P92鋼在內壓和拉伸組合加載下的蠕變行為

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(華北電力大學電站設備狀態監測與控制教育部重點試驗室，北京 102206)

0 引 言

我國是世界上擁有超(超)臨界機組最多的國家，隨著蒸汽溫度和壓力參數的提高，在機組效率得到提高的同時，也對電站關鍵部件材料的性能提出了更高要求，尤其是材料的高溫強度、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熱性能、高強度和低熱膨脹系數等，被廣泛應用在我國600/620 ℃等級超超臨界機組高溫部件中[1]，如高溫主蒸汽管道、高溫再熱蒸汽管道及聯箱等。這些部件長期處于高溫工作狀態，其主要失效形式為蠕變失效，同時在復雜應力和部件幾何尺寸的影響下，這些部件大多處于多軸應力狀態。通過研究多軸應力狀態下P92鋼蠕變損傷規律和機理，可以準確評估部件的剩余壽命，對超超臨界機組高溫關鍵部件的壽命管理具有重要意義。

國內外學者對多軸應力狀態下蠕變的研究主要集中在多軸蠕變試驗方法[2]，以及基于連續損傷理論并通過有限元方法模擬材料的力學特性和蠕變損傷特征等方面。一些學者采用缺口試樣進行多軸蠕變試驗，并研究了其蠕變損傷演變[3-6]，這些研究的試驗裝置和試樣均比較簡單，易于操作，但無法實現主應力和靜水應力的獨立變化，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該不足；WANG[7]等利用扭轉-壓縮-拉伸的加載方式，研究了多軸應力狀態下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向缺口薄壁管兩種試樣，通過控制軸向拉伸應力和管道內壓來調整多軸度;YAO等[9]對近年來國內外有關蠕變行為的研究進展進行了綜述，通過引入多軸度和參考應力來描述多軸蠕變，根據蠕變過程是由約束孔洞控制還是塑性控制來確定參考應力系數；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力，獲得與試驗結果一致的模擬結果，但未考慮蠕變第一階段特性和應力的多軸性。

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

1 試樣制備與試驗方法

試驗原料為日本JFE鋼鐵公司生產的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；下端有與內壓加載系統連接的通氣孔以及與中部連接的導管，試樣上下端通過機械螺紋與蠕變試驗機連接。

表1 P92鋼的化學成分(質量分數)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

多軸蠕變試驗系統包括壓力加載系統和拉力加載系統兩個部分，如圖2所示。壓力加載系統通過增壓泵將氮氣加壓到指定壓力后注入試樣內部，并保持試驗過程中壓力波動范圍不超過±1%。拉力加載系統由力學加載部分和加熱爐部分組成，試驗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 ℃。試驗過程中采用引伸計測得試樣軸向方向的變形情況。

圖2 內壓和拉伸組合加載的多軸蠕變試驗系統示意Fig.2 Schematic of multiaxial creep experiment system under combination loading of inner pressure and tensile

材料的應力狀態可以用多軸度來衡量，多軸度是一個無量綱量，一般定義為靜水應力與等效應力之比[11]。為研究多軸應力對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 ℃下進行多軸蠕變試驗。

表2 蠕變試驗載荷參數Tab.2 Load parameters for creep experiment

試驗結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，切割成1/4圓環試樣，對其軸向和環向截面進行粗磨、細磨、拋光,用體積分數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 試驗結果

多軸蠕變試驗結束后，不同載荷組合下的試樣均在標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，蠕變試驗后試樣斷口處的外徑減小，內徑增大，管壁發生頸縮導致壁厚減薄，最終發生斷裂。由表3還可以看出：在相同等效應力條件下，內壓越大試樣管壁的頸縮量越大，在相同內壓條件下，等效應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

試樣內徑/mm外徑/mm標距長度/mm斷裂時間/h121．024．090．6968221．223．891．6925321．423．692．0379

由圖4可知：試樣3的外壁等效應力最大，最先發生斷裂；試樣1和試樣2的外壁等效應力相同，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、數量最少；試樣3斷口中韌窩的數量最多、尺寸最小；試樣2斷口中韌窩的數量和尺寸介于試樣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的軸向與環向截面中孔洞的數量和尺寸相當，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量比環向截面中的多，孔洞尺寸也更大，這說明增加內壓后，垂直于軸向的應力增大，導致孔洞沿環向方向長大，使具有較大多軸度的試樣2比試樣1更早發生斷裂。綜上可知，多軸度對蠕變孔洞的生長具有促進作用，從而影響P92鋼的蠕變壽命。

圖6 試樣1和試樣2環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力的多軸性。在K-R模型的基礎上，加入描述蠕變第一階段特性的方程，并考慮應力的多軸性及局部損傷效應[13]，改進后的K-R蠕變模型為

(1)

(2)

在650 ℃、內壓和拉伸組合加載下P92鋼的蠕變模型參數如表4所示。

考慮多軸蠕變試樣的對稱性，選取其1/4結構作為計算模型，采用SOLID186平面單元進行網格劃分，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

將改進的K-R蠕變模型嵌入到有限元分析軟件ANSYS中，根據表4中的模型參數計算在內壓和拉伸組合加載下試樣的蠕變曲線，并與試驗結果進行對比。由圖8可知，蠕變曲線的模擬結果與試驗結果基本吻合。因此，該模型可用于模擬在內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果與試驗結果的對比Fig.8 Comparison of simulation results with experiment results of creep curves of different specimens

從有限元模擬結果中提取試樣外壁等效應力、第一主應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力和第一主應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。

在軸向拉伸應力100 MPa、內壓15 MPa條件下，不同時刻的多軸度、等效應力、第一主應力和靜水應力沿壁厚的變化曲線如圖10所示，圖中Ri為內徑，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，損傷累積導致應力重新分布，多軸度也隨之變化； 在蠕變初始階段，等效應力、第一主應力和靜水應力沿壁厚分布不均勻，外壁的第一主應力和靜水壓力均大于內壁的，外壁的等效應力小于內壁的；在蠕變過程中，內壁的這3種應力均先減小，之后維持在一個穩定范圍，并且在蠕變斷裂時刻突然增大；外壁的這3種應力均先增大，之后維持在一個穩定范圍，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、等效應力、第一主應力和靜水應力基本不隨時間而變化，即為該試驗條件下試樣的骨點[14-15]。

圖9 不同試樣外壁等效應力、第一主應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 在軸向拉伸應力100 MPa、內壓15 MPa下蠕變過程中不同時刻的多軸度、等效應力、第一主應力和靜水應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，其中左側為試樣內壁，右側為外壁。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壁的，使得外壁損傷的增長速率大于內壁處的。隨著損傷的進行，外壁產生裂紋，試樣的承載能力下降，應力重新分布，內壁的等效應力和第一應力增加，外壁的減小，最終導致試樣斷裂。綜上所述，多軸度影響應力的分布，進而影響損傷的分布，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 論

(1) 在內壓和拉伸組合加載下，當外壁等效應力相同時，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作用。

(2) 采用改進的K-R蠕變模型對650 ℃、內壓和拉伸組合加載下P92鋼的蠕變行為進行有限元模擬，模擬結果與試驗結果基本吻合，該模型可以準確描述P92鋼的蠕變行為。

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

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