陳健飛 蔣文春 張玉財(cái) 王振波 張玉福 蘇厚德 裴二陽

（1.中國石油大學(xué)（華東）新能源學(xué)院；2.中國石油化工股份有限公司勝利油田分公司技術(shù)檢測中心；3.甘肅藍(lán)科石化高新裝備股份有限公司；4.中國機(jī)械工業(yè)聯(lián)合會）

我國以煤炭為主要發(fā)電能源，燃料消耗量大且利用率低，導(dǎo)致溫室氣體排放加劇。 為達(dá)到減少溫室氣體排放量、 提高能源轉(zhuǎn)化率的目標(biāo)，今后我國火力發(fā)電機(jī)組的運(yùn)轉(zhuǎn)工況將向著更高溫度、更高壓力的方向發(fā)展。 而高溫高壓給超臨界火電機(jī)組的發(fā)展帶來的關(guān)鍵技術(shù)難題之一就是保證特種設(shè)備構(gòu)件所用金屬材料在極端惡劣條件下的服役壽命［1］。 9Cr1Mo鋼作為馬氏體耐熱鋼的代表性鋼種，已廣泛應(yīng)用在大容積、高效率的新型火電設(shè)備中。 由于在高溫、高壓操作工況下，設(shè)備部分區(qū)域往往存在熱量積聚，9Cr1Mo鋼在這些熱量積聚區(qū)容易發(fā)生失效，所以在高溫復(fù)雜載荷的情況下，蠕變及蠕變損傷導(dǎo)致的裂紋擴(kuò)展是金屬構(gòu)件的主要失效形式之一［2］。 因此，研究600℃以上9Cr1Mo鋼的蠕變裂紋擴(kuò)展行為對于提升電廠生產(chǎn)安全性，保障服役過程中超（超）臨界火電機(jī)組的平穩(wěn)可靠運(yùn)轉(zhuǎn)、操作人員的人身安全和改善溫室效應(yīng)，具有十分重要的意義。

筆者以三維CT試樣為研究對象，分析比較側(cè)槽對CT試樣蠕變擴(kuò)展行為的影響，并對不同側(cè)槽深度和角度的蠕變裂紋擴(kuò)展行為進(jìn)行研究。

1 研究現(xiàn)狀

裂尖拘束是影響材料斷裂行為的重要因素［3～10］。 目前，國內(nèi)外學(xué)者已對影響蠕變裂紋擴(kuò)展（CCG）行為的面內(nèi)、面外拘束進(jìn)行了大量研究分析， 拘束的影響因素通常包括試樣的幾何尺寸、初始裂紋深度、試樣厚度及加載方式等。 這些拘束因素首先影響裂紋尖端前的應(yīng)力應(yīng)變場，進(jìn)而影響材料的蠕變斷裂行為。 王國珍等選取Cr-Mo-V鋼作為實(shí)驗(yàn)材料， 通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在同一蠕變斷裂參量C*下，試樣厚度的增大或者裂紋深度的增大，都會使得CCG速率增大［11］。 趙雷采用可作為超超臨界火力發(fā)電機(jī)核心部件材料的P92鋼，通過選取不同初始裂紋深度的CT試樣進(jìn)行蠕變裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，結(jié)果表明：對于不同初始裂紋深度的CT試樣，當(dāng)裂紋長度與試樣寬度的比值a0/W<0.7時，CCG速率隨裂紋深度的增大而增大［12］。 楊杰通過有限元模擬發(fā)現(xiàn)，面外拘束效應(yīng)與面內(nèi)拘束效應(yīng)相關(guān)， 二者存在交互作用，CT試樣中的高面內(nèi)拘束會使得面外拘束效應(yīng)增強(qiáng)［13］。

Hyde T H等在對無槽口的CT試樣進(jìn)行試驗(yàn)時發(fā)現(xiàn)裂紋尖端區(qū)域出現(xiàn)了明顯的隧道效應(yīng)，通過在試樣兩側(cè)開深度為10%的槽口，能明顯減弱這種現(xiàn)象［14］。 He J Z等通過對有槽口的Cr-Mo-V鋼進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)隨著槽口深度的增大，由于裂紋前緣等效應(yīng)力和應(yīng)力三軸度的增大，CCG速率增大［15］。 Zhang S和Takahashi Y選取不同厚度的CT試樣進(jìn)行槽口對裂紋尖端應(yīng)力場分布的影響研究，結(jié)果顯示：當(dāng)試樣厚度增大時，裂紋尖端的平均C*值減小； 試樣中槽口因素會減小厚度對試樣厚度方向C*值分布的影響［16］。何濱通過有限元模擬發(fā)現(xiàn)P91鋼CT試樣有、無槽口均對裂紋尖端的輪廓形貌影響很大［17］：在有槽口的試樣中， 由于槽口區(qū)域應(yīng)力集中加速裂紋擴(kuò)展， 故試樣槽口區(qū)域裂紋擴(kuò)展長度要大于試樣厚度中心區(qū)域；而對于無槽口的試樣，其厚度方向上的裂紋長度要大于試樣表面區(qū)域。 雖然拘束效應(yīng)也包含試樣側(cè)槽影響， 但至今缺乏關(guān)于9Cr1Mo鋼蠕變裂紋擴(kuò)展行為影響的系統(tǒng)性分析研究。

2 建模

2.1 有限元模型

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)ASTM E1457， 筆者選擇CT試樣進(jìn)行仿真分析，其幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 CT試樣幾何結(jié)構(gòu)示意圖

表1 CT試樣的幾何參數(shù)

在ABAQUS中依據(jù)試樣的幾何參數(shù)建立三維有限元模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。 由于幾何模型具有對稱性， 因此只建立CT試樣的1/4模型即可。 該模型共有17 040個網(wǎng)格， 單元長度為100μm。 有限元分析中，在銷釘孔中心設(shè)置參考點(diǎn)并與孔內(nèi)表面設(shè)置運(yùn)動耦合，載荷施加在該參考點(diǎn)位置以模擬實(shí)際銷釘加載情況。 底部對稱面關(guān)于y軸對稱，側(cè)面韌帶區(qū)域?qū)ΨQ面關(guān)于z軸對稱，在試樣耦合參考點(diǎn)上施加x、z方向位移約束以獲取CT試樣力學(xué)響應(yīng)，如圖3所示。

2.2 蠕變損傷力學(xué)模型及材料參數(shù)

9Cr1Mo鋼在有限元模擬中的總應(yīng)變εt由3部分組成：

圖2 9Cr1Mo鋼CT試樣三維有限元模型及網(wǎng)格劃分

圖3 9Cr1Mo鋼CT試樣三維模型邊界條件

式中 A——與材料有關(guān)的蠕變參數(shù)；

n——蠕變指數(shù)；

S——偏應(yīng)力張量；

σ1——最大主應(yīng)力；

σeq——Mises應(yīng)力；

β——與應(yīng)力無關(guān)的材料參數(shù)；

ρ——微裂紋損傷參數(shù)；

對于式（5）中的多軸蠕變斷裂應(yīng)變，筆者運(yùn)用修正后的損傷演化模型來分析600℃下9Cr1Mo鋼的蠕變損傷，計(jì)算式如下：

其中，εf為單軸蠕變斷裂應(yīng)變，σm為材料內(nèi)靜水應(yīng)力。 經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證，式（6）能夠較好地模擬材料在多軸應(yīng)力狀態(tài)下的蠕變裂紋擴(kuò)展行為［20］。

600℃時9Cr1Mo鋼的材料參數(shù)如下：

彈性模量E 160GPa

屈服強(qiáng)度σs300MPa

A 4.213×10-22MPa-n/h

n 8.55

單軸蠕變斷裂應(yīng)變εf24%

3 結(jié)果和討論

3.1 9Cr1Mo鋼蠕變裂紋擴(kuò)展的演化規(guī)律

圖4 CT1試樣的蠕變裂紋擴(kuò)展情況（有側(cè)槽）

應(yīng)力分析路徑Path如圖5所示， 位于CT試樣底部靠近側(cè)槽處。圖6為CT1試樣蠕變裂紋擴(kuò)展過程中， 其最大主應(yīng)力和Mises應(yīng)力隨時間沿路徑Path的變化曲線。 當(dāng)t=0h時，即未加外部載荷時，路徑上的應(yīng)力均為0。 當(dāng)t=193h時，最大主應(yīng)力增至190MPa。在裂紋擴(kuò)展前，隨著時間的推移，最大主應(yīng)力的峰值降低， 且出現(xiàn)的位置向前發(fā)展，這是由于材料出現(xiàn)了應(yīng)力松弛現(xiàn)象。 當(dāng)t=2188h時，最大主應(yīng)力在裂紋尖端處出現(xiàn)雙峰值現(xiàn)象，可以理解為形成了新的裂紋尖端，即在初始裂紋尖端再次發(fā)生了裂紋擴(kuò)展，但最大主應(yīng)力的峰值位置依舊位于裂紋尖端前。 當(dāng)t=6688h時，裂紋的擴(kuò)展使得裂紋尖端前的最大主應(yīng)力和Mises應(yīng)力較之前的應(yīng)力有大幅提升。 通過最大主應(yīng)力的變化趨勢可以得出，最大主應(yīng)力的峰值始終位于裂紋尖端前面的某一區(qū)域內(nèi)。

圖5 應(yīng)力分析路徑Path

圖6 CT1試樣蠕變過程中應(yīng)力隨時間沿路徑Path的變化曲線

3.2 側(cè)槽深度對蠕變裂紋擴(kuò)展的影響

為保證初始應(yīng)力狀態(tài)相同，d=0.5mm的情況下施加載荷為1 423N，d=0.8mm的情況下施加載荷為1 375N，d=1.0mm 的情況下施加載荷為1 342N，3種情況下蠕變裂紋長度隨時間的變化曲線如圖7所示。由圖7可以看出，側(cè)槽深度1.0mm時的裂紋起始時間最短、0.5mm次之、0.8mm最長。從3條曲線的斜率可以看出，側(cè)槽深度0.8mm時的蠕變裂紋隨時間的變化率最大、1.0mm 次之、0.5mm最小。由此可見，側(cè)槽深度對9Cr1Mo鋼的蠕變裂紋擴(kuò)展速率有顯著影響， 但對路徑Path上的應(yīng)力分布影響不大。

3.3 側(cè)槽角度對蠕變裂紋擴(kuò)展的影響

圖7 不同側(cè)槽深度下蠕變裂紋長度隨時間的變化曲線

由于不同側(cè)槽角度α下的初始應(yīng)力強(qiáng)度因子相同，故施加載荷均為1 342N，3種情況下蠕變裂紋長度隨時間的變化曲線如圖8所示。 由圖8可以看出，側(cè)槽角度60°時的裂紋起始時間最短、40°次之、80°最長。 從3條曲線的斜率可以看出，側(cè)槽角度80°時的蠕變裂紋隨時間的變化率最大、60°次之、40°最小。 由此可見，側(cè)槽角度對9Cr1Mo鋼的蠕變裂紋擴(kuò)展速率有一定影響， 但對路徑Path上的應(yīng)力分布影響不大。

圖8 不同側(cè)槽角度下蠕變裂紋長度隨時間的變化曲線

4 結(jié)論

4.1 裂紋起裂時間占整個壽命的比例較大，在裂紋擴(kuò)展的初期，裂紋尖端一邊從試樣的側(cè)槽處向前擴(kuò)展，一邊也向兩端擴(kuò)展；裂紋擴(kuò)展的后期，裂紋前端近似呈平行的狀態(tài)向前擴(kuò)展。

4.2 在相同的初始應(yīng)力強(qiáng)度因子下，側(cè)槽會使蠕變裂紋擴(kuò)展速率減小，試樣蠕變壽命延長，但底部應(yīng)力沿路徑的分布不均，應(yīng)力集中較為嚴(yán)重。

4.3 在0.5～1.0mm范圍內(nèi)，隨著側(cè)槽深度的增加，其間存在一個蠕變裂紋擴(kuò)展速率最大值，底部沿路徑Path的應(yīng)力分布幾乎不受影響。

4.4 在40～80°范圍內(nèi)， 隨著側(cè)槽角度的增加，蠕變裂紋擴(kuò)展速率增大， 底部沿路徑Path的應(yīng)力分布幾乎不受影響。