內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

（內蒙古國華準格爾發電有限責任公司，內蒙古 鄂爾多斯 010323）

1 前言

隨著國家3060 雙碳目標的提出，節能提效成為燃煤機組技術發展的主要方向。提高機組參數可顯著提升發電效率，降低機組煤耗。隨著參數的提高，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。而在機組設計時大多依據是單軸蠕變實驗數據，導致在實際選取參數時，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 等利用內壓帶缺口管進行蠕變實驗，結果表明，基于連續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，對發動機輪盤多軸蠕變行為進行了研究，認為多軸應力狀態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缸材質多軸蠕變模型。

本文通過搭建內壓管拉伸實驗臺，研究在拉伸和內壓多軸應力環境下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《電站鍋爐管內壓蠕變試驗方法》(DLT369-2010)的基礎上，設計了多軸蠕變實驗系統。通過控制內壓和拉伸載荷的大小，實現不同多軸度下的蠕變實驗。實驗系統包括內部壓力加載和軸向拉伸應力加載兩個部分，系統如圖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 內壓和拉伸組合加載的多軸蠕變試驗系統

考慮到內壓實驗系統的安全性，內壓選取15MPa（設計25MPa）；根據有限元模擬結果，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 端口處截取圓環樣本

為了分析蠕變過程微觀組織分布規律，在試樣斷口上取厚度約10mm 的圓環，觀察其斷口形貌后，將圓環切割成1/4 環狀試樣，如4 所示。按照試樣軸向和環向截面分別進行粗磨、細磨、拋光，并利用體積分數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。

圖5 是試樣斷口的微觀形貌，左側為靠近外表面處，右側為靠近內表面處。可以看出，試樣斷口中韌窩密集分布，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。靠近內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，如果利用傳統的單軸蠕變模型對多軸蠕變進行壽命預測，會產生較大的預測誤差。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，在模型上施加內壓，在兩端施加軸向拉力，其網格劃分及載荷設置如圖6 所示。

圖6 網格及有限元劃分

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，認為開始有損傷發展，ω=0，并按照公式（4）開始發展；當ω=0.95 時，計算停止，認為試樣斷裂。

表1 模型參數

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據，并對時間做歸一化處理。如圖7 ～10 所示。其中，Ri 為蠕變試樣的內徑，Ro 為試樣外徑，r 為內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壁多軸度。在蠕變第一、二階段時間內，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，多軸度發生明顯變化。由圖8 ～10 可以看出，在蠕變初始時間內，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側，而外側的等效應力小于內側。在整個蠕變過程中，內壁von Mises 應力、第一主應力和靜水應力均先減小，然后，維持在一個相對穩定的范圍內，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發生裂紋的快速擴展。

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側，使得外側損傷的增長速率大于內側。隨著蠕變的進行，損傷逐漸累積，在外壁最先產生裂紋，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律如圖12 所示，可以看出，模型仿真的蠕變變化和實驗數據較為接近，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據對比

4 結語

本文通過搭建多軸蠕變試驗臺，開展內壓和軸向拉伸多軸蠕變試驗，并利用有限元二次開發進行蠕變過程模擬，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生重新分布，管道外側損傷速率最大，管道最先從外側發生破壞。

（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展過程，對蠕變壽命的預測具有較高的精度。