CN112289390B - 基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，包括以下步骤：通过合金扩散多元节技术高通量制备若干组多组元高温合金扩散偶并进行扩散退火处理；通过检测仪器检测获得每组扩散偶的成分‑距离曲线；根据成分‑距离曲线，建立多组元镍基高温合金基体相原子移动性数据库并验证所获得的原子移动性数据库的可靠性；通过所述的原子移动性数据库，结合修改的Kim蠕变模型，预测镍基高温合金在中温(650℃～850℃)蠕变试验下的最低蠕变速率、蠕变寿命等。本发明所提供的方法，对镍基高温合金的持久蠕变性能如最低蠕变速率、蠕变寿命等进行可靠的预测。
Description
技术领域
本发明涉及多组元合金互扩散领域，更具体地，涉及一种基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法。
背景技术
随着国家大飞机工程和“两机”专项的持续推进，我国在众多领域已取得突破性进展，但高温合金是制约我国航空发动机发展的关键材料，其制造技术一直以来被欧美发达国家高度垄断、严密封锁，是我国航空材料工作者几代人努力亟需解决的瓶颈之一。镍基高温合金主要用于航空发动机涡轮盘、涡轮叶片等热端部件。从上世纪40年代开始，航空发动机推重比不断上升，对镍基高温合金涡轮盘的服役温度提出了更高的要求，经过几十年的持续发展，以一个代次提高50℃服役温度的速度，涡轮盘的服役温度从650℃提高到了850℃，“一代材料、一代装备”在此得到淋漓尽致的体现。
涡轮盘在苛刻的高温与应力环境下服役，对合金的持久蠕变性能提出了更高的要求。材料在应力与温度的长期作用下，材料会发生蠕变导致材料断裂失效。蠕变过程可分为三个阶段：第一阶段为初生蠕变，蠕变抗力会随着位错密度的增加而上升；第二阶段是稳态蠕变，材料应***化与回复软化处于竞争平衡状态，第二阶段的平均蠕变速率，通常称为最低蠕变速率；第三阶段是加速阶段，裂纹会在孔洞、晶界、碳化物、氧化物、TCP相等缺陷处萌生、快速扩展，最终导致合金断裂失效。其中，最低蠕变速率是衡量合金蠕变性能好坏的重要性能指标，其在一定程度上决定了蠕变寿命的长短。
研究表明，镍基高温合金的蠕变性能不仅与γ′相的大小、形貌、以及尺寸分布有关，还与合金元素在基体相中的扩散快慢紧密相关。当前镍基高温合金的互扩散系数研究主要集中在二元、三元等低组分体系，对镍基多组分体系的互扩散系数的计算主要是基于低组分体系的互扩散信息通过CALPHAD方法外推得到，与实际合金的互扩散行为具有较大的偏差，且外推得到的多组分扩散动力学数据库的可靠性有待考量，对合金设计的可靠性提出了挑战。因此，通过实验的方法高通量获得可靠的镍基多组分原子移动性数据库对研究镍基高温合金的蠕变性能以及成分设计具有至关重要的作用，可加速设计新一代高蠕变性能高温合金的开发。
互扩散系数作为一种物理性质，不能通过实验直接获得，而是需要通过求解Fick第二定律或Einstein-Smoluchowski方程来获得。互扩散系数的测定方法主要有理论计算与实验测定。理论计算主要是结合第一性原理计算、集团展开法和蒙特卡罗等方法来获得互扩散系数。实验测定的方法主要是基于Fick第二定律从扩散偶的成分-距离曲线中提取互扩散系数，其中最为广泛使用的是通过固相扩散偶方法来获得成分-距离曲线，进而发展为扩散多元节方法。从成分-距离曲线中提取互扩散系数的传统方法有Boltzmann-Matano方法、Sauer-Freise方法、Wagner方法和Kirkaldy-Matano方法等，而这些方法只适合求解二元、三元合金体系的互扩散系数，难以求解多组元合金体系互扩散系数。最近提出的新型数值回归方法可用于获得多组分合金体系的互扩散系数矩阵，但其在多组分体系中提取互扩散系数矩阵的可靠性有待于进一步的验证。
在预测镍基高温合金的蠕变性能时如商用的Jmatpro软件采用镍基二元体系的自扩散系数或杂质扩散系数来计算合金的有效扩散系数。然而，镍基高温合金组分众多，元素之间的交互作用较为复杂，采用二元体系的自扩散系数或杂质扩散系数来计算镍基合金的有效扩散系数时未能考虑到元素之间复杂的交互作用。
发明内容
基于现有技术中存在的上述技术问题，本发明提供了一种评估多组元高温合金持久蠕变性能的预测方法，该方法先通过多组元合金扩散偶获得扩散偶的成分-距离曲线，通过该成分距离曲线获得可靠的多组分镍基高温合金基体相原子移动性数据库，再结合修改的Kim蠕变模型预测多组元镍基高温合金在中温时的最低蠕变速率、蠕变寿命等，该方法可有效、可靠、快速地获得多组元镍基高温合金基体相的原子移动性数据库，并应用于预测镍基高温合金的蠕变性能，促进相关理论和应用的发展。
为实现上述目的，本发明的技术方案如下：
一种基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，包括以下步骤：
S1：通过合金扩散多元节技术高通量制备若干组多组元镍基高温合金扩散偶；
S2：通过检测仪器检测获得每组所述扩散偶的成分-距离曲线；
S3：根据所述步骤S2获得的成分-距离曲线，建立多组元镍基高温合金互扩散系数矩阵，具体操作步骤如下：
S3-1：通过步骤S2获得的成分-距离曲线以及现有技术中已评估的镍基二元体系的自扩散系数或杂质扩散系数的原子移动性参数Mk，对于现有技术中未记载的镍基二元体系的原子移动性参数进行近似处理，将二元交互作用参数作为可调整的参数，设为常数A。在本发明中所述对于现有技术中未记载的镍基二元体系的原子移动性参数进行近似处理是指：采用元素周期表中同一周期或同一主族相邻元素在Ni中的原子移动性参数代替。
S3-2：根据多组元合金互扩散系数与原子移动性参数存在的下述关系，其表达式如下：
式1中：为镍基多组元合金的互扩散系数，N表示多组元合金中含有的元素数量，i、j、k表示第i、第j、第k个元素,R为气体常数，T为扩散退火温度，Mi为i元素的原子移动性参数，Mk为k元素的原子移动性参数，xi表示元素i的摩尔分数，/>是热力学因子；当i和j是同一个元素时，热力学因子等于1，否则等于0；
S3-3：根据Fick第二定律，镍基N元系中元素互扩散系数与所述成分-距离曲线存在下述关系，其表达式如下：
式2中：ci为元素i的摩尔分数，t为退火时间，x为距离，为镍基多组元合金的互扩散系数；所述N为大于2的正整数；
S3-4通过所述步骤S3-1、S3-2、S3-3过程可以初步模拟出扩散偶的成分-距离曲线，并与实验的成分-距离曲线对比，为了获得最可靠的原子移动性参数，采用遗传算法不断迭代优化调整参数A，直至模拟的成分-距离曲线与实验的成分-距离曲线在可以接受的误差范围内，所获得的原子移动性参数为当前的原子性数据库；其中，采用遗传算法优化调整参数A的过程通过HitDIC(High-throughput Determination of InterdiffusionCoefficients)软件实现；
S4：验证所述原子移动性数据库的可靠性；
S5：通过所述原子移动性数据库，结合修改的Kim蠕变模型，预测多组元镍基高温合金在中温蠕变试验条件下的最低蠕变速率与蠕变寿命，其具体表达式如下：
式3-7中，D0,eff为有效指数前因子值，ci为i元素的摩尔分数，为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散指数前因子值，Qeff为有效激活能，/>为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散激活能，Deff为有效扩散系数，R为气体常数，T为蠕变试验温度，/>为最低蠕变速率，φ为蠕变温度下γ′相体积分数，G为剪切模量，b为伯氏矢量，k为玻尔兹曼常数，/>为γ′相粒子间距，γSFE为基体相的堆垛层错能，σ为蠕变试验应力(为已知量，其为蠕变试验条件之一)，σp为背应力，d为晶粒大小，A1和A2为模型拟合参数，通过拟合合金的实验数据获得；无任何物理意义，t为蠕变寿命。
作为优选，A1和A2为模型拟合参数，通过拟合Rene95合金的实验数据获得。
在一些实施方式中，所述S2中，检测所述扩散偶时，检测距离为3000μm或4000μm。
在一些实施方式中，所述检测仪器为微束X射线荧光设备。
在一些实施方式中，所述检测仪器对所述扩散偶的检测参数为：束斑为15μm，信息深度为10μm，能量分辨率为130eV，检测速率为5s/point。
在一些实施方式中，所述高通量制备若干组扩散偶的方法包括以下步骤：
步骤一、根据待研究的合金成分空间，进行合金和组合设计；
步骤二、熔炼若干个多组元合金块并根据组合设计将所述合金块排列布置形成一个合金块整体；
步骤三、将所述合金块整体进行加工、打磨；
步骤四、制作纯镍包套和包套盖，将经步骤三处理后的合金块整体装配到所述包套中，然后将包套与包套盖焊接成一体，确保包套内部为真空状态，形成合金扩散偶试样；
步骤五、对所述合金扩散偶试样采用热等静压，使合金块整体中各合金块之间、各合金块与包套之间形成良好的界面结合；
步骤六、经步骤五处理后的合金扩散偶试样在设定温度下进行扩散退火处理；
步骤七、经步骤六处理后的合金扩散偶试样进行镶样与制样，用于后续检测获得扩散偶的成分-距离曲线。
作为优选方案，步骤五中，所述热等静压参数为：温度1180℃，压力150MPa，时间8h。
作为优选方案，经步骤五处理后的合金扩散偶试样在1180℃或1280℃下进行扩散退火处理；扩散退火的时间为10～1000h。
相较于现有技术，本发明的有益效果如下：
1.采用合金扩散多元节技术高通量制备多组元高温合金扩散偶，可快速获得多组元高温合金扩散偶，无需使用多次实验，大大减少工作量；
2.利用有效的多组元高温合金扩散偶，获得扩散偶的成分-距离曲线，然后将原子移动性参数中的二元交互作用参数作为可调整的参数，设为常数A，为了获得最可靠的原子移动性参数，采用遗传算法不断迭代优化调整参数A，直至模拟的成分-距离曲线与实验的成分-距离曲线在可接受的误差范围内，从而获得基于数据驱动多组元高温合金原子移动性数据库；结合修改的Kim蠕变模型，预测镍基高温合金在蠕变试验中的抗蠕变性能，通过结合公开文献的实验数据证实本发明可对镍基高温合金的蠕变性能如最低蠕变速率、蠕变寿命进行可靠的预测，从而可预测合金化学成分较多(＞6)的多组元镍基高温合金的蠕变性能，具有较高的准确性，在设计合金时可依据通过本发明预测的最低蠕变速率与蠕变寿命进行镍基合金的成分设计，有利于促进相关理论和应用的发展。
附图说明
图1为具体实施例中多组元合金的结构设计图；
图2为具体实施例中的高通量制备多组元合金扩散偶的制备流程图。
图3为本发明所提供的部分成分-距离曲线模拟值与实验值对比结果。
图4为本发明所提供的原子移动性数据库对镍基三元体系互扩散系数的预测值与相关文献中所记载的实验值对比结果。
图5和图6分别为本发明所提供的评估方法对镍基高温合金的最低蠕变速率和蠕变寿命的预测值与文献中所记载的实验值的对比结果。
具体实施方式
在下面的描述中阐述了很多具体细节以便于充分理解本发明。但是本发明能够以很多不同于在此描述的其它方式来实施，本领域技术人员可以在不违背本发明内涵的情况下做类似改进，因此本发明不受下面公开的具体实施的限制。
除非另有定义，本文所使用的所有的技术和科学术语与属于本发明的技术领域的技术人员通常理解的含义相同。本文中在本发明的说明书中所使用的术语只是为了描述具体的实施例的目的，不是旨在于限制本发明。
实施例1
一种基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，包括以下步骤：
S1：通过合金扩散多元节技术高通量制备若干组多组元镍基高温合金扩散偶；
S2：通过检测仪器检测获得每组所述扩散偶的成分-距离曲线；
S3：根据所述步骤S2获得的成分-距离曲线，建立多组元镍基高温合金互扩散系数矩阵，具体操作步骤如下：
S3-1：通过步骤S2获得的成分-距离曲线以及现有技术中已评估的镍基二元体系的自扩散系数或杂质扩散系数的原子移动性参数Mk，对于现有技术中未记载的镍基二元体系的原子移动性参数进行近似处理，将二元交互作用作为可调整的参数，设为常数A；
S3-2：根据多组元合金互扩散系数与原子移动性参数存在的下述关系，其表达式如下：
式1中：为镍基多组元合金的互扩散系数，N表示多组元合金中含有的元素数量，i、j、k表示第i、第j、第k个元素,R为气体常数，T为扩散退火温度，Mi为i元素的原子移动性参数，Mk为k元素的原子移动性参数，xi表示元素i的摩尔分数，/>是热力学因子；当i和j是同一个元素时，热力学因子等于1，否则等于0；
S3-3：根据Fick第二定律，镍基N(N>2)元系中元素互扩散系数与所述成分-距离曲线存在下述关系，其表达式如下：
式2中：N为多组元镍基高温合金中元素数量，i＝1，2，…，N-1表示第1个元素，第2个元素，…，第N-1个元素；ci为元素i的摩尔分数，t为退火时间，x为距离，为镍基多组元合金的互扩散系数；
S3-4：通过所述步骤S3-1、S3-2、S3-3过程初步模拟出扩散偶的成分-距离曲线，并与实验的成分-距离曲线对比，为了获得最可靠的原子移动性参数，采用遗传算法不断迭代优化调整参数A，直至模拟的成分-距离曲线与实验的成分-距离曲线在可以接受的误差范围内，所获得的原子移动性参数为当前的原子性数据库；其中，采用遗传算法优化调整参数A的过程通过HitDIC软件实现；
S4：验证所述原子移动性数据库的可靠性；
S5：通过所述原子移动性数据库，结合修改的Kim蠕变模型，预测多组元镍基高温合金在中温蠕变试验条件下的最低蠕变速率与蠕变寿命，其具体表达式如下：
式3-7中，D0,eff为有效指数前因子值，ci为i元素的摩尔分数，为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散指数前因子值，Qeff为有效激活能，/>为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散激活能，Deff为有效扩散系数，R为气体常数，T为蠕变试验温度，/>为最低蠕变速率，φ为蠕变温度下γ′相体积分数，G为剪切模量，b为伯氏矢量，k为玻尔兹曼常数，/>为γ′相粒子间距，γSFE为基体相的堆垛层错能，σ为蠕变试验应力，σp为背应力，d为晶粒大小，A1和A2为模型拟合参数A1和A2为模型拟合参数(通过拟合Rene95合金的实验数据获得)，无任何物理意义，t为蠕变寿命。
以下结合具体的操作方式对本发明进行详细地说明：
一、多组元镍基高温合金扩散偶的高通量制备，具体步骤如下：
步骤一：根据待研究的合金成分空间，进行镍基多组元合金扩散偶结构设计，本实施例的合金扩散偶结构如图1所示；
步骤二：根据图1的结构设计图(其中左图为W系列合金设计结构，右图为Z系列合金设计结构)和图2的加工工艺流程图以及表1的合金组分，熔炼相应的合金块，然后将合金块设计的结构进行排列布置形成一个合金块整体；
步骤三：对步骤二所形成的合金块整体进行加工、打磨；
步骤四：制作纯镍包套和包套盖，将经步骤三处理后的合金块整体装配到所述包套中，然后将包套与包套盖焊接成一体，确保包套内部为真空状态，形成合金扩散偶试样；
步骤五：对所述合金扩散偶试样采用高温热等静压，使合金块整体中各合金块之间、各合金块与包套之间形成良好的界面结合；其中，所述热等静压温度为1180℃，压力为150MPa，时间为8h；
步骤六：经步骤五处理后的合金扩散偶试样进行扩散退火处理，W系列合金退火温度为1180℃，退火时间为1000h，Z系列合金退火温度为1280℃，退火时间为100h，形成扩散成分梯度；
步骤七：经步骤六处理后的合金扩散偶试样，然后进行镶样与制样，用于后续检测获得扩散偶的成分-距离曲线。
表1各合金块的组成成分
二、试样成分-距离曲线的获取
采用微束X射线荧光设备对所制成试样的扩散偶分别进行检测分析，检测分析距离为：检测W系列扩散偶界面左右两边约3000μm的一段距离的元素扩散情况(以本实施例为具体说明，检测W1和W2合金之间元素互扩散形成的成分梯度，检测宽度为3000μm)，得到所述扩散偶的成分-距离曲线，具体测试方式如下：
微束X射线荧光设备的检测参数为：束斑为15μm，信息深度为10μm，能量分辨率为130eV，检测速率为5s/point，然后将X射线对准扩散偶界面两侧的一定长度D，检测扩散偶界面两侧的成分梯度，根据检测结果获得实验的成分-距离曲线；同理，测试其他扩散偶的成分距离曲线，如图3。图3中，左图为Ni+8Ta扩散偶的实验-成分距离曲线(散点)与模拟的成分距离曲线(实线)比较；右图为8Ta+4Nb扩散偶的实验成分距离曲线(散点)与模拟的成分距离曲线(实线)比较。由图3可以看出，本方法模拟的成分-距离曲线与实验值具有较好的一致性，证明当前获得的原子移动性数据库是可靠的。
三、根据成分-距离曲线，获得原子移动性数据库，具体步骤如下：
(1)通过成分-距离曲线以及现有技术中(本申请中引用如下述参考文献1-17中的相关数据)已评估的镍基二元体系的原子移动性参数，对于现有技术中未记载的镍基二元体系的原子移动性参数进行近似处理，将二元交互作用作为可调整的参数，设为常数A；
(2)互扩散系数与原子移动性参数存在下述关系，其表达式如下：
式1中：为镍基多组元合金的互扩散系数，N表示多组元合金中含有的元素数量，i、j、k表示第i、第j、第k个元素,R为气体常数，T为扩散退火温度，Mi为i元素的原子移动性参数，Mk为k元素的原子移动性参数，xi表示元素i的摩尔分数，/>是热力学因子；当i和j是同一个元素时，热力学因子等于1，否则等于0；
(3)根据Fick第二定律，镍基N(N>2)元系中元素互扩散系数与所述成分-距离曲线存在下述关系，其表达式如下：
式2中：N为多组元镍基高温合金中元素数量，i,j＝1，2，…，N-1表示第1个元素，第2个元素，…，第N-1个元素；ci为元素i的摩尔分数，t为退火时间，x为距离，为镍基多组元合金的互扩散系数；
(4)通过所述步骤(1)、(2)、(3)过程可以初步模拟出扩散偶的成分-距离曲线，并与实验的成分-距离曲线对比，采用遗传算法不断迭代优化调整参数A，直至模拟的成分-距离曲线与实验的成分-距离曲线在可以接受的误差范围内，所获得的原子移动性参数为当前的原子性数据库；其中，采用遗传算法优化调整参数A的过程通过HitDIC软件实现。
通过对比当前数据库计算的镍基三元系互扩散系数与现有相关文献(下述编号为4,18-33的文献)中相应实验数据结果，确定本发明的原子移动性数据库计算的镍基三元体系互扩散系数与实验结果的一致性较高，从而说明当前获得的原子移动性数据库具有较好的可靠性，具体如图4所示。
如图4，图4为本发明所提供的镍基三元系互扩散系数模拟值与相关文献中所记载的相应实验值的对比结果，其中，横坐标为实验值的测定结果，纵坐标为模拟值，虚线为模拟互扩散系数可接受的误差范围。图4中，模拟值均在可接受的误差范围内，说明本发明所提供的原子移动性数据库可靠性高。
其中，图4所使用的实验数据来源于以下文献：
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四、根据多组分镍基高温合金基体相原子移动性数据库对镍基高温合金的持久蠕变性能进行预测
通过获得的原子移动性数据库，结合修改的Kim蠕变模型，预测镍基高温合金蠕变试验中的最低蠕变速率和蠕变寿命，其表达式如下：
/>
式3-7中，D0,eff为有效指数前因子值，ci为i元素的摩尔分数，为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散指数前因子值，Qeff为有效激活能，/>为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散激活能，Deff为有效扩散系数，R为气体常数，T为蠕变试验温度，/>为最低蠕变速率，φ为蠕变温度下γ′相体积分数，G为剪切模量，b为伯氏矢量，k为玻尔兹曼常数，/>为γ′相粒子间距，γSFE为基体相的堆垛层错能，σ为蠕变试验应力，σp为背应力，d为晶粒大小，A1和A2为模型拟合参数，无任何物理意义，t为蠕变寿命。
式3-7中，A1和A2为模型拟合参数，φ参数通过商用软件Pandat(PanNi2018数据库)获得；T为蠕变温度；σ为蠕变试验应力，气体常数R等于8.314J/(mol·K)；玻尔兹曼常数k等于1.38×10-23J/K；G、γSFE、b等通过CALPHAD方法外推得到(其具体公式参见下述编号为34的文献)；
通过如下关系式获得:/>φ为γ′相体积分数，/>为γ′相平均半径，其通过实验统计获得；当0.75σ>σorowan时，σp＝σorowan，否则σp＝0.75σ，其中
v为泊松比，其值等于0.35；d为晶粒直径，其通过实验获得；A1和A2通过拟合Rene95合金实验数据获得(Rene95实验数据来源于下述编号为35的文献)，其拟合值A1和A2分别为4.4×108和6.7。
公式8、9中，为蠕变温度下元素i的示踪扩散系数，Mi为原子移动性参数，当T＝1453k和1553k时，结合式8-9，得出/>和/>然后结合式3，得到有效指数前因子值D0,eff；根据式4，算出有效激活能Qeff；由式5，得到镍基高温合金在蠕变试验条件下基体相的有效扩散系数；通过式6-7，分别计算出镍基高温合金在蠕变试验条件下的最低蠕变速率和蠕变寿命。图5为当前方法预测的最低蠕变速率(纵坐标)与实验值(横坐标)的对比(其中，图5中的实验值相应数据来源于下述编号为36-42的文献)，可以看到预测的最低蠕变速率与实验值具有较好的一致性，误差在一个数量级以内。图6为当前方法预测的蠕变寿命与实验值(散点)的对比，可以看到预测的蠕变寿命与实验值具有较好的一致性，误差在一个数量级以内(其中，图6的实验值数据均来源于下述文献中编号为36-38,41,43-46的文献)。
其中，图5和图6的与本申请相应的实验数据引用以下文献：34、KimY K,Kim D,KimH K,et al.An intermediate temperature creepmodel forNi-based superalloys[J].International Journal ofPlasticity,2016,79:153-175.
35、Bhowal P,Wright E,Raymond E.Effects of cooling rate andγ′
morphology on creep and stress-rupture properties of apowdermetallurgy superalloy[J].Metallurgical Transactions A,Springer,
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36、Stevens R,Flewitt P.The dependence ofcreep rate onmicrostructurein aγ′strengthened superalloy[J].Acta Metallurgica,Elsevier,1981,
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37、Locq D,Marty M,Caron P.Optimisation of the mechanicalproperties ofa new PM superalloy for disk applications[J].OFFICENATIONAL D ETUDES ET DERECHERCHESAEROSPATIALES ONERA-PUBLICATIONS-TP,
INFORMATION SCIENTIFIQUE ET TECHNIQUE ET,2001,4.38、Xia P C,Yu J J,SunX F,et al.Influence ofγ′precipitate morphologyon the creep property of adirectionally solidified nickel-basesuperalloy[J].Materials Science andEngineering:A,2008,476(1-2):39-45.
39、Peng Z,Tian G,Jiang J,et al.Mechanistic behaviour and modellingofcreep in powder metallurgy FGH96 nickel superalloy[J].
Materials Science and Engineering:A,2016,676:441-449.
40、Kvapilova M,Dvorak J,Kral P,et al.Creep behaviour andlifeassessment of a cast nickel-base superalloy MAR-M247[J].HighTemperatureMaterials and Processes,2019,38(2019):590-600.41、Tian T,Hao Z,Ge C,etal.Effects ofstress and temperature on creepbehavior of a new third-generation powder metallurgy superalloyFGH100L[J].Materials Science andEngineering:A,2020,776:139007.
42、Wilshire B,Scharning P J.Theoretical and practical approachestocreep of Waspaloy[J].Materials Science and Technology,2009,
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43、Bhowal P,Wright E,Raymond E.Effects of cooling rate andγ′
morphology on creep and stress-rupture properties of apowdermetallurgy superalloy[J].Metallurgical Transactions A,Springer,
1990,21(6):1709-1717.
44、Ferrari A.Effect of Microstructure on the Early Stages ofCreepDeformation of an Experimental Nickel Base Alloy[C]//Superalloys
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45、Peng Z,Tian G,Jiang J,et al.Mechanistic behaviour and modellingofcreep in powder metallurgy FGH96 nickel superalloy[J].
Materials Science and Engineering:A,2016,676:441-449.
46、Kvapilova M,Dvorak J,Kral P,et al.Creep behaviour andlifeassessment of a cast nickel-base superalloy MAR-M247[J].HighTemperatureMaterials and Processes,2019,38(2019):590-600.
以上所述实施例的各技术特征可以进行任意的组合，为使描述简洁，未对上述实施例中的各个技术特征所有可能的组合都进行描述，然而，只要这些技术特征的组合不存在矛盾，都应当认为是本说明书记载的范围。
以上所述实施例仅表达了本发明的几种实施方式，其描述较为具体和详细，但并不能因此而理解为对发明专利范围的限制。应当指出的是，对于本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进，这些都属于本发明的保护范围。因此，本发明专利的保护范围应以所附权利要求为准。
Claims (8)
1.一种基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，包括以下步骤：
S1：通过合金扩散多元节技术高通量制备若干组多组元镍基高温合金扩散偶；
S2：通过检测仪器检测获得每组所述扩散偶的成分-距离曲线；
S3：根据所述步骤S2获得的成分-距离曲线，建立多组元镍基高温合金互扩散系数矩阵，具体操作步骤如下：
S3-1：通过步骤S2获得的成分-距离曲线以及已评估的镍基二元体系的自扩散系数或杂质扩散系数的原子移动性参数Mi，对于未记载的镍基二元体系的原子移动性参数进行近似处理，将二元交互作用参数作为可调整的参数，均设为常数A；
S3-2：根据多组元合金互扩散系数与原子移动性参数存在的下述关系，其表达式如下：
式1中：为镍基多组元合金的互扩散系数，N表示多组元合金中含有的元素数量，i、j、k表示第i、第j、第k个元素,R为气体常数，T为扩散退火温度，Mi为i元素的原子移动性参数，Mk为k元素的原子移动性参数，xi表示元素i的摩尔分数，/>是热力学因子；当i和j是同一个元素时，热力学因子等于1，否则等于0；
S3-3：根据Fick第二定律，镍基N元系中元素互扩散系数与所述成分-距离曲线存在下述关系，其表达式如下：
式2中：ci为元素i的摩尔分数，t为退火时间，x为距离，为镍基多组元合金的互扩散系数；所述N为大于2的正整数；
S3-4：通过所述步骤S3-1、S3-2、S3-3过程初步模拟出扩散偶的成分-距离曲线，并与实验的成分-距离曲线对比，采用遗传算法不断迭代优化调整参数A，直至模拟的成分-距离曲线与实验的成分-距离曲线在可以接受的误差范围内，所获得的多个原子移动性参数组成原子移动性数据库；其中，采用遗传算法优化调整参数A的过程通过HitDIC软件实现；
S4：验证所述原子移动性数据库的可靠性；
S5：通过所述原子移动性数据库，结合修改的Kim蠕变模型，预测多组元镍基高温合金在中温蠕变试验条件下的最低蠕变速率与蠕变寿命，其具体表达式如下：
式3-7中，D0,eff为有效指数前因子值，ci为i元素的摩尔分数，为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散指数前因子值，Qeff为有效激活能，/>为所述原子移动性数据库计算的i元素在基体相中的示踪扩散激活能，Deff为有效扩散系数，R为气体常数，T为蠕变试验温度，/>为最低蠕变速率，φ为蠕变温度下γ′相体积分数，G为剪切模量，b为伯氏矢量，k为玻尔兹曼常数，/>为γ′相粒子间距，γSFE为基体相的堆垛层错能，σ为蠕变试验应力，σp为背应力，d为晶粒大小，A1和A2为模型拟合参数，通过拟合合金的实验数据获得，t为蠕变寿命。
2.根据权利要求1所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，所述步骤S2中，检测所述扩散偶时，检测距离为3000μm或4000μm。
3.根据权利要求1所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，所述检测仪器为微束X射线荧光设备。
4.根据权利要求3所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，所述检测仪器对所述扩散偶的检测参数为：束斑为15μm，信息深度为10μm，能量分辨率为130eV，检测速率为5s/point。
5.根据权利要求1所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，所述合金扩散多元节技术高通量制备若干组多组元镍基高温合金扩散偶的方法包括以下步骤：
步骤一：根据待研究的合金成分空间，进行合金和组合设计；
步骤二：熔炼若干个多组元合金并根据组合设计将所述合金排列布置形成一个合金块整体；
步骤三：将所述合金块整体进行加工、打磨；
步骤四：制作纯镍包套和包套盖，将经步骤三处理后的合金块整体装配到所述包套中，然后将包套与包套盖焊接成一体，确保包套内部为真空状态，形成合金扩散偶试样；
步骤五：对所述合金扩散偶试样采用热等静压，使合金块整体中各合金块之间、各合金块与包套之间形成良好的界面结合；
步骤六：经步骤五处理后的合金扩散偶试样在设定温度下进行扩散退火处理；
步骤七：经步骤六处理后的合金扩散偶试样进行镶样与制样，用于后续检测获得扩散偶的成分-距离曲线。
6.根据权利要求1所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，A1和A2通过拟合Rene95合金的实验数据获得。
7.根据权利要求5所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，步骤五中，所述热等静压参数为：温度1180℃，压力150MPa，时间8h。
8.根据权利要求5所述的基于数据驱动多组元高温合金持久蠕变性能的评估方法，其特征在于，经步骤五处理后的合金扩散偶试样在1180℃或1280℃下进行扩散退火处理；扩散退火的时间为10～1000h。
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