內(nèi)壓與拉伸多軸應力下P92 鋼蠕變行為研究

靳旺宗，李濤，柴鵬東，王同樂，張耀豐，郭鍵

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

1 前言

隨著國家3060 雙碳目標的提出，節(jié)能提效成為燃煤機組技術發(fā)展的主要方向。提高機組參數(shù)可顯著提升發(fā)電效率，降低機組煤耗。隨著參數(shù)的提高，對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，蠕變失效是機組受熱面破壞的主要因素之一。高溫蠕變失效機理主要為長期運行過程中，蠕變孔洞的萌生和聚集導致微裂紋形成，進而擴展成宏觀裂紋，導致部件失效。為了保證鍋爐高溫受熱面的安全運行，需要對高溫部件的蠕變性能開展評估。由于實際部件載荷情況較為復雜，基本都處于多軸應力狀態(tài)。而在機組設計時大多依據(jù)是單軸蠕變實驗數(shù)據(jù)，導致在實際選取參數(shù)時，往往過于保守。為了更準確地對實際部件的蠕變行為進行評估，開展高溫材料多軸蠕變力學行為研究顯得尤為必要。Hsiao 等利用內(nèi)壓帶缺口管進行蠕變實驗，結果表明，基于連續(xù)損傷力學的損傷預測結果比Larson-Miller 法的預測結果更為精確。Yu Q M 等利用缺口試樣開展多軸蠕變研究，結果表明，缺口試樣的蠕變壽命比光滑試樣壽命要長。荊建平等以Lemaitre蠕變損傷模型為基礎，對發(fā)動機輪盤多軸蠕變行為進行了研究，認為多軸應力狀態(tài)會加速材料損傷行為，縮短蠕變壽命。上海交通大學毛劍鋒等基于Cocks-Ashby 提出的受約束孔洞長大機制建立了超超臨界汽輪機中壓內(nèi)缸材質(zhì)多軸蠕變模型。

本文通過搭建內(nèi)壓管拉伸實驗臺，研究在拉伸和內(nèi)壓多軸應力環(huán)境下P92 鋼蠕變力學行為；在此基礎上建立耦合損傷和多軸度的蠕變失效模型。

2 多軸蠕變實驗

在《電站鍋爐管內(nèi)壓蠕變試驗方法》(DLT369-2010)的基礎上，設計了多軸蠕變實驗系統(tǒng)。通過控制內(nèi)壓和拉伸載荷的大小，實現(xiàn)不同多軸度下的蠕變實驗。實驗系統(tǒng)包括內(nèi)部壓力加載和軸向拉伸應力加載兩個部分，系統(tǒng)如圖1 所示。壓力加載通過增壓泵將氮氣加壓到設定壓力后通入試樣內(nèi)部，并保持實驗過程中壓力波動范圍不超過1%；拉伸應力在實驗過程中波動范圍不超過1%；溫度變化范圍不超過±3℃。軸向伸長量通過引伸計進行測量。多軸蠕變實驗系統(tǒng)如圖1 所示。

圖1 蠕變試驗試樣

蠕變試樣為中空結構，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。試樣上下端與蠕變試驗機通過機械螺紋連接。

圖2 內(nèi)壓和拉伸組合加載的多軸蠕變試驗系統(tǒng)

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

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

圖3 蠕變應變隨時間的變化

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)向截面分別進行粗磨、細磨、拋光，并利用體積分數(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，左側為靠近外表面處，右側為靠近內(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小韌窩，說明試樣的斷裂是以蠕變空洞的萌生和擴展的延性拉伸為主?？拷鼉?nèi)表面的韌窩尺寸要大于靠近外表處的韌窩尺寸，一般認為隨著韌窩尺寸的增加，材料的破壞方式趨向于低應力的延性損傷方式。

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)多軸蠕變應變和單軸蠕變應變的對比可以看出，如果利用傳統(tǒng)的單軸蠕變模型對多軸蠕變進行壽命預測，會產(chǎn)生較大的預測誤差。有必要建立耦合多軸度的多軸蠕變壽命預測模型。本文利用可描述非恒定蠕變速率過程的改進Kachanov-Robatnov 模型的基礎上，引入損傷變量和多軸度，同時考慮了塑形變形的發(fā)展，建立如下蠕變本構方程。

3.2 有限元仿真

由于試驗采用的蠕變試樣具有軸對稱特性，通過對模型結構進行合理簡化，選取試樣軸向中分面的1/4，建立軸對稱平面二維模型，在模型上施加內(nèi)壓，在兩端施加軸向拉力，其網(wǎng)格劃分及載荷設置如圖6 所示。

圖6 網(wǎng)格及有限元劃分

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P92 鋼蠕變過程進行模擬。在計算過程中，當蠕變應變達到3%時，認為開始有損傷發(fā)展，ω=0，并按照公式（4）開始發(fā)展；當ω=0.95 時，計算停止，認為試樣斷裂。

表1 模型參數(shù)

在計算的結果文件中提取試樣外壁的von Mises應力、第一主應力、靜水應力以及多軸度隨時間的變化數(shù)據(jù)，并對時間做歸一化處理。如圖7 ～10 所示。其中，Ri 為蠕變試樣的內(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，損傷累積會導致明顯的應力再分布，多軸度發(fā)生明顯變化。由圖8 ～10 可以看出，在蠕變初始時間內(nèi)，von Mises 應力、第一主應力和靜水應力沿厚度方向分布不均，在外側，第一主應力和靜水應力要大于內(nèi)側，而外側的等效應力小于內(nèi)側。在整個蠕變過程中，內(nèi)壁von Mises 應力、第一主應力和靜水應力均先減小，然后，維持在一個相對穩(wěn)定的范圍內(nèi)，直到在蠕變接近斷裂時突然增大；外側von Mises 應力、第一主應力和靜水應力也是是先增大，之后維持在一個穩(wěn)定范圍，但是，在蠕變斷裂時刻突然減小，說明此時試樣外壁側已經(jīng)發(fā)生裂紋的快速擴展。

圖7 多軸度沿壁厚分布

圖8 von Mises 應力沿壁厚

圖9 最大主應力沿壁厚分布

圖10 靜水應力沿壁厚分布

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

圖11 損傷分布隨時間的變化趨勢

綜上所述，多軸度會影響應力重新分布，進而影響損傷的演化，多軸度大的位置處，損傷程度也大，最終導致試樣在該位置處失效。

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

圖12 有限元模擬和實驗數(shù)據(jù)對比

4 結語

本文通過搭建多軸蠕變試驗臺，開展內(nèi)壓和軸向拉伸多軸蠕變試驗，并利用有限元二次開發(fā)進行蠕變過程模擬，得出以下結論。

（1）電站高溫高壓管道鋼P92 在多軸應力下，其蠕變性能會有明顯下降。

（2）由于多軸度的存在，導致在蠕變過程中應力和蠕變損傷會發(fā)生重新分布，管道外側損傷速率最大，管道最先從外側發(fā)生破壞。

（3）耦合多軸度和損傷的蠕變本構方程，可以很好地描述蠕變發(fā)展過程，對蠕變壽命的預測具有較高的精度。