P92鋼在內(nèi)壓和拉伸組合加載下的蠕變行為

2018-03-22 09:11:39，，，

機(jī)械工程材料 2018年3期

，，，

(華北電力大學(xué)電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，北京 102206)

0 引言

我國是世界上擁有超(超)臨界機(jī)組最多的國家，隨著蒸汽溫度和壓力參數(shù)的提高，在機(jī)組效率得到提高的同時，也對電站關(guān)鍵部件材料的性能提出了更高要求，尤其是材料的高溫強(qiáng)度、抗高溫腐蝕和氧化能力等。P92鐵素體耐熱鋼由于具有良好的高溫導(dǎo)熱性能、高強(qiáng)度和低熱膨脹系數(shù)等，被廣泛應(yīng)用在我國600/620 ℃等級超超臨界機(jī)組高溫部件中[1]，如高溫主蒸汽管道、高溫再熱蒸汽管道及聯(lián)箱等。這些部件長期處于高溫工作狀態(tài)，其主要失效形式為蠕變失效，同時在復(fù)雜應(yīng)力和部件幾何尺寸的影響下，這些部件大多處于多軸應(yīng)力狀態(tài)。通過研究多軸應(yīng)力狀態(tài)下P92鋼蠕變損傷規(guī)律和機(jī)理，可以準(zhǔn)確評估部件的剩余壽命，對超超臨界機(jī)組高溫關(guān)鍵部件的壽命管理具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對多軸應(yīng)力狀態(tài)下蠕變的研究主要集中在多軸蠕變試驗(yàn)方法[2]，以及基于連續(xù)損傷理論并通過有限元方法模擬材料的力學(xué)特性和蠕變損傷特征等方面。一些學(xué)者采用缺口試樣進(jìn)行多軸蠕變試驗(yàn)，并研究了其蠕變損傷演變[3-6]，這些研究的試驗(yàn)裝置和試樣均比較簡單，易于操作，但無法實(shí)現(xiàn)主應(yīng)力和靜水應(yīng)力的獨(dú)立變化，而研究表明利用管狀試樣可通過不同方式的組合加載來彌補(bǔ)該不足；WANG[7]等利用扭轉(zhuǎn)-壓縮-拉伸的加載方式，研究了多軸應(yīng)力狀態(tài)下GH33鎳基合金的蠕變疲勞交互作用；SELIGER[8]等在研究多軸度對電站管道所用14MoV6-3、10CrMo9-10和X10CrMoVNb9-1耐熱鋼蠕變行為的影響時，采用了光滑薄壁管和環(huán)向缺口薄壁管兩種試樣，通過控制軸向拉伸應(yīng)力和管道內(nèi)壓來調(diào)整多軸度;YAO等[9]對近年來國內(nèi)外有關(guān)蠕變行為的研究進(jìn)展進(jìn)行了綜述，通過引入多軸度和參考應(yīng)力來描述多軸蠕變，根據(jù)蠕變過程是由約束孔洞控制還是塑性控制來確定參考應(yīng)力系數(shù)；HYDE[10]等使用Kachanov-Robatnov蠕變模型研究光滑試樣和缺口試樣的蠕變行為，通過引入不同的等效應(yīng)力，獲得與試驗(yàn)結(jié)果一致的模擬結(jié)果，但未考慮蠕變第一階段特性和應(yīng)力的多軸性。

為研究多軸度對P92鋼蠕變行為的影響，作者采用內(nèi)壓和拉伸組合加載的蠕變試驗(yàn)方法，通過控制內(nèi)壓和拉伸載荷獲得不同的多軸度，然后在650 ℃下對P92鋼管狀試樣進(jìn)行了3組不同多軸度的蠕變試驗(yàn)，觀察了斷口形貌和顯微組織，分析多軸應(yīng)力對P92鋼蠕變行為的影響機(jī)制；利用能夠描述蠕變第一階段特性的改進(jìn)的Kachanov-Robatnov蠕變模型對內(nèi)壓和拉伸組合加載下的P92鋼蠕變行為進(jìn)行有限元模擬，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，分析了多軸度對P92鋼應(yīng)力分布和損傷發(fā)展的影響。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)原料為日本JFE鋼鐵公司生產(chǎn)的ASTM A335 GRADE P92鋼，熱處理工藝為1 050 ℃保溫20 min正火，785 ℃保溫60 min回火，化學(xué)成分如表1所示。

多軸蠕變試樣的形狀和尺寸如圖1所示：該試樣由管上端及封頭、中部、下端及封頭、填充芯棒等4部分組成；上端與中部、下端與中部均通過焊接方式連接；下端有與內(nèi)壓加載系統(tǒng)連接的通氣孔以及與中部連接的導(dǎo)管，試樣上下端通過機(jī)械螺紋與蠕變試驗(yàn)機(jī)連接。

表1 P92鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of P92 steel (mass) %

圖1 多軸蠕變試樣的形狀與尺寸Fig.1 Shape and dimension of specimen for multiaxial creep experiment

多軸蠕變試驗(yàn)系統(tǒng)包括壓力加載系統(tǒng)和拉力加載系統(tǒng)兩個部分，如圖2所示。壓力加載系統(tǒng)通過增壓泵將氮?dú)饧訅旱街付▔毫笞⑷朐嚇觾?nèi)部，并保持試驗(yàn)過程中壓力波動范圍不超過±1%。拉力加載系統(tǒng)由力學(xué)加載部分和加熱爐部分組成，試驗(yàn)過程中拉力波動范圍不超過±1%，試樣中部的溫度變化范圍不超過±3 ℃。試驗(yàn)過程中采用引伸計測得試樣軸向方向的變形情況。

圖2 內(nèi)壓和拉伸組合加載的多軸蠕變試驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.2 Schematic of multiaxial creep experiment system under combination loading of inner pressure and tensile

材料的應(yīng)力狀態(tài)可以用多軸度來衡量，多軸度是一個無量綱量，一般定義為靜水應(yīng)力與等效應(yīng)力之比[11]。為研究多軸應(yīng)力對P92鋼蠕變行為的影響，作者選取如表2所示的3組載荷組合，在650 ℃下進(jìn)行多軸蠕變試驗(yàn)。

表2 蠕變試驗(yàn)載荷參數(shù)Tab.2 Load parameters for creep experiment

試驗(yàn)結(jié)束后測量試樣斷口的尺寸。在試樣斷口上取厚度約10 mm的圓環(huán)，切割成1/4圓環(huán)試樣，對其軸向和環(huán)向截面進(jìn)行粗磨、細(xì)磨、拋光,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)觀察其斷口形貌和顯微組織。

2 試驗(yàn)結(jié)果

多軸蠕變試驗(yàn)結(jié)束后，不同載荷組合下的試樣均在標(biāo)距間有效管段中間偏上或偏下位置斷裂。由圖3和表3可知，蠕變試驗(yàn)后試樣斷口處的外徑減小，內(nèi)徑增大，管壁發(fā)生頸縮導(dǎo)致壁厚減薄，最終發(fā)生斷裂。由表3還可以看出：在相同等效應(yīng)力條件下，內(nèi)壓越大試樣管壁的頸縮量越大，在相同內(nèi)壓條件下，等效應(yīng)力越大管壁的頸縮量越大。

圖3 斷裂試樣的宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of fractured specimen

試樣內(nèi)徑/mm外徑/mm標(biāo)距長度/mm斷裂時間/h121．024．090．6968221．223．891．6925321．423．692．0379

由圖4可知：試樣3的外壁等效應(yīng)力最大，最先發(fā)生斷裂；試樣1和試樣2的外壁等效應(yīng)力相同，試樣2先于試樣1斷裂，這說明多軸度的增加會加速P92鋼的斷裂。

圖4 不同試樣的蠕變曲線Fig.4 Creep curves of different specimens

由圖5可知：試樣1斷口中韌窩的尺寸最大、數(shù)量最少；試樣3斷口中韌窩的數(shù)量最多、尺寸最小；試樣2斷口中韌窩的數(shù)量和尺寸介于試樣1和試樣3之間。

圖5 不同試樣的斷口形貌Fig.5 Fracture morphology of different specimens

由圖6可以看出：在試樣1的軸向與環(huán)向截面中孔洞的數(shù)量和尺寸相當(dāng)，孔洞基本分布于晶界和馬氏體板條邊界上；試樣2軸向截面中孔洞的數(shù)量比環(huán)向截面中的多，孔洞尺寸也更大，這說明增加內(nèi)壓后，垂直于軸向的應(yīng)力增大，導(dǎo)致孔洞沿環(huán)向方向長大，使具有較大多軸度的試樣2比試樣1更早發(fā)生斷裂。綜上可知，多軸度對蠕變孔洞的生長具有促進(jìn)作用，從而影響P92鋼的蠕變壽命。

圖6 試樣1和試樣2環(huán)向與軸向截面的顯微組織Fig.6 Microstructure of circumferential (a, c) and axial (b, d) sections for specimen 1 (a-b) and specimen 2 (c-d)

3 有限元分析及討論

Kachanov-Robatnov(K-R)蠕變模型[12]常用于描述蠕變第二、第三階段特性，但未考慮蠕變第一階段特性和應(yīng)力的多軸性。在K-R模型的基礎(chǔ)上，加入描述蠕變第一階段特性的方程，并考慮應(yīng)力的多軸性及局部損傷效應(yīng)[13]，改進(jìn)后的K-R蠕變模型為

(1)

(2)

在650 ℃、內(nèi)壓和拉伸組合加載下P92鋼的蠕變模型參數(shù)如表4所示。

考慮多軸蠕變試樣的對稱性，選取其1/4結(jié)構(gòu)作為計算模型，采用SOLID186平面單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，有限元模型及加載方向如圖7所示。

表4 P92鋼的蠕變模型參數(shù)Tab.4 Parameters for creep model of P92 steel

圖7 多軸蠕變試樣的有限元模型及加載方向Fig.7 Finite element model of multiaxial creep specimen and loading direction

將改進(jìn)的K-R蠕變模型嵌入到有限元分析軟件ANSYS中，根據(jù)表4中的模型參數(shù)計算在內(nèi)壓和拉伸組合加載下試樣的蠕變曲線，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。由圖8可知，蠕變曲線的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。因此，該模型可用于模擬在內(nèi)壓和拉伸組合加載下P92鋼的蠕變行為。

圖8 不同試樣蠕變曲線的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比Fig.8 Comparison of simulation results with experiment results of creep curves of different specimens

從有限元模擬結(jié)果中提取試樣外壁等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和多軸度隨時間的變化曲線，并將時間做歸一化處理，如圖9所示，圖中tr為斷裂時間。

由圖9可知：所有試樣外壁等效應(yīng)力和第一主應(yīng)力均在加載初始時刻瞬間增加到一定值，之后隨著時間的延長而逐漸減小；試樣2的外壁多軸度始終大于試樣1和試樣3的，試樣3的外壁多軸度介于試樣1和試樣2的之間。

在軸向拉伸應(yīng)力100 MPa、內(nèi)壓15 MPa條件下，不同時刻的多軸度、等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力沿壁厚的變化曲線如圖10所示，圖中Ri為內(nèi)徑，Ro為外徑，r為管壁不同厚度處的半徑。

由圖10可知：外壁多軸度大于內(nèi)壁的，在蠕變第一階段和第二階段，多軸度基本不隨試樣壁厚的變化而變化，在蠕變第三階段，損傷累積導(dǎo)致應(yīng)力重新分布，多軸度也隨之變化；在蠕變初始階段，等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力沿壁厚分布不均勻，外壁的第一主應(yīng)力和靜水壓力均大于內(nèi)壁的，外壁的等效應(yīng)力小于內(nèi)壁的；在蠕變過程中，內(nèi)壁的這3種應(yīng)力均先減小，之后維持在一個穩(wěn)定范圍，并且在蠕變斷裂時刻突然增大；外壁的這3種應(yīng)力均先增大，之后維持在一個穩(wěn)定范圍，并且在蠕變斷裂時刻突然減小，這說明此時試樣外壁已經(jīng)變形失效。在蠕變過程中，試樣在半徑約為11.25 mm處的多軸度、等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力基本不隨時間而變化，即為該試驗(yàn)條件下試樣的骨點(diǎn)[14-15]。

圖9 不同試樣外壁等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和多軸度隨時間的變化曲線Fig.9 Curves of equivalent stress (a), the first principal stress (b) and multiaxiality (c) of outside wall vs time of different specimens

圖10 在軸向拉伸應(yīng)力100 MPa、內(nèi)壓15 MPa下蠕變過程中不同時刻的多軸度、等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力和靜水應(yīng)力隨試樣壁厚的變化曲線Fig.10 Variation curves of multiaxiality, equivalent stress, the first principal stress and hydrostatic stress vs wall thickness during creep under 100 MPa axial tensile stress and 15 MPa inner pressure

圖11為試樣3有效管段損傷隨時間的分布，其中左側(cè)為試樣內(nèi)壁，右側(cè)為外壁。由圖11可知：試樣有效管段的損傷沿壁厚分布不均勻，由于外壁的多軸度大于內(nèi)壁的，使得外壁損傷的增長速率大于內(nèi)壁處的。隨著損傷的進(jìn)行，外壁產(chǎn)生裂紋，試樣的承載能力下降，應(yīng)力重新分布，內(nèi)壁的等效應(yīng)力和第一應(yīng)力增加，外壁的減小，最終導(dǎo)致試樣斷裂。綜上所述，多軸度影響應(yīng)力的分布，進(jìn)而影響損傷的分布，多軸度大的位置其損傷程度也大，從而導(dǎo)致試樣在該位置失效。

圖11 試樣有效管段損傷程度隨時間的演變Fig.11 Evolution of damage degree vs time in effective pipe section of specimen

4 結(jié) 論

(1) 在內(nèi)壓和拉伸組合加載下，當(dāng)外壁等效應(yīng)力相同時，多軸度越大，P92鋼的蠕變壽命越短；多軸度對P92鋼蠕變孔洞的生長具有促進(jìn)作用。

(2) 采用改進(jìn)的K-R蠕變模型對650 ℃、內(nèi)壓和拉伸組合加載下P92鋼的蠕變行為進(jìn)行有限元模擬，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，該模型可以準(zhǔn)確描述P92鋼的蠕變行為。

(3) 在蠕變過程中，多軸度影響應(yīng)力的分布，進(jìn)而影響損傷的分布，多軸度大的位置其損傷程度也大。

[1] 耿魯陽, 郭曉峰, 鞏建鳴,等. 國產(chǎn)和進(jìn)口P92耐熱鋼顯微組織、拉伸和蠕變性能的對比[J]. 機(jī)械工程材料, 2014, 38(1):68-73.

[2] 姚華堂, 軒福貞, 沈樹芳, 等. 高溫材料的多軸蠕變試驗(yàn)方法[J]. 機(jī)械工程材料, 2008, 32(1): 5-9.

[3] JIANG Y P, GUO W L, YUE Z F. On the study of the creep damage development in circumferential notch specimens[J]. Computational Materials Science, 2007，38(4):653-659.

[4] NI Y Z, LAN X, XU H,etal. Finite element analysis and experimental research on notched strengthening effect of P92 steel[J]. Materials at High Temperatures, 2014, 31(2):185-190.

[5] GOYAL S, LAHA K. Creep life prediction of 9Cr-1Mo steel under multiaxial state of stress[J]. Materials Science & Engineering A, 2014, 615:348-360.

[6] 常愿,徐鴻,藍(lán)翔. P92鋼多軸蠕變本構(gòu)模型的建立及驗(yàn)證[J]. 機(jī)械工程材料, 2017, 41(2): 112-118.

[7] WANG L Q, WANG J G, WANG H Y,etal. Interaction of fatigue and creep of GH33 under multi-axial stress at high temperature[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2003, 10(2):79-80.

[8] SELIGER P, GAMPE U. Life assessment of creep exposed components, new challenges for condition monitoring of 9Cr steels[J]. OMMI, 2002, 1(2): 2-14.

[9] YAO H T, XUAN F Z, WANG Z D,etal. A review of creep analysis and design under multi-axial stress states[J]. Nuclear Engineering and Design 2007, 237(18):1969-1986.

[10] HYDE T H, XIA L, BECKER A A. Prediction of creep failure in aeroengine materials under multi-axial stress states[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1996, 38(4):385-403.

[11] GOODALL I W, SKELTON R P. The importance of multiaxial stress in creep deformation and rupture[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2004, 27(4): 267-272.

[12] RABOTNOV Y N.Creep problems in structural members[M].Amsterdam：North-Holland Publishing Company，1969.

[13] 倪永中, 藍(lán)翔. 一種用于P92鋼壽命預(yù)測的蠕變模型研究[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報, 2014(6): 978-982.

[14] WEBSTER G A, NIKBIN K M, BIGLARI F. Finite element analysis of notched bar skeletal point stresses and dimension changes due to creep[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2004, 27(4):297-303.