。这里的措辞十分重要：该要求与设备的设计条件、服役寿命、材料和失效后果相关，而不是与“某一牌号属于高温钢”这一笼统说法相关。

该指令还将材料选择与制造及合格评定联系起来。压力部件可能需要适当的材料文件、可追溯性、焊接控制、热处理记录和检验。若使用室温屈服强度进行蠕变计算，就会偏离该要求的本质。在高温下，设计者可能需要依据蠕变速率、蠕变断裂强度或这些性能规定比例确定应力限值，同时还要校核局部应力和不连续部位。

NIMS 展示了相关基础证据的规模。其 2024 年《蠕变数据表》数据库包含对碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢系统收集的数据。Grade 91 数据集涵盖 450 至 725 °C、30 至 450 MPa 范围内的 9Cr-1Mo-V-Nb 钢管、钢板和管材，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。这些时间间隔说明，单一的“蠕变强度”数值具有误导性。能够承受 100 小时的应力，未必满足 100,000 小时的设计要求。

ASME BPVC 第 II 卷 D 篇

ASME BPVC 第 II 卷 D 篇主要是 ASME 锅炉和压力容器规范中的材料性能及许用应力参考文件。它为规范其他部分所认可的材料提供表列设计应力、材料规范、应力–温度信息、物理性能及相关限值。就其本身而言，它并不规定每一种压力边界的完整制造程序。

表列数值源于规范方法，而不是直接读取某一条试验曲线。根据温度和材料的不同，其控制依据可能包括屈服强度、抗拉强度、蠕变速率或随时间变化的断裂强度。适用的制造规范部分决定如何使用该数值，其中包括几何尺寸、接头、焊缝、检验、压力试验和制造等方面的规则。因此，工程师必须准确匹配材料规范和产品形态。即使名义化学成分与同一牌号相近，钢板、管材、钢管、锻件、铸件和焊缝金属也可能具有不同的允许值。

Grade 91 说明了产品状态为何十分重要。其回火马氏体组织依赖于受控的正火和回火处理，而钒–铌碳氮化物及其他析出物有助于抵抗蠕变变形。热时效、不当热处理、焊接和长期暴露都可能改变这种组织。第 II 卷 D 篇中的表列应力并不能证明在役 Grade 91 部件仍保持其原始显微组织或原有剩余寿命。

长期数据还需要外推方法。美国核管理委员会于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了使用 Larson–Miller 参数和 Manson–Haferd 参数对包括碳钢和不锈钢在内的材料进行蠕变断裂损伤建模的方法。这类参数可以整理不同应力、温度和断裂时间下的试验数据，但它们仍然是具有适用范围的模型。2022 年一项基于 Wilshire 方法的 P91 钢连续损伤力学研究更进一步，将 Wilshire 方程与损伤力学相结合，以预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。这类模型能够支持评估，但不能将稀疏数据转化为确定性结论。

ASME BPVC 第 III 卷第 5 分篇

ASME BPVC 第 III 卷第 5 分篇涉及高温反应堆部件的制造。其主题并不只是材料强度的列表。它为承受高温服役的部件提供规则；在这类服役条件下，蠕变、疲劳、蠕变–疲劳交互作用、棘轮效应、热梯度和随时间变化的损伤可能在运行过程中相互作用。

第 III 卷第 5 分篇必须与适用的材料要求和性能数据一并阅读，其中包括在适用情况下通过 ASME BPVC 第 II 卷 D 篇提供的设计值。制造规则决定设计者如何评估与温度相关的应力、循环历史、应变限值、焊缝、非弹性分析和累积损伤。反应堆部件可能在多年持续承受温度和压力的同时经历启停循环；仅进行应力断裂计算无法反映这种运行历史。

K. Natesan 在 IAEA 的报告中指出，循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境效应和显微组织变化，是 Grade 91 铁素体钢蠕变–疲劳设计中的重要因素。这些问题说明，某一部件即使满足许用应力计算，也可能在服役后需要监测或重新评估。计算所得的裕度属于既定的设计基础。

这一点是核心原则。材料数据描述的是规定试验条件下的行为。制造规范规定设计者和制造者必须如何使用这些数据。法规确立具有法律强制力的安全要求和合格评定义务。三者无论单独使用还是结合使用，都无法预测每个具体部件的全部剩余寿命。可信的寿命评估必须将规范依据与实际温度和应力历史、焊接及检验记录、实测变形、冶金状态、环境暴露情况以及失效模式分析结合起来，并区分蠕变变形与蠕变断裂。

老化钢制部件的剩余寿命评估

检验数据与服役历史

剩余寿命并不是某一钢种的固定属性，而是针对特定部件、应力历史、温度历史、几何形状、环境和失效判据所作的估计。因此，有效的评估应从运行记录入手，而不是从手册中的断裂曲线入手。

记录应明确材料牌号、热处理、产品形态、壁厚、焊接工艺、填充金属、焊后热处理以及任何维修历史。仅注明“Grade 91”是不够的：管材、板材、管道、焊缝金属和热影响区可能表现出不同的蠕变行为。NIMS 的 2024 年蠕变数据表数据库展示了可获得证据的范围。其 Grade 91 数据涵盖 9Cr-1Mo-V-Nb 钢制管材、板材和管道，温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的蠕变断裂强度。这些条件是试验点，并不意味着每个 Grade 91 部件都能服役 100,000 小时而不失效。

温度历史所需的信息不应仅限于设计最高温度。记录的金属温度、温度梯度、燃烧器或流量分布不均、保温层变化以及过热时段都可能改变评估结果。一次短时温度偏离可能对某一部件的累积应变影响很小，却可能加速另一部件的氧化、析出相粗化或局部损伤。启动、停机、负荷变化、压力循环和跳闸同样重要，因为在瞬态过程中，蠕变—疲劳交互作用可能使损伤集中。

应力历史应包括持续压力应力、自重和约束载荷、热应力、弯曲、管嘴载荷、支座位移，以及焊趾、附件、孔洞和厚度过渡部位周围的局部应力。仅凭压力通常无法描述最高应力。尺寸记录可以揭示累积响应，包括直径增长、鼓胀、弯曲、减薄、变形、永久伸长和对中状态变化。尺寸保持稳定并不能证明不存在损伤，但尺寸变化速率上升则是变形仍在持续的直接证据。

随后，应将检验结果映射到实际载荷路径上。超声测厚、表面裂纹检查、射线检测、相控阵方法、氧化层测量、硬度检测和复型金相分别用于回答不同问题。壁厚损失计算无法反映焊缝处的蠕变空洞，除非对空洞进行了单独检测。同样，在总体蠕变应变尚不明显之前，裂纹指示可能已经决定部件是否适合继续服役。

评估应区分三个终点：允许变形、泄漏或失稳，以及断裂。应力断裂关注断裂所需的时间；蠕变评估还关注断裂前变形的速率和变形量。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018)规定了在恒定拉力和恒定温度下进行试验的方法，用于在蠕变试验中测量随时间变化的变形，并在蠕变断裂和应力断裂试验中测定断裂时间。将断裂时间当作变形限值使用的剩余寿命计算，回答的是错误的问题。

复型金相与硬度证据

复型为检查表面微观组织变化提供了一种实用方法，无需取下大块试样。制备规范且经过定位标记的复型可以显示碳化物演变、马氏体或贝氏体回复、析出相粗化、晶界空洞和蠕变裂纹。位置与图像本身同样重要。母材、焊缝金属和热影响区的复型不应视为可以相互替代，因为它们的热历史和析出反应各不相同。

复型金相可以识别服役损伤，但仅凭孤立空洞不能确定剩余寿命。 Limited evidence

对于 Grade 91 铁素体钢，长期暴露可能通过回复、析出相变化和亚晶稳定性丧失，降低回火马氏体组织的有效性。K. Natesan 的 IAEA 材料指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应和微观组织变化，都是蠕变—疲劳设计中的相关因素。复型中显示孤立空洞，只能证明存在局部损伤，不能据此单独得出剩余寿命数值。空洞密度、形状、取向、裂纹连接情况、受影响区域以及各次停机检修之间的变化趋势，可以提供更有力的证据。

硬度同样有用，但存在局限性。硬度下降可以作为回火、回复或热暴露的佐证；局部硬度升高则可能表明存在较硬的焊接区域、未回火马氏体、冷作硬化或维修状态。硬度无法唯一确定蠕变应变或断裂寿命。应尽可能将其与有记录的制造阶段数值、附近未受影响的材料以及同一部件的检测结果进行比较。

微观组织解释还必须考虑环境损伤。氧化、渗碳、脱碳、氢影响和腐蚀减薄都可能改变实测截面和断裂机制。例如，ASTM A1091/A1091M 涵盖用于承压部件的 Grade C91 蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件；其回火马氏体或贝氏体组织通过析出颗粒得到稳定。这一描述并不能使铸造 Grade C91 的证据与锻制 Grade 91 的证据相互替代。

有用的停机检修对比应记录相同的位置、放大倍数、制备方法、硬度测量方法和图像比例尺。重复检测证据可以显示空洞是保持稳定、数量增加，还是相互连接并发展为裂纹。它还可以揭示一个危险的假设：表面上状态良好的母材，可能与已经劣化的焊接热影响区共存。

与蠕变损伤模型的协调

模型可以将检验结果和运行记录转化为估计值，但不能取代工程判断，尤其不能取代对不确定性的判断。首要任务是选择与材料牌号、产品形态、焊接状态、温度范围、应力状态和环境相匹配的材料数据。NIMS 提供了针对碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢系统收集的蠕变与断裂数据。NIST 将蠕变断裂数据列为评估高温下金属所需的主要机械性能信息类别之一。

由 U.S. Nuclear Regulatory Commission 于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了使用 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数对包括碳钢和不锈钢在内的材料进行蠕变断裂损伤建模的方法。这类参数方法可以对试验数据进行插值和整理，但当温度、应力、微观组织或时间发生大幅变化时，外推可能成为决定性因素。此类方法应被视为限定数据范围内的证据，而不是普适的寿命预测工具。

计算可以对变化条件下的损伤进行积分，将预测应变与实测尺寸变化进行比较，并针对局部应力和温度采用不同假设进行检验。U.S. Department of Energy Office of Scientific and Technical Information 于 2022 年报告的一项基于 Wilshire 的连续损伤力学研究，将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合，用于预测 P91 钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。在发表之前，应根据链接记录核实该研究的作者姓名，而不应自行推断。其结果仍然描述的是一个模型和一个数据集，并不适用于每一条 P91 焊缝或每一种服役历史。

模型应变与实测鼓胀相吻合是令人鼓舞的，但并不能自动验证断裂寿命。二者不一致可能表明温度设定不正确、局部应力被低估、材料存在变异、焊缝发生劣化，或实际存在另一种损伤机制。可靠的评估应报告这些相互竞争的解释，并说明采用这些解释后估计区间如何变化。

设计规范和监管规则规定了如何解释证据。ASME BPVC Section II, Part D 提供材料性能数据，而 ASME Section III, Division 5 涉及高温反应堆部件的建造规则。Directive 2014/68/EU 要求，在压力设备设计中蠕变具有重要影响的情况下，应考虑与蠕变相关的性能和规定限值。这些规则对评估构成约束，但不会将一次检验转化为有保证的服役寿命数值。具有可辩护性的结果应是一个有文件依据的范围，并与已观察到的状态、可信的载荷历史、材料证据以及明确说明的断裂或变形限值相联系。

如何比较蠕变数据而不产生误读

蠕变曲线不是材料常数，而是特定试样的响应；该试样取自特定产品和炉次，并在规定的温度和应力下进行了规定时长的试验。在比较两条曲线之前，应记录完整的试验条件：钢材牌号和规范、产品形态、热处理、试样取向、标距尺寸、施加应力及其计算方法、试验温度和控制容差、气氛、应变测量方法、试验持续时间，以及试样是否发生断裂。

这一点很重要，因为蠕变是在持续载荷和温度作用下随时间发生的变形，而应力断裂主要关注断裂所需的时间。由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 涵盖了在恒定拉力和温度下进行蠕变试验时测量随时间变化的变形，以及在蠕变断裂和应力断裂试验中测量断裂时间。因此，断裂寿命曲线无法回答关于允许应变的问题，除非同时具备相应的变形数据。同样，一项短时蠕变试验也无法确立可信的 100,000 小时服役限值。

应力、温度和断裂时间坐标轴

在判断曲线表面上的排序之前，先读取两个坐标轴。断裂数据通常在固定温度下绘制为应力与断裂时间的关系，但图形可以采用线性坐标、对数坐标，或通过 Larson–Miller、Manson–Haferd 等参数进行变换。在不同图中，一条看似几乎呈直线的曲线可能会改变斜率，尤其是在控制机制从位错蠕变转变为扩散辅助变形、晶界损伤或析出相不稳定时。

还必须精确定义应力。在发生显著变形的试验中，名义工程应力、真实应力，以及根据原始或变化中的横截面积计算的应力，并不能相互替代。温度同样重要。温度相差仅几十摄氏度，就可能导致断裂寿命发生巨大变化；而厚试样内部的温度梯度也可能造成具有误导性的平均值。应记录报告中的温度究竟是炉温、试样温度还是标距段温度。

日本国立材料科学研究所（NIMS）的 91 级数据集说明了比较问题的规模。其 9Cr-1Mo-V-Nb 钢数据覆盖 450 至 725 °C 和 30 至 450 MPa，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时时的蠕变断裂强度。这四个时间点并不是“高温强度”的可互换测量指标。某种钢材可能在 100 小时时仍能保持较高应力，但如果其显微组织发生粗化或析出相失去效能，在 100,000 小时时的强度可能会急剧下降。

长期数值通常利用拟合方程由短时试验进行估算。美国核管理委员会于 1994 年发布的 NUREG/CR-6150，介绍了针对碳钢和不锈钢的 Larson–Miller 和 Manson–Haferd 方法。这类参数是插值工具，不能据此忽略损伤机制的变化。2022 年有研究针对 P91 钢报告了一种将 Wilshire 方程与连续损伤力学相结合的模型，用于预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。该模型的目的，是描述不止一种单纯的直线外推情形。

离散性、删失试验和炉次间差异

蠕变数据之所以存在离散性，是因为不同炉次的钢材存在差异，而且晶粒尺寸、先前奥氏体晶粒组织、碳化物分布、析出相数量、回火状态和冷加工等方面的微小差异，都可能改变变形速率和断裂模式。91 级钢就是一个典型例子：其回火马氏体组织取决于正火和回火工艺，而长期暴露可能改变板条组织和析出相。国际原子能机构的 K. Natesan 已指出，循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境效应和显微组织变化，都是 91 级钢蠕变疲劳设计中的重要因素。

尚未发生断裂的试验并不是一个失败的数据点，而是一项删失观测：试样至少存活到试验中断时刻，但其最终断裂寿命尚不知晓。应将中断试验与实际断裂结果分开标记。仅根据失效试样拟合的曲线可能低估存活能力；而如果把每项中断试验都视为在停止时刻发生断裂，则可能低估寿命。还应报告中断原因——设备故障、计划取出、氧化、泄漏或计划检查，可能分别具有不同的含义。

不要将平均趋势与设计值混淆。穿过数据集中心的回归线描述的是受试总体的预期行为，并不构成安全许用应力。设计规则可能采用下限拟合、离散性系数、最低性能要求、损伤分数，或对总应变和断裂寿命设定限制。美国国家标准与技术研究院（NIST）将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需机械性能信息的一大类。ASME BPVC 第 II 卷 D 分册提供设计用材料性能，而 ASME 第 III 卷第 5 分部涉及高温反应堆部件的建造规则。同样，在蠕变对压力设备设计具有重要影响的情况下，Directive 2014/68/EU 要求提供与蠕变相关的性能数据并遵守规定限值。

管材、板材、管道、铸件和焊件的比较

产品形态是材料描述的一部分。管材、板材和管道可能采用不同的轧制压下率、热处理工艺、壁厚位置和取样方向。纵向管材试样并不一定代表横向板材试样。厚度会影响冷却速率，进而影响晶粒尺寸和析出相分布。表面状态和脱碳也可能对小尺寸断裂试样产生不成比例的影响。

铸件需要更加谨慎。ASTM A1091/A1091M 涵盖用于承压部件的 C91 级蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件。其回火马氏体或贝氏体显微组织通过析出颗粒得到稳定，但铸造偏析、孔隙率、截面厚度和局部凝固组织会造成差异，因此不能仅凭牌号名称进行比较。如果不核查规范、加工工艺、热处理和取样位置，就不应将“C91”铸件数据直接与锻制 91 级管材数据进行对比。

焊接部件还会增加若干不同区域：焊缝金属、熔合线、粗晶热影响区、细晶或临界间热影响区，以及未受影响的母材。即使母材曲线看起来较为有利，最弱区域仍可能控制断裂。因此，焊接工艺、焊后热处理、返修历史、残余应力和试样缺口位置，都必须与试验结果一并记录。

最后，应避免两个简单但错误的捷径。室温拉伸强度不能预测长期蠕变性能，一项短时断裂试验结果也不能确立服役性能排序。应首先比较相匹配的应力、温度、时间尺度、产品形态、取向、处理状态和失效位置。只有在此之后，才能将曲线用于设计。

高温钢选材与分析中的常见错误

将蠕变强度视为单一数值

钢材并不存在一个通用的“高温强度”。其许用应力取决于温度、暴露时间、应力状态、应变限值、产品形态、显微组织、环境以及所评估的失效模式。在 600 °C 下进行的短期拉伸试验结果，或许能够描述材料抵抗快速加载的能力，但不能代表材料在同一温度下运行 100,000 小时时的尺寸稳定性。

蠕变和应力断裂是相关但不同的测量项目。蠕变关注持续载荷作用下随时间变化的应变；应力断裂则记录达到断裂所需的时间。ASTM E139-11(2018) 是 ASTM International 制定的试验标准，其中明确区分了这些目的：蠕变试验考察变形随时间的变化，而蠕变断裂和应力断裂试验则在恒定拉力和恒定温度下考察断裂时间。因此，在断裂试样发生断裂之前，构件可能已经因过度应变、局部失稳、泄漏或间隙丧失而无法满足设计要求。

NIMS 的 Grade 91 数据集说明了为什么单一数值会产生误导。对于 9Cr-1Mo-V-Nb 钢管、钢板和管材，该数据库覆盖 450 至 725 °C 以及 30 至 450 MPa 的范围，并报告了 100、1,000、10,000 和 100,000 小时下的断裂强度。这些数据点并不是同一张强度表中可以相互替换的数值，而是描述了应力—温度—时间空间中的一个曲面；相关数据点必须与服役历程相匹配。NIMS 还系统收集了碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢的数据；NIST 则将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需的主要机械性能信息类别之一。

Grade 91 还揭示了另一个常见错误：假定所有产品形态的性能都完全相同。管材、钢板、管道、锻件、焊缝金属和热影响区在原奥氏体晶粒尺寸、回火状态、析出相数量、残余应力以及加工历史方面都可能存在差异。P91 是一种回火马氏体钢，其抗蠕变性能在很大程度上取决于板条组织和析出相。ASTM A1091/A1091M Grade C91 适用于承压部件铸件；在这类材料中，回火马氏体或贝氏体显微组织由析出颗粒实现稳定。“Grade 91”这一名称本身并不足以支持评估；规范、产品形态、热处理、焊接状态以及可追溯的试验数据都十分重要。

蠕变设计应采用与时间和温度相关、针对具体产品的证据，而不是采用一个高温强度数值。 Strong evidence

替代单一数值方法的做法，是建立由特定产品数据支持的、随时间和温度变化的材料模型。随后，设计数值必须依据适用的规范确定，而不能根据一个看似理想的抗拉强度数值自行重构。ASME BPVC Section II, Part D 提供材料设计性能数据，而 ASME BPVC Section III, Division 5 则规定高温反应堆部件的建造规则。当压力设备中的蠕变不可忽略时，Directive 2014/68/EU 要求针对铁素体钢和奥氏体钢考虑与蠕变有关的性能及规定限值。

忽略时间因素和瞬态过程

恒温、恒载试验十分有用，但设备部件很少经历这样的服役历程。锅炉、集箱、反应堆部件和蒸汽管道会经历启动、停机、负荷变化、热分层、振动以及偶发过载。这些事件会改变应力和应变速率，产生温度梯度，并可能使疲劳与蠕变叠加。

对于 Grade 91 而言，忽略瞬态过程尤其危险。K. Natesan 编写的 IAEA 蠕变—疲劳设计资料指出，循环软化、应变速率依赖性、热老化、环境效应以及显微组织变化，都是铁素体 Grade 91 中的重要因素。仅依据稳态蠕变进行的计算，可能无法识别保载期间的应力松弛、快速温度变化期间的塑性应变，或软化区域吸引载荷时累积的损伤。

热老化也会在服役过程中改变材料。回火马氏体钢可能发生位错结构消失、析出相粗化或转变，并在焊缝附近形成局部损伤。碳化物反应和环境侵蚀可能降低材料的抗力，而材料的名义牌号并不会因此发生变化。ASM International 关于 Creep and Stress Rupture Failures 和 Design for High-Temperature Applications 的章节，将这些机制与变形速率、断裂模式、冶金不稳定性、环境效应以及蠕变—疲劳相互作用并列讨论。它们并不是在完成基本应力校核后再附加考虑的可选修正项。

分析应当再现实际的温度—应力历程，将运行过程划分为相关的保载阶段和瞬态过程，并采用认可的损伤法或应变法。对于断裂评估，当其假设条件与材料和载荷历程相符时，可以采用累积损伤计算。NUREG/CR-6150 由 U.S. Nuclear Regulatory Commission 于 1994 年发布，介绍了利用 Larson-Miller 参数和 Manson-Haferd 参数对碳钢和不锈钢进行蠕变断裂损伤建模的方法。这些参数能够整理数据，但不能免除对累积应变、焊接效应、循环载荷和老化的分析要求。

超出证据范围进行外推

较长的服役寿命容易促使人们进行激进的曲线拟合。研究人员可能用 Larson-Miller 关系拟合少量持续数千小时的试验数据，然后将其延伸至数十年，仿佛控制机制不可能发生变化。这是一种假设，而不是测量结果。

当析出、回复、晶界空洞、氧化或其他损伤过程开始控制材料行为时，长期外推会变得不可靠。能够很好拟合短时断裂数据的曲线，一旦材料进入另一种机制状态，可能会预测出错误的斜率。NIMS 的 Grade 91 系列数据之所以达到 100,000 小时的报告区间，正是因为服役寿命评估需要接近所声明时间尺度的数据，而不仅仅是一条形式上简洁的方程。

有依据的外推应检查残差、温度和应力覆盖范围、产品形态、未断裂试验的删失处理，以及拟合所得机制在物理上是否仍然可信。还应将结果与独立炉次和更长持续时间的试验结果进行比较。2022 年基于 Wilshire 方法的 P91 连续损伤力学研究，将 Wilshire 方程与连续损伤力学结合起来，用于预测蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。这比单独拟合断裂时间提供了更多信息；但在发表之前，仍应根据 U.S. Department of Energy OSTI 条目核实作者及准确的文献记录。

实际原则必须严格：未经明确的不确定性说明和机制审查，绝不能将拟合曲线延伸到其已验证的温度、应力、显微组织和时间范围之外。当证据稀少时，采用保守的规范数值、部件监测、复型金相以及基于检验的寿命评估，优于制造虚假的精确性。如果材料状态或失效机制已经发生变化，那么即使一个数值保留六位小数，它仍然只是推测。

钢材蠕变与应力断裂研究的参考框架

蠕变与应力断裂相互关联，但并非同一主题。蠕变是材料在持续载荷和高温作用下随时间发生的变形；应力断裂则着重于在规定应力和温度下直至断裂所经历的时间。因此，一份可信的记录不能只有一个“高温强度”数值，还必须将试验方法、材料状态、变形历程、断裂结果以及用于解释结果的设计规则联系起来。

ASTM、ASM、NIMS 和 NIST 资料来源

由 ASTM International 发布的 ASTM E139-11(2018) 是金属材料在恒定拉力和恒定温度下进行试验的主要方法标准。该标准涵盖蠕变试验中随时间变化的变形测量，以及蠕变断裂和应力断裂试验中的断裂时间测量。该标准并不会将每一项试验结果直接转化为设计许用值，而是规定试验的实施和报告方式，包括决定结果可比性的试样条件和试验条件。

ASM International 提供了试验标准本身无法独立提供的冶金学解释。ASM Handbook 中关于“蠕变与应力断裂失效”和“高温应用设计”的章节，讨论了变形机制、应力和温度效应、断裂模式、环境侵蚀、冶金不稳定性、时效、碳化物反应、蠕变—疲劳交互作用以及蠕变断裂设计的分析方法。当试验结果因暴露时间变化而发生改变时，这些章节尤其有用；其原因可能包括析出相粗化、马氏体回火、晶粒演变，或氧化导致有效截面积发生变化。

NIMS 提供了更为系统的数据来源。National Institute for Materials Science 的 Creep Data Sheet 数据库包括碳钢、低合金钢、高铬钢和奥氏体耐热钢。其 2024 年 Grade 91 数据集涵盖 9Cr-1Mo-V-Nb 钢制管材、钢板和管道，温度范围为 450 至 725 °C，应力范围为 30 至 450 MPa。蠕变断裂强度以 100、1,000、10,000 和 100,000 小时为时间节点报告。这一范围说明了为什么在没有注明时间基准的情况下引用某个数值可能产生误导：同一牌号在 1,000 小时和 100,000 小时时的可用应力水平可能存在实质性差异。

牌号标识也必须保持准确。ASTM A1091/A1091M 涵盖用于承压部件的 Grade C91 蠕变强度增强型铁素体合金钢铸件。其回火马氏体或贝氏体组织通过析出颗粒得到稳定，从而提高蠕变断裂强度；但该牌号并不能免除对铸件状态、热处理、截面厚度和服役暴露条件进行记录的必要性。

NIST 将蠕变断裂数据列为评估高温金属所需机械性能信息的重要类别。其数据来源指南对编辑人员很有价值，因为它将单条曲线置于可追溯材料性能证据这一更大的问题框架中，而不是将数据库条目视为无需进一步解释的信息。

美国能源部 Office of Scientific and Technical Information 收录的一项 2022 年研究，将 Wilshire 方程与连续体损伤力学相结合，用于预测 P91 钢的蠕变变形、最小蠕变速率、损伤和应力断裂寿命。出版前应核对所链接记录中该研究的准确作者姓名；不应根据二手引文自行推断作者。

ASME、欧盟、IAEA 和 NRC 资料来源

设计规范决定如何将试验数据转化为许用应力、限值或损伤评定结果。欧盟 Directive 2014/68/EU，即《压力设备指令》，要求在蠕变对压力设备设计具有重要影响的情况下，考虑与蠕变相关的材料性能和规定限值。对于铁素体钢和奥氏体钢，许用应力必须反映适用的长期材料行为，而不仅是短时拉伸强度。

ASME BPVC Section II, Part D 提供设计用材料性能，包括规范计算中使用的数值。ASME BPVC Section III, Division 5 规定高温反应堆部件的建造规则；在此类部件中，随时间变化的变形、蠕变—疲劳交互作用和时效可能决定部件寿命。报告应注明所采用的版本和分节，因为不同版本或不同司法管辖区之间的规范数值和评定程序并不可互换。

IAEA 关于 Grade 91 铁素体钢的 K. Natesan 材料指出，循环软化、应变速率依赖性、热时效、环境效应和显微组织变化都是蠕变—疲劳设计中的影响因素。当服役过程包括反复启动、停机、热梯度或载荷循环时，不能仅依据单调蠕变数据对 Grade 91 进行评定。

对于损伤计算，美国 Nuclear Regulatory Commission 的 NUREG/CR-6150（1994）介绍了采用 Larson-Miller 和 Manson-Haferd 参数进行蠕变断裂损伤建模的方法，所涉及材料包括碳钢和不锈钢。这些参数是外推工具，而非物理常数。其有效性取决于源数据范围、拟合得到的应力—温度关系、失效定义，以及对长期预测所赋予的置信程度。

可辩护的技术记录应包含的内容

一份可辩护的记录应从准确的牌号标识和标准开始，并在适用时注明标准版本。例如，Grade 91、P91 或 ASTM A1091/A1091M Grade C91 并不是可以相互替换的名称。应记录产品形态——管材、钢板、管道、锻件或铸件——以及炉号、取向、尺寸、晶粒状态、交货状态和完整的热处理过程。

试验记录应说明施加的应力、应力类型、温度、气氛、试样几何形状、加载方法、试验持续时间、中断情况和校准规程。应保存完整的应变—时间记录，而不能只保留最小蠕变速率或断裂伸长率。应说明是否发生断裂、断裂发生的时间、断口形成的位置，以及是否观察到颈缩、孔洞化、氧化、开裂或其他损伤。

最后，应明确外推模型或损伤模型、其拟合参数、数据适用范围、不确定性处理方式，以及关于冶金稳定性和环境暴露条件的全部假设。应注明适用的规范或指令、版本、设计温度、设计寿命、许用应力依据和蠕变—疲劳评定程序。缺少这些记录时，所报告的“蠕变强度”只是一个脱离其意义所依赖条件的数据点。

参考文献

1. [1]ASTM International. ASTM E139-11(2018), Standard Test Methods for Conducting Creep, Creep-Rupture, and Stress-Rupture Tests of Metallic Materials. ASTM International standard, 2018. ASTM E139-11(2018)
2. [2]U.S. Nuclear Regulatory Commission. NUREG/CR-6150: Creep-Rupture Damage Modeling. U.S. Nuclear Regulatory Commission report, 1994. NUREG/CR-6150
3. [3]Authors to be verified against the linked record. Wilshire-equation and continuum-damage-mechanics study of P91 steel. U.S. Department of Energy Office of Scientific and Technical Information record, 2022. U.S. Department of Energy Office of Scientific and Technical Information linked record