靳旺宗，李濤，柴鵬東，王同樂，張耀豐，郭鍵

（內(nèi)蒙古國華準(zhǔn)格爾發(fā)電有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 010323）

1 前言

隨著國家3060 雙碳目標(biāo)的提出，節(jié)能提效成為燃煤機(jī)組技術(shù)發(fā)展的主要方向。提高機(jī)組參數(shù)可顯著提升發(fā)電效率，降低機(jī)組煤耗。隨著參數(shù)的提高，對(duì)鍋爐受熱面合金材料的服役安全性和可靠性提出了更苛刻的要求。高溫環(huán)境下，蠕變失效是機(jī)組受熱面破壞的主要因素之一。高溫蠕變失效機(jī)理主要為長(zhǎng)期運(yùn)行過程中，蠕變孔洞的萌生和聚集導(dǎo)致微裂紋形成，進(jìn)而擴(kuò)展成宏觀裂紋，導(dǎo)致部件失效。為了保證鍋爐高溫受熱面的安全運(yùn)行，需要對(duì)高溫部件的蠕變性能開展評(píng)估。由于實(shí)際部件載荷情況較為復(fù)雜，基本都處于多軸應(yīng)力狀態(tài)。而在機(jī)組設(shè)計(jì)時(shí)大多依據(jù)是單軸蠕變實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，導(dǎo)致在實(shí)際選取參數(shù)時(shí)，往往過于保守。為了更準(zhǔn)確地對(duì)實(shí)際部件的蠕變行為進(jìn)行評(píng)估，開展高溫材料多軸蠕變力學(xué)行為研究顯得尤為必要。Hsiao 等利用內(nèi)壓帶缺口管進(jìn)行蠕變實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，基于連續(xù)損傷力學(xué)的損傷預(yù)測(cè)結(jié)果比Larson-Miller 法的預(yù)測(cè)結(jié)果更為精確。Yu Q M 等利用缺口試樣開展多軸蠕變研究，結(jié)果表明，缺口試樣的蠕變壽命比光滑試樣壽命要長(zhǎng)。荊建平等以Lemaitre蠕變損傷模型為基礎(chǔ)，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)輪盤多軸蠕變行為進(jìn)行了研究，認(rèn)為多軸應(yīng)力狀態(tài)會(huì)加速材料損傷行為，縮短蠕變壽命。上海交通大學(xué)毛劍鋒等基于Cocks-Ashby 提出的受約束孔洞長(zhǎng)大機(jī)制建立了超超臨界汽輪機(jī)中壓內(nèi)缸材質(zhì)多軸蠕變模型。

本文通過搭建內(nèi)壓管拉伸實(shí)驗(yàn)臺(tái)，研究在拉伸和內(nèi)壓多軸應(yīng)力環(huán)境下P92 鋼蠕變力學(xué)行為；在此基礎(chǔ)上建立耦合損傷和多軸度的蠕變失效模型。

2 多軸蠕變實(shí)驗(yàn)

在《電站鍋爐管內(nèi)壓蠕變?cè)囼?yàn)方法》(DLT369-2010)的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了多軸蠕變實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。通過控制內(nèi)壓和拉伸載荷的大小，實(shí)現(xiàn)不同多軸度下的蠕變實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)包括內(nèi)部壓力加載和軸向拉伸應(yīng)力加載兩個(gè)部分，系統(tǒng)如圖1 所示。壓力加載通過增壓泵將氮?dú)饧訅旱皆O(shè)定壓力后通入試樣內(nèi)部，并保持實(shí)驗(yàn)過程中壓力波動(dòng)范圍不超過1%；拉伸應(yīng)力在實(shí)驗(yàn)過程中波動(dòng)范圍不超過1%；溫度變化范圍不超過±3℃。軸向伸長(zhǎng)量通過引伸計(jì)進(jìn)行測(cè)量。多軸蠕變實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示。

圖1 蠕變?cè)囼?yàn)試樣

蠕變?cè)嚇訛橹锌战Y(jié)構(gòu)，如圖2 所示，試樣由兩端封頭和中部中空管焊接而成。高壓氣體由其中一端引入。試樣上下端與蠕變?cè)囼?yàn)機(jī)通過機(jī)械螺紋連接。

圖2 內(nèi)壓和拉伸組合加載的多軸蠕變?cè)囼?yàn)系統(tǒng)

考慮到內(nèi)壓實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的安全性，內(nèi)壓選取15MPa（設(shè)計(jì)25MPa）；根據(jù)有限元模擬結(jié)果，在相同的等效應(yīng)力下，多軸度（如式1 定義）隨軸向拉伸應(yīng)力的增加而減小，綜合考慮等效應(yīng)力和多軸度大小，選擇等效應(yīng)力110MPa，軸向拉應(yīng)力100MPa，內(nèi)壓15MPa 多軸度0.54。

式中，eσ為von Mises 應(yīng)力(MPa)；Hσ為靜水應(yīng)力(MPa)。蠕變隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖3 所示，可以看出，在相同的等效應(yīng)力條件下，多軸應(yīng)力狀態(tài)會(huì)顯著減小蠕變壽命；單軸拉伸情況下，蠕變壽命為923 小時(shí)，而多軸狀態(tài)下，蠕變壽命僅為300 多小時(shí)。

圖3 蠕變應(yīng)變隨時(shí)間的變化

圖4 端口處截取圓環(huán)樣本

為了分析蠕變過程微觀組織分布規(guī)律，在試樣斷口上取厚度約10mm 的圓環(huán)，觀察其斷口形貌后，將圓環(huán)切割成1/4 環(huán)狀試樣，如4 所示。按照試樣軸向和環(huán)向截面分別進(jìn)行粗磨、細(xì)磨、拋光，并利用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，利用JSM-6490LV 型掃描電鏡（SEM）觀察其斷口形貌。

圖5 是試樣斷口的微觀形貌，左側(cè)為靠近外表面處，右側(cè)為靠近內(nèi)表面處?？梢钥闯觯嚇訑嗫谥许g窩密集分布，大韌窩四周密集分布細(xì)小韌窩，說明試樣的斷裂是以蠕變空洞的萌生和擴(kuò)展的延性拉伸為主。靠近內(nèi)表面的韌窩尺寸要大于靠近外表處的韌窩尺寸，一般認(rèn)為隨著韌窩尺寸的增加，材料的破壞方式趨向于低應(yīng)力的延性損傷方式。

圖5 斷口處微觀形貌

3 P92 鋼多軸蠕變模型及有限元仿真

3.1 多軸蠕變模型

根據(jù)多軸蠕變應(yīng)變和單軸蠕變應(yīng)變的對(duì)比可以看出，如果利用傳統(tǒng)的單軸蠕變模型對(duì)多軸蠕變進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)，會(huì)產(chǎn)生較大的預(yù)測(cè)誤差。有必要建立耦合多軸度的多軸蠕變壽命預(yù)測(cè)模型。本文利用可描述非恒定蠕變速率過程的改進(jìn)Kachanov-Robatnov 模型的基礎(chǔ)上，引入損傷變量和多軸度，同時(shí)考慮了塑形變形的發(fā)展，建立如下蠕變本構(gòu)方程。

3.2 有限元仿真

由于試驗(yàn)采用的蠕變?cè)嚇泳哂休S對(duì)稱特性，通過對(duì)模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，選取試樣軸向中分面的1/4，建立軸對(duì)稱平面二維模型，在模型上施加內(nèi)壓，在兩端施加軸向拉力，其網(wǎng)格劃分及載荷設(shè)置如圖6 所示。

圖6 網(wǎng)格及有限元?jiǎng)澐?/p>

在ANSYS 的接口程序USERCREEP.F 中嵌入修改后的模型，利用表1 模型參數(shù)對(duì)P92 鋼蠕變過程進(jìn)行模擬。在計(jì)算過程中，當(dāng)蠕變應(yīng)變達(dá)到3%時(shí)，認(rèn)為開始有損傷發(fā)展，ω=0，并按照公式（4）開始發(fā)展；當(dāng)ω=0.95 時(shí)，計(jì)算停止，認(rèn)為試樣斷裂。

表1 模型參數(shù)

在計(jì)算的結(jié)果文件中提取試樣外壁的von Mises應(yīng)力、第一主應(yīng)力、靜水應(yīng)力以及多軸度隨時(shí)間的變化數(shù)據(jù)，并對(duì)時(shí)間做歸一化處理。如圖7 ～10 所示。其中，Ri 為蠕變?cè)嚇拥膬?nèi)徑，Ro 為試樣外徑，r 為內(nèi)壁到外壁不同位置處的試樣半徑。由圖7 可以看出，外壁多軸度要大于內(nèi)壁多軸度。在蠕變第一、二階段時(shí)間內(nèi)，多軸度沿壁厚方向基本保持不變，到蠕變第三階段，損傷累積會(huì)導(dǎo)致明顯的應(yīng)力再分布，多軸度發(fā)生明顯變化。由圖8 ～10 可以看出，在蠕變初始時(shí)間內(nèi)，von Mises 應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力沿厚度方向分布不均，在外側(cè)，第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力要大于內(nèi)側(cè)，而外側(cè)的等效應(yīng)力小于內(nèi)側(cè)。在整個(gè)蠕變過程中，內(nèi)壁von Mises 應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力均先減小，然后，維持在一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的范圍內(nèi)，直到在蠕變接近斷裂時(shí)突然增大；外側(cè)von Mises 應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力也是是先增大，之后維持在一個(gè)穩(wěn)定范圍，但是，在蠕變斷裂時(shí)刻突然減小，說明此時(shí)試樣外壁側(cè)已經(jīng)發(fā)生裂紋的快速擴(kuò)展。

圖7 多軸度沿壁厚分布

圖8 von Mises 應(yīng)力沿壁厚

圖9 最大主應(yīng)力沿壁厚分布

圖10 靜水應(yīng)力沿壁厚分布

圖11 為管段損傷隨時(shí)間分布的云圖，其中左側(cè)為試樣內(nèi)壁，右側(cè)為外壁。由圖可知，損傷沿壁厚分布并不均勻，由于外側(cè)多軸度大于內(nèi)側(cè)，使得外側(cè)損傷的增長(zhǎng)速率大于內(nèi)側(cè)。隨著蠕變的進(jìn)行，損傷逐漸累積，在外壁最先產(chǎn)生裂紋，最終導(dǎo)致試樣斷裂。

圖11 損傷分布隨時(shí)間的變化趨勢(shì)

綜上所述，多軸度會(huì)影響應(yīng)力重新分布，進(jìn)而影響損傷的演化，多軸度大的位置處，損傷程度也大，最終導(dǎo)致試樣在該位置處失效。

提取軸向應(yīng)變隨時(shí)間變化規(guī)律如圖12 所示，可以看出，模型仿真的蠕變變化和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為接近，說明模型對(duì)蠕變過程描述較為精確。

圖12 有限元模擬和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

4 結(jié)語

本文通過搭建多軸蠕變?cè)囼?yàn)臺(tái)，開展內(nèi)壓和軸向拉伸多軸蠕變?cè)囼?yàn)，并利用有限元二次開發(fā)進(jìn)行蠕變過程模擬，得出以下結(jié)論。

（1）電站高溫高壓管道鋼P(yáng)92 在多軸應(yīng)力下，其蠕變性能會(huì)有明顯下降。

（2）由于多軸度的存在，導(dǎo)致在蠕變過程中應(yīng)力和蠕變損傷會(huì)發(fā)生重新分布，管道外側(cè)損傷速率最大，管道最先從外側(cè)發(fā)生破壞。

（3）耦合多軸度和損傷的蠕變本構(gòu)方程，可以很好地描述蠕變發(fā)展過程，對(duì)蠕變壽命的預(yù)測(cè)具有較高的精度。