林齊疊，嚴禎榮，王化南，陳 樂，衛(wèi)荊濤

（1.上海工程技術大學 機械與汽車工程學院,上海 201620；2.上海市特種設備監(jiān)督檢驗技術研究院,上海 200062）

隨著火電機組參數(shù)和效率的提高，超(超)臨界機組已成為我國火力發(fā)電的主流，所選用材料性能也不斷提高，常用材料如12CrlMoV 鐵素體鋼的高溫性能和抗氧化性能較差，不能在壁溫超過580 ℃時使用.相對而言，T/P91 鋼具有更加優(yōu)良的高溫強度、蠕變強度和抗腐蝕性能[1]，因此普遍應用于超（超）臨界機組中.但是高溫過熱器集箱出口區(qū)域連接的過熱器管經(jīng)常處于超溫運行的環(huán)境，仍然會導致材料高溫持久、強度下降，而高溫蠕變是其主要失效方式[2]，國內(nèi)外研究人員特別針對高溫部件的蠕變壽命預測方法進行了討論.

Nguyen 等[3]采用CEV-FEA 模擬了多晶級T91 不同晶向組合的晶粒三重結(jié)，得到T91 鋼的材料性能和蠕變變形過程中應力的演化規(guī)律.Lok 等[4]通過蠕變試驗和微觀組織檢測分析使用77 000 h T91 鋼的蠕變變形行為，得出使用70 000 h 后的T91 鋼中出現(xiàn)較大的殘余，δ?鐵素體是材料蠕變斷裂強度降低的原因之一.Xue 等[5]通過模擬蒸汽側(cè)氧化物內(nèi)的應力，分析T91 鋼鍋爐管的氧化皮剝落行為，得出由于氧化物和金屬之間的蠕變速率不同，在超臨界蒸汽條件下蠕變會增加氧化物應力.主要用于研究蠕變的模型包括Norton方程、Norton?Bailey模型、L?M外推法、CDM模型、θ投影模型、R?K 方程和Dyson?Mclean 等.曹宇等[6]采用修正的θ投影蠕變模型準確地表達出蠕變曲線3 個階段的特性，但在處理某些特定高溫材料的蠕變曲線以及試驗條件為恒載荷時，可能出現(xiàn)預測精度不高的問題.

張力文等[7]研究了影響金屬材料高溫蠕變疲勞失效壽命的因素以及現(xiàn)有的高溫蠕變疲勞交互作用下的失效壽命預估模型，得出不同工況下、不同預估模型之間存在差異.涂善東等[8]分析了材料長時高溫蠕變存在的問題，指出Arrhenius 方程及由此推出的Larson Miller 參數(shù)在長時間壽命評估中存在數(shù)倍誤差，并建議研究高溫材料蠕變物理化學動力學機理和發(fā)展多損傷機制下的統(tǒng)一失效評價方法.Hyde 等[9?12]運用損傷力學的方法預測了電廠管線蠕變壽命.

王進峰等[13]對P91 鋼進行高溫蠕變數(shù)值模擬與實驗研究，得出Norton 可以準確預測高溫高壓工況材料蠕變壽命.韓笑等[14]通過固支直桿彎曲實驗對P91/P92 鋼蠕變性能進行比較，在低于625℃時，P91 鋼對溫度和載荷變化比P92 鋼更敏感.劉長軍等[15]在620℃下對P91 鋼進行蠕變?疲勞裂紋擴展試驗，研究P91 鋼蠕變裂紋擴展規(guī)律.

近十多年來，P91 鋼高溫過熱器出口集箱和T91 過熱器管在我國大型電站鍋爐上得到廣泛應用，當前正是接管區(qū)域極易發(fā)生安全故障的峰期，對其進行應力和壽命分析顯然是必要和重要的，可加強對其安全檢測的指導，保障電站鍋爐的安全運行.由于高溫過熱器出口集箱上接管區(qū)域工作狀況比較復雜，接管區(qū)域會有應力集中且產(chǎn)生邊緣應力[16]，帶來安全隱患.本研究基于Norton蠕變模型，模擬在煙氣溫度為750℃，蒸汽溫度為600℃，蒸汽壓力26 MPa 運行工況下，T91 過熱器管壁在長時間超溫的熱誘導中產(chǎn)生的蠕變應力松弛分布，為T91 過熱器管的安全運行預測提供一定的基礎.

1 T91 過熱器管蠕變仿真模型

1.1 材料及工況

本研究對象為超（超）臨界機組T91 材質(zhì)的過熱器管，T91 是在9Cr1Mo 鋼的基礎上，以Cr、Mo為主要固溶強化合金元素，在限制C（質(zhì)量分數(shù)，全文同）含量的同時，添加微量Nb、V，并對N 元素加以控制，形成的低碳低合金耐熱鋼屬于馬氏體耐熱鋼[17]具體材料成分為：0.11% C、0.40% Mn、0.35% Si、0.01% S、0.01% P、8.50% Cr、0.86% Mo、0.20% V、0.054% Ni、0.072% Nb，其余為Fe，T91 物性參數(shù)見表1.根據(jù)國家標準GB/T 5310—2017[18]，T91 鋼主要用于設計和制造鍋爐壁溫 ≤625℃的高溫過熱器，由于高溫過熱器集箱出口區(qū)域的過熱器管工作溫度接近設計要求，且部分區(qū)域在工作中經(jīng)常出現(xiàn)熱量積聚現(xiàn)象使過熱器管超溫運行，這使得過熱器管發(fā)生超溫蠕變縮短使用壽命，過熱器管工作時煙氣與蒸汽的物理參數(shù)見表2.

表1 T91 物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of T91

表2 煙氣與蒸汽物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of flue gas and steam

1.2 物理模型

過熱器管模型圖如圖1 所示.采用T91 鋼作為過熱器管模擬材料，過熱器管子規(guī)格為外徑38.1 mm、壁厚9 mm、長度60 mm.高溫過熱器集箱出口處連接的過熱器管經(jīng)常處于超溫運行環(huán)境，導致材料高溫持久強度下降，模擬工況為外壁面煙氣溫度750℃、管內(nèi)蒸汽溫度600℃、工作壓力26 MPa.為確保網(wǎng)格獨立性，對7 × 104、8 × 104、9 × 104和10 × 104網(wǎng)格分別進行模擬計算，當網(wǎng)格數(shù)量達到9 × 104時計算結(jié)果基本不發(fā)生變化，考慮到網(wǎng)格數(shù)量越多計算時間越長等情況，采用9 × 104網(wǎng)格數(shù)量進行后續(xù)計算，網(wǎng)格劃分如圖2 所示.網(wǎng)格統(tǒng)計結(jié)果見表3.

圖1 過熱器管模型圖Fig.1 Superheater tube model diagram

圖2 過熱器管網(wǎng)格圖Fig.2 Superheater tube grid diagram

表3 網(wǎng)格統(tǒng)計Table 3 Grid statistics

1.3 控制方程

對T91 材質(zhì)過熱器管的熱誘導蠕變損傷的描述使用Norton 方程，公式為

表4 T91 鋼蠕變參數(shù)Table 4 Creep parameters of T91 steel

過熱器管壁最大主應力和等效應力計算式為

式中：a、b分別為過熱器管壁內(nèi)、外徑；r為管壁筒任意半徑；p為內(nèi)壓.

1.4 邊界條件

過熱器管外壁面煙氣溫度750℃，內(nèi)壁面蒸汽溫度600℃，施加溫度場的邊界條件為

式中：Tw為管外壁面溫度，℃；Tp為管內(nèi)壁面溫度，℃；λ為管壁的導熱系數(shù)，W/(m·K)；hv為管內(nèi)對流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；q(x)為管外壁熱流密度，W/m2.基于過熱器管道內(nèi)外工質(zhì)溫度及對流換熱系數(shù)，材料的熱導率等參數(shù)，經(jīng)計算約250 s后模型溫度分布趨于穩(wěn)定，最高溫度623℃，最低溫度612℃.管道溫度場結(jié)果如圖3 所示.爐管整體溫差在10℃左右.

圖3 過熱器管壁溫度場分布Fig.3 Temperature field distribution of tube wall of superheater

2 模擬結(jié)果和分析

2.1 過熱器管應力及變化規(guī)律

施加在過熱器管內(nèi)壁面上的壓力和外壁面上 的熱載荷誘導管壁產(chǎn)生較大的蠕變應變，產(chǎn)生應力松弛，其應力松弛過程如圖4 所示.由圖4（a）可見，10 h 后過熱器管內(nèi)壁面最大等效應力為62 MPa，1 000 h 后出現(xiàn)明顯的應力松弛，10 000 h后，其最大等效應力為58.7MPa，可見最大等效應力有所降低，這是由蠕變變形引起的應力松弛導致的.

圖4 過熱器管壁應力分布規(guī)律Fig.4 Stress distribution law in tube wall

不同時間過熱器管壁徑向位置應力歷史曲線如圖5 和圖6 所示.初期階段，最大應力出現(xiàn)在內(nèi)壁面上為62 MPa；經(jīng)過104h 后內(nèi)壁面出現(xiàn)應力松弛現(xiàn)象，最大應力開始減?。唤?jīng)過105h 中間壁面處應力開始增大，但是此時壁面最大應力為51 MPa，說明此時內(nèi)壁面出現(xiàn)了應力松弛現(xiàn)象并且擴散到中間壁面；在106h 后外壁面應力開始增大但是此時最大應力為45 MPa，證明此時應力松弛現(xiàn)象已經(jīng)擴散到外壁面；到108h 后外壁面應力已經(jīng)大于內(nèi)壁面應力，此時過熱器管壁已經(jīng)發(fā)生了嚴重的應力松弛直至應力不再改變.

圖5 管壁徑向應力隨時間變化Fig.5 Variation of radial stress of tube wall with time

圖6 不同時間壁面徑向位置應力分布Fig.6 Stress distribution in radial position of wall surface at different times

通過測量某鍋爐廠長時間運行其工況為煙氣溫度750℃、蒸汽溫度600℃、蒸汽壓力26 MPa 的超超臨界鍋爐高溫過熱器集箱出口區(qū)域的過熱器管，選取不同年限的過熱器管對其不同位置應力進行測量，得到試驗數(shù)據(jù)見表5.表5 比較了T91過熱器管壁面不同徑向位置仿真與試驗等效應力，得出仿真結(jié)果可以預測應力變化.

表5 T91 過熱器管壁面不同徑向位置仿真與試驗等效應力Table 5 Simulation and experimental equivalent stress of T91 superheater tube wall at different radial positions

2.2 過熱器管蠕變及變化規(guī)律

不同時間過熱器管壁蠕變分布如圖7 所示.初期階段，管內(nèi)壁受到壓力作用產(chǎn)生微小位移，在經(jīng)過106h 后過熱器壁面蠕變速度開始加快；在107h之后過熱器內(nèi)壁面蠕變出現(xiàn)嚴重蠕變；在經(jīng)歷了109h 后過熱器管內(nèi)壁面和外壁面都發(fā)生了嚴重的蠕變.

在過熱器管外壁面煙氣溫度為750℃、管內(nèi)蒸汽溫度600℃、工作壓力26 MPa 下，隨著時間積累壁面蠕變不斷累積，如圖8 所示.蠕變首先出現(xiàn)在內(nèi)壁面且程度高于外壁面，并且蠕變的增加速率比外壁面快.在大約積累104h 后內(nèi)壁面蠕變速度開始加快.

圖8 不同時間過熱器管壁徑向蠕變分布Fig.8 Radial creep distribution of superheater tube wall at different times

由于蠕變過程不同壁厚處的受力情況不同，導致不同壁厚處的蠕變應變也不相同，所以管道在整個服役過程中壁厚是不斷變化的.任意時刻的厚壁圓筒壁厚H壁厚為

式中：H0為過熱器管壁原始厚度；ε內(nèi)壁為過熱器管壁內(nèi)壁處徑向蠕變應變；ε外壁為過熱器管壁外壁處徑向蠕變應變.

在過熱器管外壁面煙氣溫度為750℃、管內(nèi)蒸汽溫度600℃、工作壓力26 MPa 下、管壁厚度隨蠕變時間的變化規(guī)律如圖9 所示.

由圖9 可知，隨著蠕變時間增加，壁厚開始緩慢變薄；到104h 之后，壁厚變薄速度開始加快；經(jīng)歷108h 后壁面由原來的9 mm 減薄至8.98 mm；隨著時間進一步積累，壁面減薄速度不斷提升直至發(fā)生破裂.

圖9 壁厚隨蠕變時間的變化Fig.9 Variation of wall thickness with creep time

表6 比較了T91 過熱器管105h 后壁面厚度仿真與試驗測量值，得出仿真結(jié)果可以預測壁面厚度變化.

表6 T91 過熱器管壁面厚度仿真與試驗測量值Table 6 Simulation and experimental measurements of tube wall thickness of T91 superheater

3 結(jié)語

1）本研究模擬了高溫過熱器集箱出口區(qū)域的過熱器管運行過程中管壁面蠕變應力松弛規(guī)律.工作104h 后，管內(nèi)壁面出現(xiàn)應力松弛現(xiàn)象；105h后，中間壁面出現(xiàn)應力松弛現(xiàn)象，管壁面最大應力由62 MPa 減小至51 MPa；106h 后，外壁面出現(xiàn)應力松弛現(xiàn)象，此時管壁面最大應力由51 MPa 減小至45 MPa；108h 后，外壁面應力已經(jīng)大于內(nèi)壁面應力，此時過熱器管壁已經(jīng)發(fā)生了嚴重的應力松弛.

2）基于Norton蠕變模型，本研究模擬了T91過熱器管管壁面經(jīng)長時間熱誘導產(chǎn)生的蠕變行為，管壁經(jīng)歷長時間的高溫高壓作用后內(nèi)壁面率先產(chǎn)生蠕變損傷，隨著蠕變時間的增加，壁厚開始緩慢變薄.工作104h 后，壁厚變薄速度開始加快；108h 后，壁面由原來的9 mm 減薄至8.98 mm，隨著時間進一步積累，壁面減薄速度不斷提升直至失效.

3）高溫過熱器出口集箱近十多年來在我國得到規(guī)模應用，當前正是T91 鋼接管區(qū)域極易發(fā)生安全故障的高峰期，本研究計算結(jié)果可以對其安全檢測提供指導，保障電站鍋爐的安全運行.