2.25Cr－1Mo－V鋼制承壓設(shè)備按ASME案例2605－1的蠕變－疲勞設(shè)計(jì)方法

章驍程，關(guān)凱書，王志文，張恩勇

(華東理工大學(xué)承壓系統(tǒng)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200237)

0 引言

2.25 Cr－1Mo－V鋼在高溫高壓的臨氫環(huán)境中具有優(yōu)良的抗高溫蠕變、回火脆化、氫腐蝕和氫脆的性能［1］，因此廣泛地用于制造煉油加氫工藝中的設(shè)備。隨著煉油技術(shù)的快速發(fā)展，某些工藝要求設(shè)備能夠在蠕變溫度范圍內(nèi)承受交變載荷。在這樣的工作條件下，蠕變損傷會(huì)與疲勞損傷相互疊加進(jìn)而產(chǎn)生蠕變－疲勞交互作用［2］，使設(shè)備的疲勞壽命大大縮短。目前，國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范中對(duì)純?nèi)渥兓蛘呒兤谑У念A(yù)防措施都比較完善(見表1)，但蠕變－疲勞方面仍是空白。雖然核電規(guī)范［3－5］中已有相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法，但是由于體系不同，難以直接將其用于石化行業(yè)的壓力容器設(shè)計(jì)。鑒于以上種種原因，ASME于2010年1月修訂了規(guī)范案例 2605－1［6］，它在 ASME Ⅷ－2［7］的基礎(chǔ)上將2.25Cr－1Mo－V鋼的疲勞設(shè)計(jì)溫度由371℃擴(kuò)展至454℃。該案例使用Omega蠕變損傷模型［8］對(duì)塑性垮塌、蠕變、蠕變棘輪和蠕變－疲勞交互作用這四種失效模式加以預(yù)防。已有文獻(xiàn)對(duì)該案例做了一些簡(jiǎn)要的介紹［9］，文中主要通過一個(gè)計(jì)算實(shí)例來進(jìn)一步闡述其思路和設(shè)計(jì)方法，對(duì)其中的一些問題進(jìn)行討論，并提出了一些延長(zhǎng)設(shè)備蠕變－疲勞壽命的措施。

表1 我國與ASME標(biāo)準(zhǔn)蠕變和疲勞失效準(zhǔn)則

1 設(shè)計(jì)實(shí)例

1.1 設(shè)計(jì)參數(shù)

文中以煉油加氫工藝中某設(shè)備的一個(gè)接管為例，按照案例2605－1進(jìn)行蠕變－疲勞壽命的校核計(jì)算。接管的幾何尺寸見圖1。主要受壓元件的材料為 SA－336 F22V(2.25Cr－1Mo－V)鍛件，假設(shè)設(shè)計(jì)壽命為17.6萬h(20年)，工作溫度為440℃，工作壓力在1.6～18 MPa之間循環(huán)，共循環(huán)2434次。按案例2605－1校核計(jì)算的流程見圖2。

圖1 氣體出入口接管尺寸

1.2 靜載下的強(qiáng)度校核

按照ASMEⅧ－2對(duì)接管和封頭進(jìn)行18 MPa(440℃)下的強(qiáng)度校核。使用ANSYS商用有限元分析軟件，單元為 Plane 183(軸對(duì)稱)，E=183000 MPa，μ =0.3。應(yīng)力評(píng)定結(jié)果(見圖3、表2)表明，該結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度符合分析設(shè)計(jì)的要求。

圖2 校核計(jì)算流程圖

圖3 等效應(yīng)力云圖和應(yīng)力評(píng)定路徑

表2 應(yīng)力評(píng)定結(jié)果

1.3 安定性校核

目的是確保在有蠕變作用的情況下，在設(shè)計(jì)疲勞循環(huán)次數(shù)內(nèi)，結(jié)構(gòu)任何位置的塑性變形不會(huì)無限擴(kuò)展，即經(jīng)歷的若干個(gè)疲勞循環(huán)周期以后塑性變形的區(qū)域就趨于穩(wěn)定，避免發(fā)生塑性垮塌和蠕變棘輪效應(yīng)。

按照案例2605－1(d)(1)(a)對(duì)載荷—時(shí)間曲線進(jìn)行保守化處理，作為安定性校核的載荷邊界條件。處理方法為:共計(jì)入3次加載－卸載循環(huán)，在每次加載和卸載之間插入2萬h的保載時(shí)間(見圖4)，以充分體現(xiàn)蠕變松弛的作用。數(shù)值計(jì)算中采用理想彈塑性模型(E=183000 MPa，ReL=305 MPa)，蠕變損傷模型按照案例中式(2)～(13)，用Fortran語言將其寫成子程序的形式，并在 ANSYS 中使用 TB，CREEP，，，，100 命令激活［13］。

圖4 保守化處理以后的載荷曲線

從計(jì)算結(jié)果可以看出，第1次加載后接管根部的內(nèi)表面發(fā)生了塑性變形(圖5中點(diǎn)1)，應(yīng)當(dāng)對(duì)此處進(jìn)行安定性校核。按照案例2605－1(d)(1)(a)的要求:在經(jīng)歷3次載荷循環(huán)之后，第3次載荷循環(huán)的加載和卸載階段都必須是完全線彈性的，也就是要求在加載和卸載的過程中不能出現(xiàn)任何屈服和反向屈服。計(jì)算結(jié)果表明，除了在第1次加載時(shí)發(fā)生少量的塑性變形(圖6中的放大區(qū)域)以外，其他兩次循環(huán)的加載和卸載都是彈性的，且應(yīng)變的最大值為0.18%，符合案例中表2對(duì)總應(yīng)變不超過5%的限制，因此安定性校核通過。

圖5 第1次加載后的塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖6 3次載荷循環(huán)的應(yīng)力—應(yīng)變曲線

從點(diǎn)1處的等效應(yīng)力—時(shí)間曲線(見圖7)上也可以得出相同的結(jié)論，在每經(jīng)歷一次卸載和加載以后，等效應(yīng)力都能回到卸載之前的大小，說明在加載和卸載的過程中沒有發(fā)生塑性變形，應(yīng)力沒有重新分布。

圖7 點(diǎn)1處等效應(yīng)力—時(shí)間曲線

1.4 穩(wěn)態(tài)蠕變壽命計(jì)算

目的是得到結(jié)構(gòu)的穩(wěn)態(tài)蠕變壽命，并按此壽命從圖8中選取相應(yīng)的疲勞設(shè)計(jì)曲線，從而得到結(jié)構(gòu)允許的最大疲勞循環(huán)次數(shù)。

圖8 案例2605－1中的疲勞設(shè)計(jì)曲線

按最惡劣的工況組合(18 MPa，440℃)進(jìn)行100萬h時(shí)的穩(wěn)態(tài)蠕變壽命計(jì)算，有限元參數(shù)與1.3節(jié)相同。實(shí)際計(jì)算到33萬h，蠕變損傷的最大值已經(jīng)達(dá)到0.95(見圖9)。按照案例2605－1(d)(4)中的要求，取此刻對(duì)應(yīng)的時(shí)間作為該結(jié)構(gòu)的蠕變壽命。

圖9 蠕變33萬h后的損傷云圖

從圖10～12中可以看出，在經(jīng)歷了33萬h的蠕變以后，接管根部的應(yīng)力集中得到了明顯的緩解(最大值由308 MPa降至229.9 MPa)，應(yīng)力分布更加均勻。盡管如此，從圖13可以看出，雖然等效應(yīng)力的最大值始終出現(xiàn)在點(diǎn)1處，但是蠕變損傷主要集中在點(diǎn)2附近，在點(diǎn)1處僅不到0.1，其原因?qū)⒃诘?節(jié)進(jìn)行討論。

圖10 蠕變0 h后的等效應(yīng)力云圖

圖11 蠕變33萬h后的等效應(yīng)力云圖

圖12 不同位置的等效應(yīng)力—時(shí)間曲線

圖13 不同點(diǎn)的蠕變損傷—時(shí)間曲線

1.5 蠕變－疲勞壽命計(jì)算

目的是用包含蠕變損傷的疲勞設(shè)計(jì)曲線算出蠕變－疲勞損傷壽命，并與設(shè)計(jì)要求進(jìn)行比較?，F(xiàn)將案例2605－1中用于計(jì)算蠕變－疲勞壽命的式(14)和(15)［6］列出如下:

式中 Lcwf——蠕變－疲勞壽命

Lcaf——純?nèi)渥儔勖?/p>

βcf——蠕變損傷因子，βcf=2

Δεpeq——等效塑性應(yīng)變幅

N——允許的循環(huán)次數(shù)

重新對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行一次彈性加載與卸載分析(計(jì)算參數(shù)同1.2節(jié))，得到點(diǎn)1處的應(yīng)力幅Sa=160 MPa。從圖8中蠕變壽命為30萬h的疲勞設(shè)計(jì)曲線上查得應(yīng)力幅Sa為160 MPa時(shí)對(duì)應(yīng)的許用疲勞循環(huán)次數(shù)N(Sa)為3023次。從案例2605－1中的表4查得應(yīng)力幅Sa為160 MPa時(shí)對(duì)應(yīng)的等效應(yīng)變幅 εpeq為0。由于等效應(yīng)變幅 εpeq為0，蠕變－疲勞壽命與純?nèi)渥儔勖嗟龋檬?2)計(jì)算得到蠕變－疲勞壽命Lcwf為30萬h。將校核計(jì)算結(jié)果匯總至表3，結(jié)果表明結(jié)構(gòu)的蠕變－疲勞壽命符合案例2605－1的要求。

將其代入圖13中蠕變壽命為30萬h的疲勞設(shè)計(jì)曲線，得到許用疲勞循環(huán)次數(shù)N(Sa)=3023次，將Sa代入案例中的表4等到等效應(yīng)變幅εpeq=0。再將Δεpeq代入式(2)，最終得到蠕變－疲勞壽命Lcwf=30萬h。比較計(jì)算結(jié)果:Lcwf=30＞17.6，N(Sa)=3023 ＞2434，結(jié)構(gòu)的蠕變－疲勞壽命校核通過。

表3 設(shè)計(jì)要求和案例2605－1校核結(jié)果對(duì)比

2 討論

2.1 對(duì)案例2605－1中的疲勞設(shè)計(jì)曲線的理解

對(duì)圖8中蠕變－疲勞設(shè)計(jì)曲線的理解應(yīng)當(dāng)與ASMEⅧ－2中的疲勞設(shè)計(jì)曲線類似，唯一的區(qū)別是選用疲勞設(shè)計(jì)曲線時(shí)應(yīng)當(dāng)對(duì)應(yīng)計(jì)算的穩(wěn)態(tài)蠕變壽命。從圖8中還可以發(fā)現(xiàn)蠕變壽命越短的疲勞設(shè)計(jì)曲線越靠下的規(guī)律。這是因?yàn)槿渥儔勖痰慕Y(jié)構(gòu)在相同的疲勞循環(huán)次數(shù)下蠕變－疲勞交互作用的程度更強(qiáng)。而蠕變－疲勞交互作用的機(jī)理是極其復(fù)雜的，存在一些不確定因素［14］。所以在蠕變－疲勞交互作用程度較強(qiáng)的情況下，適當(dāng)降低應(yīng)力幅(曲線下移)，可以減輕蠕變－疲勞交互作用的程度，使結(jié)構(gòu)偏于安全。

2.2 蠕變－疲勞設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)關(guān)注的部位

從圖10，11中可以看出，自始至終應(yīng)力的最大位置在點(diǎn)1處，而蠕變損傷的最大位置在點(diǎn)2處，兩者并不重合。蠕變疲勞設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)關(guān)注點(diǎn)2，這是因?yàn)槿渥兪且粋€(gè)產(chǎn)生塑性應(yīng)變能的過程，當(dāng)塑性應(yīng)變能聚集到一定的程度時(shí)就會(huì)產(chǎn)生裂紋。塑性應(yīng)變能的聚集能力可以用應(yīng)力三軸度系數(shù)(靜水壓力/等效應(yīng)力)來表征［15］，該值越大，塑性應(yīng)變能越容易聚集。分析圖14，15發(fā)現(xiàn)，整個(gè)蠕變過程中應(yīng)力三軸度系數(shù)的最大值始終在點(diǎn)2處，故此處最危險(xiǎn)。

2.3 提高結(jié)構(gòu)的蠕變－疲勞壽命

一方面，應(yīng)當(dāng)盡可能地提高結(jié)構(gòu)的穩(wěn)態(tài)蠕變壽命，適當(dāng)?shù)丶庸虘?yīng)力三軸度比較大的部位(如大直徑接管的根部、非徑向接管的根部、平封頭與筒體的連接處等)，可以顯著地提高結(jié)構(gòu)的蠕變壽命，例如:將本例中接管根部圓角的半徑由32 mm增加至40 mm，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)態(tài)蠕變壽命可從33萬h增加至65萬h;另一方面，從式(1)可以看出，減小等效塑性應(yīng)變幅Δεpeq，也可以削弱蠕變－疲勞交互作用的程度，所以，應(yīng)當(dāng)盡可能地避免結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生超過屈服強(qiáng)度的應(yīng)力集中。

圖14 原始狀態(tài)的應(yīng)力三軸度系數(shù)

圖15 33萬h的應(yīng)力三軸度系數(shù)

3 結(jié)語

文中介紹了按ASME案例2605－1的蠕變－疲勞設(shè)計(jì)方法，該方法保守地考慮了蠕變－疲勞交互作用的影響。對(duì)于蠕變?cè)O(shè)計(jì)，文中指出應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注應(yīng)力三軸度系數(shù)集中的部位。雖然現(xiàn)行的壓力容器規(guī)范都考慮到了蠕變失效，但是并沒有針對(duì)蠕變失效的部位進(jìn)行詳細(xì)地分析，而是依靠基于使用經(jīng)驗(yàn)的蠕變安全系數(shù)。從文中的分析結(jié)果來看，這在溫度較高的情況下可能會(huì)偏于冒進(jìn)。因此筆者建議，在對(duì)一些高溫設(shè)備進(jìn)行分析設(shè)計(jì)時(shí)，在關(guān)注應(yīng)力集中部位的基礎(chǔ)上更要關(guān)注應(yīng)力三軸度系數(shù)集中的部位，并在結(jié)構(gòu)上予以加強(qiáng)，可以有效地防止蠕變失效。

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［6］Code Case 2605－1 2010，ASME Boiler and Pressure Vessel Code Case 2605－1［S］.

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［8］MARTIN P.Development of the MPC Omega Method for Life Assessment in the Creep Range［J］.Journal of Pressure Vessel Technology，1995，117:95－103.

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［11］JB 4732—1995，鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(2005年確認(rèn))［S］.

［12］ASME Ⅷ－1 2010，ASME Boiler and Pressure Vessel Code Section Ⅷ Division 1［S］.

［13］ANSYS，ANSYS 14.0 Help［M］.USA:ANSYS Inc.

［14］MAO H，MAHADEVAN S.Creep Fatigue Reliability of High Temperature Materials［C］//8th ASCE Specialty Conference on Probabilistic Mechanics and Structural Reliability.Notre Dame:PMC 2000.

［15］HENRY B S，LUXMOORE A R.The Stress Triaxiality Constraint and the Q－vatue as a Ductile Fracture Parameter［J］.Engineering Fracture Mechanics，1997，57(4):375－390.