T91/TP347H異種鋼焊接接頭蠕變行為分析及壽命預(yù)測(cè)

曹 宇，劉川槐，潘衛(wèi)國(guó)，紀(jì)冬梅

(1. 上海電力大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院， 上海 200090； 2. 淮浙電力有限責(zé)任公司鳳臺(tái)發(fā)電分公司， 浙江鳳臺(tái) 232131)

抗蠕變和抗氧化性能高的馬氏體和奧氏體耐熱鋼接頭被廣泛用于鍋爐過熱器和再熱器管道等[1]。T91/TP347H異種鋼焊接接頭服役于高溫高壓環(huán)境，在長(zhǎng)期服役過程中，蠕變破壞是接頭失效的主要原因，因此進(jìn)行接頭蠕變行為的研究有重要意義[2-3]。

蠕變曲線可用來描述恒定應(yīng)力和溫度下蠕變應(yīng)變隨時(shí)間的變化情況。典型的蠕變曲線可分為3個(gè)階段。第1階段，蠕變速率隨時(shí)間降低；第2階段，蠕變速率基本保持不變；第3階段，蠕變速率隨時(shí)間急劇升高。蠕變模型包括Norton方程[4]、L-M外推法[5]、Monkman and Grant公式[6]、CDM模型[7]、θ投影模型[8]、R-K方程[9]和Dyson-Mclean[10]等，其中θ投影模型能較為準(zhǔn)確地描述一般情況下蠕變曲線的形狀，但針對(duì)的是恒應(yīng)力工況，在處理某些特定高溫材料的蠕變曲線以及實(shí)驗(yàn)條件為恒載荷時(shí)，可能出現(xiàn)預(yù)測(cè)精度不高的問題。因此，提出了多個(gè)基于θ投影模型的修正模型[11]，具體改進(jìn)方法如下：改進(jìn)傳統(tǒng)θ模型的蠕變應(yīng)變硬化項(xiàng)[12-14]；改進(jìn)傳統(tǒng)θ模型的整體形式[15]；改進(jìn)傳統(tǒng)θ模型的使用方法[10]。

筆者針對(duì)某電廠的T91/TP347H異種鋼焊接接頭設(shè)計(jì)非標(biāo)準(zhǔn)試樣，在不同應(yīng)力下開展高溫蠕變實(shí)驗(yàn)。由于標(biāo)準(zhǔn)的蠕變實(shí)驗(yàn)周期過長(zhǎng)，為加快實(shí)驗(yàn)進(jìn)程，設(shè)置了較高的加載應(yīng)力，但仍在定義的蠕變范圍內(nèi)，可以反映材料的蠕變性能。利用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合修正的θ投影模型和蠕變斷裂經(jīng)驗(yàn)公式，推導(dǎo)出最小蠕變速率公式，提出T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變壽命預(yù)測(cè)模型，證明了建立該模型的可行性，為工程應(yīng)用與推廣提供依據(jù)。

1 材料與實(shí)驗(yàn)過程

圖1為加工前T91/TP347H異種鋼焊接接頭管材示意圖，管材直徑為45 mm、壁厚為12 mm，采用全氬弧焊焊接，填充材料為ERNiCr-3。設(shè)計(jì)的蠕變?cè)嚇右妶D2，加工后實(shí)驗(yàn)前后試樣見圖3，焊縫位于試樣中部。各材料的化學(xué)成分分別見表1～表3。實(shí)驗(yàn)在帶加熱爐的GWT2504高溫蠕變持久實(shí)驗(yàn)機(jī)上完成。3個(gè)測(cè)量試樣溫度的熱電偶分別位于試樣的頂部、中心和底部，測(cè)量段的溫度波動(dòng)范圍控制在±3 K。實(shí)驗(yàn)中加載速率保持一致。

圖1 加工前T91/TP347H異種鋼焊接接頭管材

圖2 蠕變?cè)嚇釉O(shè)計(jì)圖Fig.2 Design drawing of the creep sample

圖3 實(shí)驗(yàn)前后試樣示意圖Fig.3 Sample diagram before and after experiment

表1 T91鋼的化學(xué)成分Tab.1 Chemical compositions of the T91 steel %

表2 TP347H鋼的化學(xué)成分Tab.2 Chemical compositions of the TP347H steel %

表3 填充材料的化學(xué)成分Tab.3 Chemical compositions of the filling material %

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力的影響

表4給出了T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由表4可知，初始應(yīng)力相同時(shí)，蠕變壽命隨應(yīng)力的增大而縮短，符合純金屬材料蠕變行為的一般規(guī)律[16]。圖4給出了不同應(yīng)力下T91/TP347H異種鋼焊接接頭蠕變應(yīng)變的變化。相比于應(yīng)力從180 MPa減小至160 MPa，當(dāng)應(yīng)力從160 MPa減小至140 MPa時(shí)，蠕變壽命可延長(zhǎng)40 h。隨著應(yīng)力的增大，延伸率和斷面收縮率均有所提高，且應(yīng)力越大，增幅越大。從圖4可以看出，斷裂幾乎均發(fā)生在蠕變應(yīng)變?yōu)?%左右，其中蠕變第2階段占比很大，符合一般蠕變規(guī)律[16]。圖5給出了在保載期間不同應(yīng)力下T91/TP347H異種鋼焊接接頭蠕變速率的變化。對(duì)于該材料，不同應(yīng)力對(duì)應(yīng)的最低蠕變速率相差不大，應(yīng)力越大，蠕變速率變化越快。

表4 T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Creep test results of T91/TP347H dissimilar steel welded joints

圖4 不同應(yīng)力下T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變應(yīng)變Fig.4 Creep strain of T91/TP347H dissimilar welded joints under different stresses

圖5 不同應(yīng)力下T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變速率Fig.5 Creep rates of T91/TP347H dissimilar steel welded joints under different stresses

2.2 初始應(yīng)力的影響

如表4和圖4所示，當(dāng)初始應(yīng)力相同(700 N)時(shí)，在160 MPa應(yīng)力下蠕變曲線第3階段處于180 MPa與140 MPa應(yīng)力下的蠕變曲線之間，且更接近高應(yīng)力側(cè)，根據(jù)上述規(guī)律，170 MPa應(yīng)力對(duì)應(yīng)的蠕變曲線處于180 MPa與160 MPa的蠕變曲線之間，且更接近180 MPa應(yīng)力側(cè)。

結(jié)合表4、圖4和圖5可知，初始應(yīng)力為300 N時(shí)加載應(yīng)力為170 MPa的蠕變曲線第1和第2階段處于160 MPa應(yīng)力對(duì)應(yīng)的蠕變曲線下方，只有蠕變曲線第3階段處于180 MPa與160 MPa應(yīng)力對(duì)應(yīng)的蠕變曲線之間，且其斷裂應(yīng)變最小。不同應(yīng)力下蠕變速率的變化規(guī)律與蠕變曲線類似。由此可知，初始應(yīng)力會(huì)影響材料的蠕變性能，尤其是蠕變曲線的第3階段，筆者推測(cè)初始應(yīng)力越大，材料蠕變壽命越短。

3 修正的θ投影模型

3.1 修正的θ投影模型的建立

T91/TP347H異種鋼焊接接頭作為一種特定材料，目前沒有相應(yīng)的蠕變壽命模型，其高溫蠕變曲線具有明顯的蠕變特征，因此建立修正的θ投影模型來預(yù)測(cè)其蠕變壽命。

θ投影模型中忽略了蠕變曲線的第2階段，具體形式[17]如下：

ε=θ1[1-exp(-θ2t)]+θ3[exp(θ4t)-1]

(1)

lgθi=ai+biT+ciσ+diTσ

(2)

式中：ε為總應(yīng)變；t為時(shí)間；θi為應(yīng)力σ和溫度T的函數(shù)，i=1,2,3,4；ai、bi、ci和di均為材料常數(shù)。

由圖4可以看出，T91/TP347H異種鋼焊接接頭蠕變曲線的第1階段較短，第2階段蠕變速率平穩(wěn)上升，第3階段蠕變速率迅速上升，因此θ投影模型不能很好地模擬其蠕變過程。根據(jù)蠕變曲線，采用冪指函數(shù)描述蠕變曲線第1和第2階段，采用θ投影模型描述蠕變曲線第3階段。

ε=θ1tθ2+θ3[exp(θ4t)-1]

(3)

將式(3)進(jìn)行求導(dǎo)可得到蠕變速率，進(jìn)而將其與蠕變速率實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

3.2 結(jié)果與討論

如圖6所示，采用修正的θ投影模型得到的蠕變曲線擬合值與實(shí)驗(yàn)值非常符合。由圖7可知，采用修正的θ投影模型得到的蠕變速率擬合值與實(shí)驗(yàn)值也很接近。因此，用冪指函數(shù)描述蠕變曲線第1和第2階段是可行的，此修正的θ投影模型可以合理描述T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變行為。具體擬合參數(shù)見表5。

圖6 采用修正的θ投影模型得到的蠕變應(yīng)變擬合值與 實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比

圖7 采用修正的θ投影模型得到的蠕變速率擬合值與 實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比

表5 修正的θ投影模型的擬合參數(shù)取值Tab.5 Fitting parameters obtained by modified θ projection model

由于實(shí)驗(yàn)時(shí)未考慮溫度對(duì)蠕變行為的影響，因此修正的θ投影模型擬合參數(shù)θi僅與應(yīng)力相關(guān)。

lgθi=ai+biσ

(4)

修正的θ投影模型的材料常數(shù)取值見表6。

表6 修正的θ投影模型的材料常數(shù)取值Tab.6 Values of material constant obtained by modified θ projection model

3.3 蠕變壽命的預(yù)測(cè)

(5)

式中：C為材料常數(shù)，取值為1.02。

通過修正的θ投影模型可得到最小蠕變速率和應(yīng)力之間的關(guān)系，結(jié)合式(5)可直接建立應(yīng)力與斷裂時(shí)間的關(guān)系，從而達(dá)到預(yù)測(cè)蠕變壽命的目的。

蠕變速率隨時(shí)間的變化為：

(6)

進(jìn)一步對(duì)蠕變速率求導(dǎo)，可得：

(7)

θ1θ2(1-θ2)tθ2-2=θ3θ4exp(θ4t)

(8)

由θ1～θ4可知，式(8)兩側(cè)均為正，兩端取對(duì)數(shù)，整理得：

(9)

(10)

由于修正的θ投影模型本身存在預(yù)測(cè)誤差，因此需通過耦合系數(shù)K來提高模型的預(yù)測(cè)能力。建立的蠕變壽命預(yù)測(cè)模型如下：

(11)

耦合系數(shù)由材料性能決定，將180 MPa應(yīng)力下實(shí)驗(yàn)所得最小蠕變速率與蠕變壽命預(yù)測(cè)模型得到的最小蠕變速率進(jìn)行比較，得到K=7.529 8，并用160 MPa和140 MPa應(yīng)力下的實(shí)驗(yàn)值驗(yàn)證K值的準(zhǔn)確性，結(jié)果見圖8。

圖8 預(yù)測(cè)蠕變壽命與真實(shí)蠕變壽命的對(duì)比Fig.8 Comparison of creep life between predicted values and true values

由圖8可知，采用帶有耦合系數(shù)的蠕變壽命預(yù)測(cè)模型得到的160 MPa和140 MPa應(yīng)力下預(yù)測(cè)蠕變壽命擬合值與實(shí)驗(yàn)值之間的誤差分別為3.7%和4.36%，均處于可接受范圍，因此驗(yàn)證了所提出的蠕變壽命預(yù)測(cè)模型的可靠性。

4 結(jié) 論

(1) 修正的θ投影模型可以很好地描述T91/TP347H異種鋼焊接接頭在不同應(yīng)力下的蠕變行為。

(2) 推測(cè)初始應(yīng)力越高，蠕變壽命越短，且初始應(yīng)力對(duì)蠕變曲線第3階段的影響較為明顯。

(3) 提出了T91/TP347H異種鋼焊接接頭的蠕變壽命模型，驗(yàn)證了其可靠性，證明該蠕變壽命預(yù)測(cè)模型方法的可行性。