（材料加工工程专业论文）火电机组主蒸汽管道高温寿命评估方法及专家系统.pdf

摘要 为提高火电机组发电效率和降低c 0 2 的排放，采用高参数运行的超超临界机 组已经成为我国火力发电机组发展的必然趋势。高参数超超临界机组运行对发电 设备安全性提出更高要求。然而，由于制造过程、焊接过程以及服役过程的影响， 高温主蒸汽管道中不可避免存在裂纹等缺陷，使得主蒸汽管道在高温条件下运行 存在安全隐患。因此，本文基于高温结构完整性评定技术，开发火电机组主蒸汽 管道寿命评估专家系统对无缺陷和含缺陷条件下高温主蒸汽管道进行安全评定 和寿命预测，以保证高温主蒸汽管道的安全运行。 本文通过进行高温拉伸试验、高温持久试验、单轴蠕变试验和蠕变裂纹扩展 试验获得评定所需的材料性能参数并建立相应的专家系统数据库，分析基于r 5 “高温下结构响应评定规程”无缺陷和含缺陷条件下的蠕变损伤、蠕变断裂、蠕 变疲劳评定步骤和评定方法建立专家系统的推理规则库，采用面向对象的v i s u a l b a s i c 程序设计语言进行窗体结构设计和专家系统程序代码编写。 火电机组主蒸汽管道寿命评估专家系统主要包括缺陷复合功能模块、蠕变损 伤评定模块、蠕变断裂评定模块和蠕变疲劳评定模块。专家系统具有界面友好、 交互性强、操作简单、良好的扩展性能等特点。用户可根据专家系统提示在短时 间内获得评定结果，为火电机组主蒸汽管道的安全管理提供依据。 哭罐词： 主蒸汽管道；寿命评估；r 5 ；专家系统； v i s u a lb a s i c a b s t r a c t i nor d e rt oi m p r o v et het he r m a lpo w e rge n e r a t i n ge f f i c i e n c ya ndre d u c ec 0 2 e m i s s i o n s th eu seo f u l t r a s u p e r c r i t i c a lt h e r m a lpo w e r un i t swi t hh i g ho p er a t i o n p a r a m e t e r sh a sb e c o m et h ei n e v i t a b l et r e n do f c h i n a t h eo p e r a t i o no f h i g hp a r a m e t e r u l t r a s u p e r c r i t i c a l u n i tp u tfo r w a r dh ig h e rre q u i r e m e n t so nt h es a f e t yo fp o w e r g e n e r a t i o ne q u i p m e n t h o w e v e r ，b e c a u s eo ft h ee f f e c to fm a n u f a c t u r i n g ，w e l d i n ga n d s e r v i c epr o c e s s ，de f e c t ss uc ha sc r a c k sin e v i t a b l ea pp e a r sin th ema i ns tc a mpi p e w h i c hm a k e ss e c ur i t yri s ku n d erh ig hte m p e r a t u r e t h e r e f o r e ，h i g ht e mp e r a t u r ep o w e r p l a n tm a i ns t e a mp i p el i f ea s s e s s m e n te x p e r ts y s t e mw a sd e v e l o p e df o rs a f e t ya s s e s s m e n t a n dli f ep r e d i c t i o no fh i g ht e m p e r a t u r em a i ns t e a mp i p ew i t h o u t & c o n t a i n i n gd ef e c t s i no r d e rt oe n s u r et h es a f e t yo p e r a t i o n i nt hi sa r t i c l e h i g hte m p e r a t u r et e n s i l ete s t ，h ig h te m p e r a t u r een d u r a n c ete s t ， s i n g l e a x i sc r e e p t e s ta n dc r e e pc r a c kg r o w t ht e s t sw e r eo p e r a t e dt oo b t a i nm a t e r i a l p r o p e r t i e sre q u i r e df o rt h eev a l u a t i o nan de x p e r ts ys t e md a t a b a s ew a se s ta b l i s h e d e x p e r ts ys t e min f e r e n c eru l ew a se s ta b l i s h e dba s e do nth ee v a l u a t i o nm e t h o d san d p r o c e d u r e so fc r e e pda m a g e ，c re e p ru p t u r ea n dc re e p - f a t i g u ew i t h o u t & c o n t a i n i n g d e f e c t so fr 5 ”a s s e s s m e n tpr o c e d u r efo rth ehi g hte m p e r a t u r er e s p o n s eof s t r u c t u r e s ”o b j e c t - o r i e n t e dp r o g r a m m i n gl a n g u a g ev i s u a lb a s i cw a sa d o p t e df o rt h e s t r u c t u r a ld e s i g na n dc o d ew r i t i n go fe x p e r ts y s t e m h i g hte m p e r a t u r ep o w e rpl a n tma i ns te a r npi p eli f ea s se s s m e n t e x p e r ts ys t e m c o n s i s t so ff la w r e c o m b i n a t i o nm o d u l e cr e e pd am a g e ev a l u a t i o nm o d u l e ，cr e e p r u p t u r ee v a l u a t i o nm o d u l ea n dc r e e p - f a t i g u e e v a l u a t i o nm o d u l e t h ec h a r a c t e r i s t i c so f e x p e r tsv s t e ma r eu s e r - f r i e n d l y ，i nt e r a c t i v e ，e a s y - o p e r a t e d a n dg o o dex p a n s i b i l i t y e v a l u a t i o nr e s u l tc a nb ea c h i e v e di nas h o r tt i m ea c c o r d i n gt ot i po ft h ee x p e r ts y s t e m w h i c hp r o v i d e dab a s i sf o r t h es a f e t ym a n a g e m e n to ft h e r m a lp o w e rm a i ns t e a mp i p e i nh i g ht e m p e r a t u r e k e yw o r d s ：m a i ns t e a mp i p e ，l i f ea s s e s s m e n t ，r 5 ，e x p e rs y s t e m ，v i s u a lb a s i c 第一章绪论 1 1 课题背景 第一章绪论1 帚一旱硒记 我国以煤为主能源结构决定了我国电力结构以火力发电为主的特点i lj 。提高 燃煤机组的效率、降低污染物排放是燃煤发电的永恒主题，更是当前我国火电结 构调整的重要任判2 1 。我国目前的火电机组主体容量偏小、参数偏低、热效率低、 平均发电煤耗率高；另外，基于可持续发展战略思路，应该提高热效率和节约燃 料减少资源消耗，同时降低c 0 2 排放以减少温室效应保护环境【3 j 。火力发电行业 是c 0 2 的主要制造者，而提高发电热效率是减少c 0 2 排放的重要途径之一：纵 观发达国家超临界和超超临界发电机组的发展，火力发电厂热效率提高的主要措 施是提高蒸汽的参数，即提高蒸汽轮机的蒸汽压力和温度参数1 4 1 。提高火电机组 发电效率、降低环境污染、节约燃煤资源是我国火力发电的发展方向。超超临界 火电机组具有显著的节约能源( 煤耗低) 、改善环境( 污染排放小) 特点，通过 实现火电机组技术优化升级从而提高火电机组技术水平，是我国未来火电建设发 展的主导方向1 5 1 。 我国从2 0 世纪8 0 年代后期开始重视发展超超临界机组，通过采用引进国外 技术或合作制造的战术策略，逐步实现主设备国产化和批量化，加快国内研制步 伐。1 9 9 2 年，华能石洞口二厂( 上海) 引进首台进口超临界机组投入运行，运 行参数为2 4 2 m p a 5 3 8 0 c 5 6 6 0 c ，功率6 0 0 m w ，制造厂商为美国g e 、瑞士s u l z e r 、 a b b 。截至目前机组运行情况良好，标志着我国的超临界机组运行技术已达到一 定水平。为加快超临界技术发展，建立6 0 0 m w 级超临界火电机组国产化工程。 1 9 9 9 年，福建后石电厂引进由日本三菱公司制造的6 台6 0 0 m w 超临界机组陆续 运行，运行参数为2 4 2 m p a 5 3 8 0 c 5 6 6 0 c 。2 0 0 4 年，上海外高桥电厂引进由 a l s t o m 、s i e m e n s 公司制造的2 台9 0 0 m w 超临界机组于投入运行，运行参 数为2 4 9 5 5 m p a 5 3 8 0 c 5 6 6 0 c 。2 0 0 4 年底，首台国产化6 0 0 m w 超临界机组于华 能沁北电厂投运，运行参数为2 4 2 m p a 5 6 6 0 c 5 6 6 0 c 。通过技术引进和研究，我 国已完全掌握了超临界锅炉的制造技术，发展超超临界机组的条件已经基本成 熟。2 0 0 6 年11 月，国内首台10 0 0 m w 超超临界机组在华能玉环电厂投入运行， 成为我国第一座单机装机容量达百万千瓦的电厂。2 0 0 7 年7 月，山东邹县电厂 四期2 台1 0 0 0 m w 国产发电机组投运，2 0 0 8 年3 月上海外高桥电厂2 台1 0 0 0 m w 超超临界燃煤发电机组投运，我国超超临界机组水平已接近国际先进水平睁9 | 。 第一章绪论 火电行业高温承压部件和管道( 如主蒸汽管道、过热器管道等) 常采用焊接 工艺制造，在管道服役前的制造过程和焊接过程中，难免会出现裂纹等缺陷，在 高温高压服役过程中的蠕变损伤，易导致蠕变空洞而产生开裂，最终导致部件失 效f 1 0 1 。而高温部件破裂事故证明：高温部件破裂一般是从缺口、裂纹或缺陷处开 始的，然后裂纹扩展，直至断裂为止。但在高温部件设计中，没有考虑部件中存 在裂纹等缺陷情况，在设计标准中也不允许裂纹等缺陷存在，而这样考虑是不客 观的。事实上，高温部件结构中存在缺口、裂纹和缺陷是难以避免的。坯料裂纹、 疏松、夹杂和微观缺陷等缺陷可在母材中存在；焊接裂纹、未焊透等缺陷在焊接 过程中存在；在高温长期运行过程中也会形成蠕变损伤裂纹1 1 1 1 。其中，高温管道 中焊接接头由于焊接缺陷和热影响区的存在，使其成为最薄弱的环节之一。 由于缺陷不可避免的存在，超超临界机组高温管道在服役过程中可能面临严 重的安全隐患，针对这种形势，运用高温断裂力学方法，发展和应用高温结构完 整性评定技术，对含缺陷高温管道进行安全评定和寿命预测已成为材料科学研究 前沿领域的重要科学问题之一【1 2 】。针对目前我国超超临界机组服役时间较短、超 超临界机组焊接接头的失效事故还比较少的现状，高温缺陷安全性评定和寿命预 测问题还不十分突出，但随着高温构件服役时问的延长，必将面临高温下缺陷安 全性评定和寿命预测这难题。因此，为保障高温管道的安全运行，必须对高温 下的缺陷进行安全性评定和寿命预测。 1 2 高温构件寿命评价技术研究现状及进展 高温构件在长期高温高压服役过程中，经受蠕变、疲劳、氧化和渗碳等损伤 类型，使得高温构件的使用寿命和剩余安全裕度降低，为保证高温构件能够长期 安全工作，检修期内必须应用某种方法对高温构件剩余寿命进行评价。近几十年 来，高温构件剩余寿命评价技术吸引国内外投入大量的人力和物力进行研究，国 内外提出了很多高温构件剩余寿命评价的预测方法，归纳起来主要包括非破坏性 和破坏性两大类 1 3 - 1 5 j 。 1 2 1 非破坏性寿命评价技术 一、金相复型技术 金相复型技术是蠕变损伤检测最常用的手段，早在2 0 世纪8 0 年代就用来检 测蠕变损伤f 16 1 。该技术能够提供缺陷的定量数据，在实验室条件下可以很容易分 辨的直径小于l m m 的空洞。j o r m as a i o n e n 1 7 】研究发现，在蠕变的甲 期阶段，空 洞很容易被检测，耐热钢中适量的空洞集中不会导致焊缝的失效。单位面积内的 第一章绪论 空洞个数用来表示蠕变损伤程度，接近断裂时由于空洞聚集连接形成微裂纹从而 导致单位面积内的蠕变空洞明显减小，可能会导致错误结论：同时，空洞一般有 表面聚集过程，进行复型样品分析时，单个样品判断会导致蠕变损伤度量的分散 性。 金相复型技术的明显局限性在于无法检测近表面缺陷。v a nwh t l 8 】研究发 现，损伤起裂于内表面，在有规则排列的空洞可复型观察时，宏观裂纹可能已经 超过试样厚度的一半：同样的，焊件热影响区的i v 型起裂常发生于外表面的次 表面，可能在试件破坏时才发现。 二、超声检测法 超声检测在实验室条件和工程应用中都有很长的应用历史，但用来蠕变损伤 的早期检测可能产生令人困惑的结果。基于背波测量技术常给出超出整体厚度的 结果，因此可以用来检测蠕变体积率；另一方面，若需要检测例如i v 型裂纹的 局部蠕变，超声背散射技术会更加合适。近阶段利用激光技术检测高频表面波的 发展使得近表面层的局部蠕变检测成为可能【1 9 】。 超声波声速测量基于微观结构改变导致密度、弹性模量等物理性能的改变， 性能改变取决于材料等级、波形、声波扩散方向和施加应力。一般情况下，蠕变 损伤增加，纵波声速降低。在蠕变起始阶段，材料的不均匀性导致变化不明显， 难以检测声波场。一旦微观裂纹形成，声速可明显降低( 2 - - 一5 ) 。在蠕变后期 阶段，可用来定量检测孔隙率【2 0 川。 三、表面检查法 表面检查法主要包括磁粉法、涡流法等。磁粉法局限性在于只适合铁磁材料 和非铁磁材料中存在的铁磁相。n a g a e y 【2 2 】研究表明，3 0 4 奥氏体不锈钢铁在 6 5 0 0 c 热时效条件下磁相形成于晶界和晶内。在蠕变早期阶段，铁磁相可检测， 铁磁性能的变化可用来检测空洞和微裂纹形成前的蠕变损伤。同样，m i t r aa t 2 3 j 研究显示，9 c r - l m o 钢中空洞形成和非磁性碳化物沉淀引起磁滞导致蠕变寿命降 低。 涡流检测取决于很多因素，例如微观结构、表面粗糙度、硬度、局部渗透率、 化学成分的差异，因此，由于蠕变损伤导致的信号差异难以区分。c a r r e o nh 1 2 4 1 采用涡流图像确定服役后镍基耐热钢表面区域涡流率变化，同时表面区域的绝对 热电势系数明显增强，表明蠕变损伤增强。a u g u s t y n i a kb 【2 5 】采用新的涡流检测 技术应用于奥氏体锅炉管道，利用外表面铁磁氧化物和母材中磁性铁素体相的浓 度检测蠕变损伤，涡流信号与磁性相的浓度、蠕变损伤近似呈线性关系。 四、电势差法 第一章绪论 利用电势差测量电阻已经普遍用来检测蠕变裂纹扩展，同样可以考虑用来检 测早期的蠕变损伤。蠕变载荷条件下，电阻率由于碳化物沉积、晶格中溶解元素 的减少、空洞等缺陷大小及分布等微观结构变化而改变，电阻率变化行为取决于 材料类型【2 6 , 2 7 。 n a h msh i 2 8 2 9 】等对热时效温度在4 3 0 到5 1 5 0 c 、持续时间达3 0 0 0 0 h 的低合 金铁素体钢2 2 5 c r 1 m o 进行试验，结果表明电阻率下降达到3 ；对在1 0 5 0 0 c 持续加热1 2 6 8 h 下的h k - 4 0 钢的电阻率检测也发现下降趋势。 五、硬度法 维氏硬度测量是用来测试蠕变损伤的附加手段。对于不同材料，热循环和蠕 变条件下的微观组织变化引起的硬度变化不尽相同：对于c r - m o 钢，在2 0 到 9 0 蠕变寿命期间内，硬度近似呈线性降低，而奥氏体钢的蠕变第二阶段硬度增 加。c r m o 钢蠕变测试表明，在高达1 0 0 m p a 载荷下，米勒参数很小时硬度就开 始下降，断裂时的维氏硬度值比低应力下的数值d x 3 0 , 3 1 。 工业环境下的硬度测试误差、制造过程中热处理引起的表面脱碳层软化引起 误差限制在蠕变损伤中的运用。同时，对于局部微观组织变化的高度敏感性引起 硬度数据分散性较大【3 2 】。焊件中热影响区较窄，蠕变前期硬度值较低，局部性能 取决于焊接过程，经常会发生失效。因此，硬度测试仅给出构件在服役时温度是 否超标的定性判断，微观组织状态的评价限制于材料热循环数据【3 3 | 。 六、应变测量法 构件失效时的总应变是冶金条件、几何结构和运行环境的函数，在分散程度 不大时可以进行估计。尽管如此，应变测量可用来反映构件的蠕变条件，给出应 变和蠕变寿命的单调关系。 传统应变测试技术不适合高温条件下的长时测量。简易的应变测量方法是在 试样表面焊接针头等标示物，在每个维护周期测量标示物之间的距离。选址面积 可精确达到2 5 岬，但对于非直管段和高变形区域的结果难以解释，不适合局部 蠕变的测型3 4 j 。 七、数值模拟法 数值模拟方法采用有限元法对高温构件的温度和应力历史进行分析，采用损 伤模型进行构件蠕变损伤分析。涂善东【3 5 】等采用有限元法、边界元法并结合损伤 力学对h k 4 0 炉管剩余寿命进行预测，有限元结果和试验结果基本符合，很好 地对高温构件寿命进行评估。k o n i e t z k yh 【3 6 】等采用基于线弹性断裂力学方法的 亚临界裂纹扩展模型进行寿命预测，并进行单轴拉伸和压缩载荷下的蠕变试验进 行结果比较和验证，模拟结果在寿命预测、损伤演变和断裂模式与试验结果良好 吻合。 第一章绪论 1 2 2 破坏性寿命评价技术 一、蠕变断裂试验 蠕变断裂试验主要进行试样单轴条件下恒定载荷或者恒定温度的拉伸实验。 为短期获得试验结果，常采用提高载荷或提高应力的方式进行加速蠕变试验以获 得材料的蠕变断裂强度，之后根据外推法获得材料在服役条件下的使用寿命。通 常条件下，提高试验温度、采用工况条件下的试验应力进行蠕变断裂实验可获得 较好的实验结果【1 5 】。 加速试验法使用广泛，但也存在以下局限性【3 7 1 ： ( 1 ) 试验周期长，蠕变持久数据获得需要较长时间，工程应用具有局限性； ( 2 ) ) j h 速试验方法中由于试验温度或施加应力提高，材料的蠕变变形机制可能 发生变化，与实际工况是否符合需要验证； ( 3 ) 单轴应力状态下的蠕变试样结果能否代表实际构件的多轴应力状态还有 待进一步研究。 二、蠕变裂纹扩展试验法 高温构件的断裂过程实质上是蠕变裂纹萌生和蠕变裂纹扩展的过程。该方法 重点在于寻找蠕变裂纹试验数据合适的场参量，再将场参量用于构件的剩余寿命 评价。早期蠕变裂纹扩展控制量采用净截面应力、应力强度因子k 和裂纹尖端 张开位移c t o d 等参量，但计算结果普遍分散，说明它们不是与材料性质唯一 相关量，在断裂阶段过程中发生变化，无法精确描述裂纹扩展过程，不适用于高 温结构断裂行为的预测【1 5 】。 蠕变断裂力学的发展可以很好描述含缺陷构件高温条件下的裂纹扩展行为。 对于小范围的蠕变，可以用弹性应力强度因子解决；进入大范围稳态蠕变后，则 宜采用与路径无关的积分c 木严格描述材料的稳态蠕变；针对非稳态蠕变条件， 可采用涵盖小范围蠕变乃至大范围蠕变的c ( t ) 参量进行描述，该法应用局限性在 于实际结构参量难于确赳3 8 1 。 三、小试样蠕变试验法 小试样蠕变试验法是在高温环境下，冲杆以一定速度冲压试样薄片，采用计 算机记录试样从变形到失效的时间位移数据来获得材料性能参数的试验方法。 目前小试样主要分为两种：一种是拉伸试样，试样直径可小至2 m m ；另一种是 小冲孔试样，试样直径为3 1 0 m m ，厚度在0 1t 0 5 m m 范围内，试验时采用高 纯度氩气保护以防止试样表面氧化 1 5 , 3 9 】。 小试样试验法存在以下问题 15 a 0 】： ( 1 ) 试样制备时，如何保证取样不受加工热变形的影响； 第一章绪论 ( 2 ) 如何建立小试样试验数据与传统单轴拉伸试验数据之间的关联性； ( 3 ) d x 试样高温试验数据缺少定量分析，研究还不够深入。 1 3 高温结构寿命评估方法的发展 高温下的缺陷评定和寿命预测一直是国内外的研究重点和热点。在高温结构 完整性评定方面，工业发达国家已经系统性地开展了几十年的研究工作，并相继 制定了多种高温结构完整性评定程序和方法，目前国际上通用的高温评定规范主 要有美国a s m e 规范【4 1 1 、法国r c c m r t 4 2 1 、英国r 5 4 3 1 、英国b s 7 9 1 0 t 4 4 、德国 f b h 4 5 】等。 高温环境下结构寿命评估方法的发展历程可分为三个阶段【4 6 4 8 j ： ( 1 ) 建立在无缺陷规范基础上的高温环境下的结构寿命评估方法，代表性 规范为a s m ec o d ec a s en 4 7 和法国的r c c m r ； ( 2 ) 考虑构件中含缺陷的寿命评估方法，主要考虑裂纹表征、裂纹萌生作 为蠕变寿命评估因子，代表性规范为德国的f b h 方法和双判据方法。其中f b h 方法考虑裂纹的检测和表征，并将裂纹表征作为寿命评估的重要因素；双判据方 法将裂纹萌生作为寿命评估的重要因子，但是仅考虑裂纹萌生并没有考虑裂纹扩 展机制； ( 3 ) 考虑蠕变损伤以及蠕变疲劳交互作用条件下的裂纹萌生和裂纹扩展的 寿命评估方法，代表性规范包括法国a 1 6 和英国的r 5 及b s 7 9 1 0 。 上述评定规程都仅仅涉及某一工业领域，或针对某一失效形式，或者是某一 国家或地区的文件，具有很大的局限性。然而，我国高温结构寿命预测技术以及 相应的标准规范方面的差距更大，目前还没有能够处理高温环境下含缺陷设备的 失效、安全评价和寿命预测问题的标准或规范。 1 4 课题研究内容 在本课题中，以英国电力公司标准r 5 “高温下结构响应评定规程”为依据， 参考r 6 “含缺陷结构完整性评定”，并结合国内电力行业标准d l t 9 4 0 2 0 0 5 “火 力发电厂管蒸汽管道寿命评估技术导则”和d l t 6 5 4 2 0 0 6 “火电机组寿命评估 技术导则”，通过考虑弹性模量、屈服强度、材料蠕变性能、蠕变裂纹扩展性能、 缺陷类型及尺寸、结构的服役温度及压力、服役历史等参数，建立高温下缺陷安 全评估和寿命预测模型，并编制火电机组主蒸汽管道高温寿命评估专家系统，针 6 第一章绪论 对在役p 9 2 主蒸汽管道进行高温蠕变条件下的寿命评估。本课题的主要研究内容 包括： ( 1 ) 通过电厂调研、试验数据分析得到材料的蠕变性能、蠕变裂纹扩展性 能等数据，以此为基础建立材料性能数据库，为火电机组主蒸汽管道高温寿命评 估专家系统准备条件。 ( 2 ) 根据r 5 “高温下结构响应评定规程”标准中给出的评定思路和评定方 法，建立高温条件下蠕变损伤、蠕变断裂、蠕变疲劳寿命评估计算模型，在此基 础上开发火电机组主蒸汽管道高温寿命评估专家系统，同时对专家系统进行验 证，以考察其正确性及可靠性。 ( 3 ) 为材料性能数据库设计扩展接口，为数据库的数据更新、数据添加和 专家系统的升级提供便利。火电机组中在役的高温构件种类繁多，高温构件的材 质、尺寸、结构不尽相同。为了扩展专家系统适用范围，就需要丰富材料性能数 据库，扩展接口的设计可以方便扩展专家系统的适用范围。 第二章材料性能数据库的建立 第二章材料性能数据库的建立 材料性能数据库是火电机组主蒸汽管道高温寿命评估不可或缺的部分。本课 题在电厂调研、实验数据分析总结的基础上，确定材料的屈服强度、弹性模量、 泊松比、高温蠕变持久强度、蠕变本构方程、蠕变裂纹扩展速率等数据，建立相 应的材料性能数据库，为火电机组主蒸汽管道高温寿命评估专家系统的建立做好 准备。 2 1 试验材料及试样制备 试验材料采用神华国华( 北京) 电力研究院提供的p 9 2 钢焊接管道，p 9 2 管 道规格为 2 5 8 4 0 m m ，供货状态为正火和回火，处理规范为正火1 0 4 0 0 c 4h 、 空冷，回火7 6 0 0 c l lh 、空冷。p 9 2 钢的化学成分如表2 1 所示。 表2 1p 9 2 钢的化学成分 cm npss ic rwm ovn bnba ln i 试样制备条件如下： ( 1 ) 焊接材料 本试验采用的焊接材料为： 焊丝的牌号及规格：m t s 6 1 6 ；西2 4 ，并用砂纸打磨干净。 焊条的牌号及规格：m t s 6 1 6 ：西3 2 ，烘干温度为3 0 0 3 5 0 。c ，时间为2 h ， 放在保温桶内随用随取。 ( 2 ) 焊接工艺 坡口形式：单v 型； 预热温度：15 0 2 0 0 0 c ，预热时采用履带加热器，加热器对称布置在坡1 2 1 两侧； 在焊接过程中，为了保证焊缝层间出现夹渣等缺陷，每个接头、每道、每层 之间均进行了打磨，共计1 6 层，7 4 道。 层间温度控制：打底层层间温度控制在1 0 0 2 0 0 。c 之间，填充及盖面层层 间温度控制在2 0 0 2 5 0 0 c 之间。 第二章材料性能数据库的建立 ( 3 ) 热处理工艺 热处理温度7 6 0 1 0 0 c ，恒温6 个小时，升、降温速度8 0 - - - 1 0 0 0 c l ，降温 时，温度达到3 0 0 0 c 以后自然冷却。加热宽度从焊缝中心算起，加热宽度不小于 2 5 0 m m ，热处理保温宽度不小于3 0 0 m m 。 ( 4 ) 射线检验 热处理后应该对焊接件进行射线检验，检验结果应符合相应规程规定。 2 2 高温短时拉伸试验 依据标准g b t 4 3 3 8 2 0 0 6 4 9 】“金属材料高温拉伸试验方法”制备高温短时拉 伸试样对p 9 2 钢母材进行高温短时拉伸性能测试，试验温度为6 5 0 0 c ，试样尺寸 如图2 1 所示。 0 5 0 一。 。 | f苫。 詈l1十i i b 留l | ， 图2 - 1p 9 2 钢高温短时拉伸试样 试验结果测得6 5 0 0 c 下测得p 9 2 钢的高温屈服强度为2 2 4 m p a ，弹性模量为 1 2 5 m p a ，泊松比选定为0 3 。 2 3 高温持久试验 依据标准g b t 2 0 3 9 1 9 9 7 1 5 0 】金属拉伸蠕变及持久试验方法”，采用1 0 m m 的标准试样，对p 9 2 钢蠕变试样进行高温持久蠕变试验，试验温度为6 5 0 。c ，图 2 2 为高温持久试验标准试样图。 9 第二章材料性能数据库的建立 图2 2 标准高温持久试样【5 l 】 高温持久试验采用吴忠市材料试验机有限公司制造的r c 1 2 3 0 型高温蠕变 及持久强度试验机，该机器采用计算机控制试验参数并自动采集和处理数据，采 用研华6 1 0 h 工业控制机控制主机，采用欧陆2 6 0 4 三回路可编程智能温度调节 器控制温度。 试验机主体由主机、加热炉、温度测控系统和变形测量系统组成，适用于黑 色金属、有色金属及其合金在规定时间间隔内，在一定温度和恒定拉伸负荷作用 下，测定材料的蠕变性能和持久强度，图2 3 为试验用高温持久试验机【5 1 1 。 国麟熏鬻缀鬓渊 蔫 豢豢 蔫o 一 图2 - 3r c 1 2 3 0 型高温蠕变及持久强度试验机【5 试验时持久试验的应力水平确定为1 2 个等级，分别为1 9 4 m p a ，1 8 6 m p a ， 1 7 6 m p a ，1 7 0 m p a ，1 6 5 m p a ，1 5 l m p a ，1 4 8 m p a ，1 3 2 m p a ，1 2 7 m p a ，1 1 9 m p a ， 1 13 m p a 和l l1 m p a ，试验温度为6 5 0 0 c ，分别在各个应力水平下进行高温蠕变持 久试验以获得不同应力下的蠕变断裂时间。p 9 2 钢6 5 0 0 c 下的应力一蠕变断裂时 间的关系如图2 。4 所示。 l o 夔鬻蕤蠹藕 隰 第二章材料性能数据库的建立 2 4 单轴蠕变试验 时间，h 图2 - 4p 9 2 钢应力蠕变断裂时间图( 6 5 0 0 c ) g b t 2 0 3 9 1 9 9 7 t 5 0 1 标准中华人民共和国机械行业标准金属拉伸蠕变及持久 试验方法中推荐的蠕变试样包括两种横截面类型：圆形横截面和矩形横截面， 试验时设计和加工圆形横截面标准单轴蠕变试样进行单轴蠕变试验，标准蠕变试 样图如图2 5 所刹5 2 1 。 图2 - 5 圆形横截面标准蠕变试样5 2 】 第二章材料性能数据库的建立 单轴蠕变实验采用长春试验机研究所生产的c s s 3 9 1 0 型电子高温持久蠕变 试验机进行，试验机采用计算机技术对试验参数进行设定并自动采集和处理试验 数据：主机采用德国d o l l 公司设计制造的e d c 6 0 r 数字控制器进行控制；高 温炉通过使用温控仪表a i 8 0 8 进行控制；计算机、数字控制器、温控仪表组成 集散控制系统，通过串口通讯来控制试验过程【5 2 】。 试验机主体部分由主机、主机测量控制系统、高温夹头及变形测量引伸计、 高温炉、温度控制系统、计算机系统等构成，主要用于金属材料的高温短时拉伸 强度试验、高温拉伸蠕变试验、高温持久试验、高温松弛试验、低周疲劳和高温 蠕变疲劳试验，图2 - 6 为单轴蠕变试验试验机系统刚5 2 1 。 图2 - 6c s s 3 9 1 0 型电子高温持久蠕变试验机 分别制备p 9 2 钢焊接接头细晶区、粗晶区、熔敷金属及母材试样，在不同应 力水平下进行细晶区、粗晶区、熔敷金属及母材的单轴蠕变试验，采用数值拟合 方法对实验结果进行拟合来获得焊接接头各个区域蠕变本构方程，焊接接头各区 单轴蠕变试验所加载荷如表2 2 所示。 表2 2p 9 2 钢焊接接头各区单轴蠕变试验载荷( 6 5 0 。c ) p 9 2 钢焊接接头各区标准蠕变试样在6 5 0 0 c 下，在各个应力水平下进行单轴 蠕变试验，试验时对蠕变试验的时间和试样变形进行记录，然后进行数据处理分 别得到焊接接头各区蠕变曲线。p 9 2 钢6 5 0 。c 下焊接接头各区( 细晶区、粗晶区、 熔敷金属、母材) 得到的蠕变应变曲线如下图2 7 所示。 第二章材料性能数据库的建立 t i m e ( h ) ( a ) p 9 2 钢细晶区蠕变应变曲线( 6 5 0 。c ) t i m e ( h ) ( b ) p 9 2 钢粗晶区蠕变应变曲线( 6 5 0 。c ) 1 3 第二章材料性能数据库的建立 t i a e ( c ) p 9 2 钢熔敷金属蠕变应变曲线( 6 5 0 。c ) ( d ) p 9 2 钢母材蠕变应变曲线( 6 5 0 0 c ) 图2 7p 9 2 钢焊接接头各区蠕变应变曲线( 6 5 0 0 c ) 采用最小二乘法进行数据拟合可得到n o , o n 方程c = b o “的蠕变材料常数b 和n ，试验得到的p 9 2 钢在6 5 0 0 c 下热影响区细晶区、粗晶区、熔敷金属、母材 的蠕变材料常数如表2 3 所示，将参数b 和n 代入上式中得到p 9 2 钢焊接接头各 区的蠕变本构方程。 第二章材料性能数据库的建立 表2 3p 9 2 钢焊接接头各区n o r t o n 方程参数b 和n ( 6 5 0 。c ) 2 5 蠕变裂纹扩展试验 蠕变裂纹扩展试验常用的试样类型包括紧凑拉伸试样、单边裂纹试样、双边 裂纹板材拉伸试样，依据标准j b t 8 1 8 9 1 9 9 9 t 5 3 】汽轮机金属高温裂纹开裂和扩 展速率试验方法并参考标准g b t 2 0 3 8 1 9 9 1 t 5 4 】金属材料延性断裂韧度j i c 试 验方法进行试样设计和加工，标准中推荐了标准紧凑拉伸试样及非标准紧凑拉 伸试样两种类型的紧凑拉伸试样，试验时采用标准的紧凑拉伸试样，标准c t 试 样尺寸图如图2 8 所示。 图2 - 8 标准紧凑拉伸试样p 2 j 蠕变裂纹扩展实验采用c s s 3 9 1 0 型电子高温持久蠕变试验机，同时配合使 用紧凑拉伸试样加热炉及相应的高温试验夹具。试验机采用计算机技术对试验参 数进行设定并自动采集和处理试验数据；主机采用德国d o l l 公司设计制造的 e d c 6 0 r 数字控制器进行控制；高温炉通过使用温控仪表a i 8 0 8 进行控制，计 算机、数字控制器、温控仪表组成集散控制系统，通过串口通讯来控制试验过程。 第二章材料性能数据库的建立 采用高温引伸计测量紧凑拉伸试样的加载线位移，并采用水冷循环系统对高温引 伸计进行冷却，试验过程中采用直流电位法监控c t 试样的裂纹长度【5 2 1 。 分别制备p 9 2 钢焊接热影响区、熔敷金属及母材试样进行蠕变裂纹扩展试验， 试验过程中计算机对每次测量的电位值进行记录并保存，试验完成后，对数据进 行整理修正计算出裂纹扩展量。 用最t j , - 乘法拟合得到的蠕变裂纹扩展速率方程a = d o c 一，得到p 9 2 钢在 6 5 0 0 c 下焊接热影响区、熔敷金属及母材的蠕变材料常数d o 和痧，如表2 - 4 所示。 表2 - 4p 9 2 钢蠕变裂纹扩展速率方程参数d o 和矽( 6 5 0 。c ) 2 6 本章小结 本章主要工作为进行试验并分析试验数据来获得火电机组主蒸汽管道高温 寿命评估专家系统所需的材料性能参数，并建立相应的材料性能数据库。具体包 括以下内容： ( 1 ) 通过高温短时拉伸试验获得p 9 2 钢在6 5 0 0 c 下的屈服强度、弹性模量、 泊松比； ( 2 ) 通过高温持久试验获得p 9 2 钢在6 5 0 0 c 下的应力一断裂时间图； ( 3 ) 通过单轴蠕变试验获得p 9 2 钢焊接接头各区在6 5 0 。c 下的蠕变本构方 程参数； ( 4 ) 通过蠕变裂纹扩展试验获得p 9 2 钢焊接接头各区在6 5 0 0 c 下的裂纹扩 展速率方程参数。 第三章高温寿命评估理论基础 第三章高温寿命评估理论基础 本课题以r 5 “高温下结构响应评定规程”为依据，参考r 6 “含缺陷结构完 整性评定”，并结合国内电力行业标准d l t 9 4 0 2 0 0 5 “火力发电厂管蒸汽管道 寿命评估技术导则”和d l t 6 5 4 2 0 0 6 “火电机组寿命评估技术导则”，掌握标 准评估手段和方法的理论基础，建立基于标准编写火电机组主蒸汽管道高温寿命 评估专家系统的理论依据。 3 1r 5 标准概述 r 5 标准发展的目的是为了给从业者提供综合的评定技术手册。它基于结构 力学和材料科学的专家知识，并有扩展和代替a s m ec o d eca s en 4 7 和法国 r c c m r 规定的趋势，在缺陷和焊缝评定方面提供附加规定。r 5 标准不需要对 结构进行复杂的整体弹性分析，而是使用参考应力和安定性概念。r 5 标准主要 内容为【4 3 l ： v o l u m e1 ：综述 v o l u m e2 ：无缺陷结构的分析评价方法 v o l u m e3 ：蠕变一疲劳裂纹起裂 v o l u m e4 ：稳态条件下的缺陷评定程序 v o l u m e5 ：蠕变一疲劳裂纹扩展 v o l u m e6 ：异种金属焊接接头评定程序 v o l u m e7 ：稳态蠕变载荷下同种金属焊接接头评定程序 3 1 1r 5 标准局限性 r 5 标准未考虑剧烈动载条件( 地震) 下的交互作用。重大地震事件过后，需考 虑之后蠕变响应过程中的大范围的诱导应变，此时需要考虑载荷历史中的重大载 荷。此外，r 5 未考虑对蠕变屈曲敏感的几何不稳定结构。在电力行业，主要部 件都是受压并由拉伸应力主导，此时蠕变屈曲效应不大可能产生。如果蠕变屈曲 效应很明显，应进行重点评估。 同时，r 5 未详尽考虑残余应力。如果知道残余应力分布，应力分析时应考 虑残余应力，同时考虑稳态循环条件下由于应力再分布导致的附加变形和损伤。 第三章高温寿命评估理论基础 通常，残余应力对总体变形影响很小，起始应力重分布引起的累积蠕变应变不足 o 1 ，相对于导致屈服的弹性应变( 6 d e ) 。如此数量级的应变不会导致结构的 过度变形( 超出标准的缺陷敏感型结构除外) 。此外，考虑到蠕变韧性材料，0 1 数量级的蠕变应变引起的损伤很小。对于由于焊缝中微观组织恶化导致的蠕变脆 断也属于正常范围。 3 1 2r 5 评定所需材料数据 所需材料数据取决于载荷性质、结构中是否存在裂纹。总的来讲，所需数据 包括【4 3 】： ( 1 ) 单调和循环应力一应变数据； ( 2 ) 蠕变变形数据； ( 3 ) 蠕变断裂； ( 4 ) 应力释放数据； ( 5 ) 连续循环疲劳持久数据； ( 6 ) 蠕变韧性( 失效点的工程应变) ，蠕变断裂时间( 施加应力函数) ； ( 7 ) 蠕变裂纹扩展数据； ( 8 ) 疲劳扩展速率： ( 9 ) 蠕变疲劳裂纹扩展交互作用。 对于焊接接头评定，需要掌握以下信息： ( 1 ) 母材、热影响区、焊缝的材料性能数据，主要包括屈服强度、抗拉强 度、弹性模量、泊松比、蠕变断裂数据、蠕变变形数据以及蠕变裂纹扩展速率等。 ( 2 ) 混合热影响区微观组织因子( i t 热影响区微观组织因子0 【的数值主要取决于焊接过程。对于小角度手工电弧 焊( 4 0 0 ) ，5 = 9 o ；对于埋弧焊和c 0 2 焊，a = 1 5 。 ( 3 ) 应力重分布因子k 当蠕变参考应力由环向应力主导时，需要利用应力重分布因子对参考应力进 行修正。标准推荐值为：母材k = 1 0 ；细晶区k = 1 0 ；粗晶区k = 1 4 ；焊缝k = 0 7 。 对于混合热影响区，建议采用以下公式计算有效值k m ： 口+ 】 屯2 而恕 3 划 式中，c 【为混合热影响区微观组织因子； k r 为细晶区的k 值； l ( c 为粗品区k 值。 第三章高温寿命评估理论基础 3 1 3 r 5 考虑失效形式 ( 1 ) 单一施加载荷系统引起的过度塑性变形； ( 2 ) 载荷次序引起的增量崩溃； ( 3 ) 过度蠕变变形或应力破断； ( 4 ) 初始无缺陷材料由蠕变和蠕变一疲劳机制引起的裂纹萌生： ( 5 ) 由蠕变和蠕变一疲劳机制引起的内在裂纹扩展； ( 6 ) 由蠕变和蠕变一疲劳机制引起的异种接头失效。 3 1 4r 5 总体评定程序 ( 1 ) 确定结构的温度和载荷历史：确定已服役时间和继续服役时间： ( 2 ) 利用v o l u m e2 评价蠕变是否显著和应力历史； ( 3 ) 如果结构包含异种金属焊接接头，采用v o l u m e6 评定完整性； ( 4 ) 确定是否需要考虑内在缺陷； ( 5 ) 若内在缺陷可忽略，利用v o l u m e2 、3 评价结构完整性，利用v o l u m e 4 、5 评价裂纹扩展( 如果裂纹已经起裂) 。 3 2 无缺陷结构分析评定方法概述 本部分方法适合于稳态机械载荷和循环热( 机械) 载荷条件下，运行温度处 于蠕变范围内的电站钢结构构件。本部分方法仅仅是针对无缺陷结构的完整评定 程序，本方法可以保证不会由于短期过度塑形变形导致失效，长期运行条件下蠕 变断裂、渐进变形或棘轮、循环载荷引起的蠕变变形增加导致的不可接受的部件 老化【5 5 】。此外，由结构分析可获得蠕变一疲劳作用下的运行寿命评定限制条件的 合适参数。对于焊接结构，提供相应的疲劳强度削弱因子。 评定程序适合已获得持久蠕变断裂和蠕变韧性数据，考虑由于时效或放射引 起的持久脆化数据的所有铁素体和奥氏体钢。对于蠕变断裂韧性材料和脆性材 料，评定步骤存在差异。 对于结构含有可检测缺陷或类裂纹缺陷使用本部分程序时，蠕变和疲劳损伤 评价应考虑裂纹扩展计算。评定程序未把由于放射、腐蚀等引起的持久损伤列入 说明。如果需要考虑放射和腐蚀引起的损伤，应采用其他规则评定或按本部分规 则修正材料参数、构件厚度。同时，未考虑叠加在低周疲劳上的高周疲劳( 1 0 6 循环以上) ，不适合除静态、准静态行为外的动载、屈曲效应评定。 第三章高温寿命评估理论基础 评定