P91钢高温管道蠕变裂纹扩展寿命评价.pdf

2023.04 设备监理60检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g yP91 钢高温管道蠕变裂纹扩展寿命评价谢知伟（福建省锅炉压力容器检验研究院 福州 350000）摘 要：含有缺陷的设备在高温、高压条件下容易发生蠕变损伤破坏，进而需要准确评价高温结构的蠕变裂纹扩展寿命。以某电厂主蒸汽管道用 P91 钢为研究对象，结合理论分析、实验及数值模拟的方法对其展开研究，采用 ABAQUS 软件，建立管道半椭圆形裂纹有限元模型，研究了 2 种压力工况下不同初始裂纹尺寸的蠕变裂纹扩展寿命，并与理论计算结果进行了对比，结果表明有限元计算结果更加符合实际要求。关键词：蠕变损伤 有限元模型 裂纹扩展寿命Life Evaluation of Creep Crack Growth in P91 Steel High Temperature PipelineXie Zhiwei(Fujian Boiler and Pressure Vessel Inspection and Research Institute Fuzhou 350000)Abstract There are some initial defects which make the equipment prone to creep damage under high temperature and high pressure.Therefore,it is necessary to accurately evaluate the creep crack growth life of high temperature structure.The P91 steel used for main steam pipeline of a power plant is taken as the research object,and the theoretical analysis,experiment and numerical simulation methods are used to study the P91 steel,the finite element model of the semi elliptical crack in the pipeline is established by using ABAQUS software,and the creep crack growth life of different initial crack size under two kinds of pressure conditions is studied,and compared with the theoretical calculation results.The results show that the finite element results are more reasonable.Keywords Creep damage The finite element model Crack propagation life中图分类号：TB497 文献标志码：B文章编号：2095-2465(2023)08-0060-05 DOI:10.19919/j.issn.2095-2465.2023.08.015作者简介：谢知伟（1987 )，男，硕士，质量工程师，从事承压类特种设备检验检测工作。通讯作者：谢知伟，E-mail：。（收稿日期：2023-04-04）随着科学技术的不断发展，环保要求的进一步提高，为了提高设备的效率，高温设备朝着高压力、高温度的方式逐步发展，然而高参数的发展不可避免地对设备的安全提出了更高的要求1-3。由于制造工艺水平的限制使得工程中的高温管道、容器在制造过程中存在一些缺陷，因而在苛刻环境下长时间运行的设备经常发生蠕变损伤和断裂4-5，为了更好地评价高温结构寿命则需要准确评价高温结构的蠕变裂纹扩展寿命，而能准确描述材料蠕变变形的本构模型是高温结构寿命评价的保障。P91 材料可承受 600 的高温条件，并能在高温条件下保持良好的性能，因此被广泛应用在高温场合，如主蒸汽管道、高温再热管道。然而材料在高温下的性能相比常温下有很大差别。材料在高温条件下的蠕变曲线如图 1 所示，图 1 蠕变曲线?IIIIII?PLANT ENGINEERING CONSULTANTS 2023.0461检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g y从图 1 中可知，该曲线由 3 部分组成，分别为蠕变第一阶段、蠕变第二阶段和蠕变第三阶段，其中第二阶段也称为稳态蠕变，其对应的蠕变速率称为稳态蠕变速率或者最小蠕变速率。此外材料的蠕变曲线与应力水平和温度相关6-7，提高温度或者应力中的其中一个因素，蠕变应变速率都会提高，因此研究不同温度和应力条件下材料的蠕变性能很有必要。1 实验方案1.1 试样加工实验所采用的材料为某电厂高温蒸汽管道材料P91，其成分见表 1。材料CMnSiNCrMoNbCuV母材0.110.380.0230.0468.810.970.130.0760.21焊缝0.0881.020.120.048.731.020.180.030.22表 1 P91 材料成分%试 样 的 加 工 根 据 GB/T 20392012 金 属 材料 单轴拉伸蠕变试验方法8进行，试样示意图如图 2 所示，本次所有试样采用圆棒试样，其标距为 100 mm，两端螺纹与夹具连接起来进行实验加载。1.2 实验过程 1.2.1 试验机参数本次实验采用的实验设备为 CTM-105B1 型电子高温蠕变持久试验机，见图 3。图 3 电子高温蠕变持久试验机该试验机的主要参数如下：1）试验力为 50 kN；2）试验力准确度 0.5%；3）试验力分辨力为试验力的 1/200 000(全程分辨力不变）；4）计时误差为0.2%；5）主机功率为 2 kW；6）主机电源为 380 V；7）电炉结构采用三段电炉丝加热，分段控制；8）工作温度范围为 200 1 000；9）有效均温区长度为 150 mm；10）电炉升降方式为电动升降机构提升和下降电炉。1.2.2 实验流程1）打开实验机电源，点击控制面板上的炉子上升、下降按钮，控制炉子的位置；2）通过调节上下拉杆的位置，将加工好的圆棒试样安装在上下拉杆上，然后在试样上、中、下 3 个位置绑上热电偶；3）给试样初始加一个小载荷，稳定好试样，然后固定位移引伸计，并清零位移记录点；4）启动电脑，通过电脑控制界面进行实验参数的设置，包括温度、载荷以及时间；5）启动实验，观察电脑面板及实验操作面板各参数的变化情况；6）在实验操作过程中时刻关注实验进程，如有特殊情况，可按紧急停止按钮；7）实验结束后，点击控制面板上的停止实验，然后对实验数据进行保存，并退出实验系统；8）手动控制实验机面板来调节上下拉杆的位置进行卸载并关掉加温装置，让实验温度降下来；9）当炉温降到室温时关闭电源，手动拆掉试样和引伸计。1.3 实验结果与分析本次实验所采用的材料为 P91 材料，实验温度为图 2 试样示意图1851003A13.525245R0.50.02A0.031.6?mmGB 145?850.8117R12IIM16?6h15132023.04 设备监理62检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g y600，试验应力水平根据材料的屈服应力的 80%左右来进行估算，该材料在 600 下的屈服强度在 240 MPa左右，因此本次蠕变实验的应力水平设定了5 组，分别为110 MPa、125 MPa、160 MPa、180 MPa、200 MPa。图 4 为该材料在 600 下，不同应力水平下的蠕变应变与时间的蠕变曲线。从图 4 中可以看出，随着应力水平的增大，材料的蠕变应变也是增大的。图 4 不同应力水平下蠕变拉伸曲线0.000 10.1110100?h1 00010 000100 0000.001?0.010.1110 MPa 125 MPa160 MPa180 MPa200 MPa11.4 蠕变本构方程为了准确评价高温结构蠕变裂纹扩展寿命，需要准备蠕变本构方程来表征材料的蠕变变形情况。经过几十年的发展，蠕变本构方程有了很大的改进，包括Norton 本构、Norton-Bailey 本构、K-R 本构9以及一些多项式本构方程。分别采用上述本构方程来拟合试验曲线获取本构方程参数，进而为后续结构的寿命评价提供参考。2 有限元分析首先构建含轴向表面裂纹管道的数值模型，用有限元法分析裂纹扩展形状、裂纹周边变形及应力分布。根据 GB/T 196242019在用含缺陷压力容器安全评定10，管道中的表面裂纹一般可以简化为半椭圆形裂纹，管道承受内压作用时，裂纹会沿着裂纹尖端 扩展，其中包括沿轴向扩展和沿厚度方向的径向扩展。2.1 材料及参数工作温度为 600，材料的蠕变性能及本构模型见式（1）：(1)?m?An式中：A与材料特性和温度有关的常数；n稳态蠕变速率的应力指数；应力。材料参数可以通过对上述方程两边取对数求得。由于式（1）中蠕变速率是应力的幂函数，所以符合式(1)的蠕变称为幂律蠕变。一般幂律蠕变材料的应力指数为 5，颗粒强化材料的应力指数相对高点。当然一些材料随着应力升高,log log?曲线的斜率开始增大且偏离线性关系，这种现象称为幂律失效。一般而言幂律失效情况下，材料蠕变性能进入一个高应力区，蠕变机制发生了改变。这种情况可以用其他的应力本构方程表示。通过对式(1)两边取对数可以得到式(2)：(2)lglglg?m?nA然后将不同应力水平条件下对应力的蠕变应变速率放到 origin 图中可以得到图 5。图 5 应力与最小蠕变速率关系10?810?710?610?510?410?310?2101102103?MPa?h通 过 数 据 拟 合 可 以 获 得 材 料 参 数 A=3.368 45E-28，n=10.464 7，R2=0.944 83。2.2 有限元建模本次有限元模型以半椭圆形裂纹进行建模，并进行有关分析，裂纹的主要尺寸为：a/c=0.3，0.6，1.0；裂纹深/厚比=a/t=0.1，0.2。其中 a 为裂纹沿径向的深度尺寸，c 为裂纹沿轴向方向的尺寸，t 为管道厚度。本次模拟了3种裂纹尺寸下的管道裂纹扩展情况，其中内压为 10 MPa，具体尺寸如图 6 所示，有限元模型如图 7 所示。裂纹初始尺寸为：t=38 mm,a0/t=0.1 (a0=4 mm),a0/c0=0.8(c0=5 mm)，由于具有对称性，因此在进行建模时利用对称性只需要建立管道的 1/8 模型即可，模型的边界条件为：在管道对称面上施加对称约束，管道所受的载荷工况为内压及轴向力。采用PLANT ENGINEERING CONSULTANTS 2023.0463检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g yABAQUS 软件进行有限元建模，对于管道模型本次选用的单元为八节点完全积分实体单元(C3D8)，模型包含 49 888 个单元。（a）半椭圆形裂纹管道示意图（b）半椭圆形裂纹管道尺寸图图 6 半椭圆形裂纹管道示意图2LRiRotPi?2catRil图 7 有限元模型示意图2.3 损伤模型所采用的损伤模型为基于延性耗竭的损伤模型，其表达式见式(3)：(3)?=cf*该模型被大多数学者用来模拟蠕变裂纹的扩展，其中损伤速率定义为蠕变应变率c与多轴蠕变延性f*的比值。在式(3)中损伤的累积可以通过对式(3)进行积分获得，见式(4)：(4)?=c00tttt?ddf*在式(4)中，损伤变量 来表征模型的损伤量，根据其定义，该值介于01之间。当损伤值达到1时，则认为该单元失去承载能力，进而裂纹进行扩展。2.4 结果分析以 t=38 mm，a0/t=0.1，a0/c0=0.8，内 压 为 10 MPa时半椭圆形裂纹计算结果为例进行分析，计算结果如图 8 所示。图 8 为裂纹尖端损伤分布图，根据基于延性耗竭的损伤模式的定义，为了使程序能够允许，裂尖损伤定义为 0.99 时，则认为失效，因此当裂纹尖端损伤 计算值达到1 时，此时裂纹尖端单元失去承载能力，裂纹向前扩展。图 9 为文献 11 采用 316 不锈钢所做的半椭圆形裂纹扩展试样截面图，对比图 9 和图10 可以看出，有限元模拟裂纹扩展路径与实际裂纹扩展路径相似，间接地验证了本次有限元模型的有效性。图 8 有限元模拟半椭圆形裂纹扩展示意图图 9 316 材料半椭圆裂纹扩图?No.114 90.8 kN 2 760 h为了进一步探究不同裂纹尺寸下半椭圆形裂纹扩展情况，为此设计了 6 组初始尺寸，其蠕变裂纹扩展形式如图10所示，计算结果见表2，同时在进行模拟时，当裂纹沿着径向方向扩展的长度达到壁厚的 4/5 时则认为管道已经失去承载能力，发生破坏，此时对应的时间被认为是管道裂纹扩展寿命。其中数值计算方法参考 GB/T 19624201910。从表 2 中可以看出，数值计算结果与有限元计算存在一2023.04 设备监理64检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g y定误差，综合分析，数值计算在计算时做了一定的简化假设，主要认为裂纹在深度方向和宽度方向扩展速率一致，类似于等椭圆形状扩展，忽略了实际裂纹在不同方向扩展的差异，因此相较数值计算结果有限元结果更为可靠。（a）P=10 MPa，a0/t=0.1，a0/c0=0.3（b）P=12 MPa，a0/t=0.1，a0/c0=0.3图 10 基于有限元模拟不同条件下蠕变裂纹扩展形式（c）P=10 MPa，a0/t=0.1，a0/c0=0.6（d）P=12 MPa，a0/t=0.1，a0/c0=0.6（e）P=10 MPa，a0/t=0.2，a0/c0=0.3（f）P=12 MPa，a0/t=0.2，a0/c0=0.3压力 P/MPa 初始裂纹尺寸数值计算结果12tf(y)有限元结果 tf(y)10a0/t=0.1，a0/c0=0.328.4912.41a0/t=0.1，a0/c0=0.631.2118.51a0/t=0.2，a0/c0=0.315.429.3212a0/t=0.1，a0/c0=0.318.4210.21a0/t=0.1，a0/c0=0.624.0116.24a0/t=0.2，a0/c0=0.312.125.32表 2 不同裂纹尺寸有限元计算结果与数值计算结果3 结论以某电厂的 P91 钢蒸汽管道为实验材料，通过理论分析、蠕变试验及有限元方面数值模拟，针对管道中半椭圆形裂纹进行了寿命评价，主要结论如下：1）采用 CTM-105B1 型电子高温蠕变持久试验 机 分 别 进 行 了 110 MPa、125 MPa、160 MPa、180 MPa、200 MPa 5 组不同应力条件下的蠕变试验，并对实验数据进行处理。2）根据本构模型，以已有的实验数据为基础，对3 种具有代表性的蠕变本构包括 Norton 本构、K-R 本构以及多项式本构进行数据拟合，得到了 3 种本构模型的 P91 材料参数，为寿命评价提供依据。3）使用 ABAQUS 软件，采用 Norton 本构结合基于损伤的延性耗竭模型，以管道中的半椭圆形裂纹为对象进行了有限元建模和计算，将计算结果与文献11中的半椭圆形裂纹扩展形貌进行对比，确定了所建模型的正确性。并进一步研究了 2 种不同压力工况下不同裂纹尺寸（a/c=0.3，0.6；裂纹深/厚比=a/t=0.1，0.2）条件下管道裂纹扩展寿命，结果表明在所有工况条件下通过理论公式计算的结果比有限元计算预测的管道裂纹扩展寿命要长，究其原因在于数值计算时将裂纹性质进行了简化，认为裂纹在各个方向扩展速率一致，而有限元模型在充分考虑实际缺陷的基础上预测的结果更符合实际。参考文献1 涂善东.高温结构完整性原理 M.北京：科学出版社，2003.2 赵钦新，朱丽慧.超临界锅炉耐热钢研究M.北京:机械工业出版社，2010.3 张俊善.材料的高温变形与断裂 M.北京:科学出版社,2007.4 毛雪平,王罡,马志勇.超超临界机组汽轮机材料发展状况 J.现代电力,2005,22(01):69-75.5 王立新,孙丙新.超临界汽轮机主要部件金属材料的选用与国产化分析 J.内蒙古电力技术,2008,26(01):4-7.6 Boyle J T,Spence J.Stress analysis for creepM.London:Butterworth,1983.7 Hyde T,Sun W,Williams J.Creep behaviour of parent,weld and HAZ materials of new,service-aged and repaired 1/2Cr1/2Mo1/4V:2 1/4Cr1Mo pipe welds at 640 J.Materials at High Temperatures,1999,16(03):117-129.8 GB/T 20392012 金属材料 单轴拉伸蠕变试验方法 S.（下转第 69 页）PLANT ENGINEERING CONSULTANTS 2023.0469检验与技术I n s p e c t i o n a n d T e c h n o l o g y能承受 6.5 MPa 的压力。通过压力容器用强度计算可以满足压力容器的使用要求。5 结论采用火焰钎焊方法进行钢与铜的焊接，分别形成以 Fe 元素为主的铜/钢固溶体组织和以铜相为主的固溶体组织，对焊后接头区域元素分布、抗拉强度进行测定，采用过程设备强度计算软件确定设备最大承载量，所取得的结论主要如下：1）火焰钎焊方法可成功实现钢与紫铜的焊接，焊缝成形较好，结合界面发生冶金结合。2）钢与铜焊后在钎料/Q345R 母材界面出现熔合区，焊缝处出现黑色的球状析出物。黄铜钎料与紫铜母材熔合良好，Fe/Cu 界面形成的锯齿状过渡带最大间距达到 13 m。3）对火焰钎焊形成的焊接接头进行拉伸试验 表明，焊接接头力学性能良好，抗拉强度为 203.6 MPa，断裂位置在远离铜/钢界面的黄铜侧热影响区，为韧性断裂。4）通过强度计算软件可知，在压力容器采用火焰钎焊焊接筒体，焊接接头最大承受0.23 MPa的内压力，焊接换热管与管板，最大承受 6.5 MPa 的内压力，服役寿命较好，在压力容器中可以大量使用。参考文献1 李亚江，王娟，刘鹏.异种难焊材料的焊接及应用M.北京:化学工业出版社,2004.2 Cheng Z,Huang J,Ye Z,et al.Microstructures and mechanical properties of copper-stainless steel butt-welded joints by MIG-TIG double-sided arc weldingJ.Journal of Materials Processing Technology,2019,265(08):87-98.3 石玗,侯旭倩,王瑞,等.不同焊接工艺下铜/钢异种金属熔焊接头性能研究J.电焊机,2021,51(09):7-12+115.4 李想,朱明,黄健康,等.铜与不锈钢高频感应钎焊工艺及组织分析 J.热加工工艺,2016,45(17):213-215+218.5 高振永.紫铜/黄铜焊接接头微观组织及力学性能研究 D.哈尔滨：哈尔滨工业大学,2009.6 上官芸娟.紫铜和低碳钢异种材料焊接工艺研究J.世界有色金属,2018(07):214-215+217.7 王希靖,达朝炳,李晶，等.T2紫铜与H62黄铜异种材料间的搅拌摩擦焊工艺研究 J.兰州理工大学学报,2007,33(01):29-33.8 邢丽,李磊,柯黎明.低碳钢与紫铜搅拌摩擦焊接头显微组织分析 J.焊接学报,2007(02):17-20+114.9 陈湘 平,唐杰,卫国强,等.不 锈 钢/铜感应钎焊接头组织和力学性能研究 J.热加工工艺,2017,46(23):229-231+234.10 Li Chuang，Wang Xuemin，Shang Chengjia，et al.Effect of microstructure on precipitation behavior of copper bearing steelJ.Materials Science and Technology，2011，19（0 4）：6-10.11 姜晓飞,何鹏,冯吉才,等.CMT法30CrMnSi钢板表面 熔敷 CuSi3 接头组织结构特征 J.焊接学报,2007(02):47-50+115.12 张志俊,纪花,邵文明.铜与不锈钢的氩弧焊接的显微组织分析 J.机械工程与自动化,2010(05):95-96.计算参数壁厚/mm计算压力/MPa设计温度/直径/mm负偏差/mm焊接接头系数水压试验压力/MPa计算厚度/mm换热管36.51002501.09.752.84筒体50.231001 0000.281.00.3454.9换热管校核通过计算25 mm3 mm 的换热管能承受 6.5 MPa 的压力筒体校核通过计算1 000 mm5 mm 的筒体能承受 0.23 MPa 的压力表 5 不同计算参数下铜/钢接头的载荷量9 Kachanov L M.On the time to failure under creep conditionsJ.Ivz.An Sssr,Otd.Tekhn.Nauk,1958,8:26-31.10 GB/T 196242019 在用含缺陷压力容器安全评定 S.11 Hyde T H.Creep crack growth in 316 stainless steel at 600 J.High Temperature Technology,1988,6:51-61.12 刘时.纳入裂尖拘束效应的承压管道蠕变裂纹扩展寿命评价 D.上海：华东理工大学,2018.（上接第 64 页）