（材料加工工程专业论文）残余应力作用下p92钢蠕变裂纹扩展研究.pdf

中文摘要 | i | l l l l i i l 圳1 i l f i i f l l l l l i f i l f i f l l l l i i y 19 2 5 6 2 4 进入2 1 世纪后，我国经济持续高速发展，但同时也面临着能源与环境的巨 大压力，而提高能源利用效率和物质转化效率的最有效手段便是提高工业装置的 操作参数。在这种形势下，新型耐高温合金p 9 2 钢已广泛应用于高温下运行的超 超临界电站的建造当中。但是由于在高温构件的生产制造过程中，包括铸造，弯 曲，焊接等制造工艺，以及运行过程中的负载及温度梯度均会导致在构件当中不 可避免的产生残余应力，从而降低高温构件的承载能力及断裂韧性。因此研究 p 9 2 钢在残余应力作用下的高温蠕变扩展情况，将对保障电站的安全运行以及寿 命评估提供依据。 本文通过预压缩试验在c t l 试样的缺口尖端引入了拉伸残余应力场，并且 对该试样与未进行预压缩的c t 3 试样一并在6 5 0 的高温下进行了蠕变裂纹扩 展实验，用于研究残余应力对高温蠕变裂纹扩展的影响。 在a b a q u s 中通过弹塑性蠕变有限元分析模型，模拟了用预压缩方法生 成残余应力以及随后蠕变过程中的应力松弛情况。 实验结果表明在裂纹扩展初期的4 5 0 小时内，当不考虑残余应力时，蠕变裂 纹几乎不扩展；当有残余应力时，将发生早期的蠕变裂纹扩展，且扩展速率随蠕 变时间的增加不断减小，这主要是由于在蠕变过程中残余应力不断减小所造成 的。 通过基于参考应力的c 计算方法，描述了在残余应力作用下的蠕变裂纹增 长情况，得到了对裂纹扩展情况的保守估计。 关键词：p 9 2 钢，残余应力，预压缩，有限元模拟，裂纹扩展，c a b s t r a c t a f t c re n t e r i n gt h e2 1s tc e n t u r y c h i n a se c o n o m y n t i n u e dt 0d e v e l o pr a p i d l y b u ta l s of a c e dg r c a tp r e s s u r co fe n e r g y 锄de n v i r o n m e n t ，a n dt h em o s te 仃c c t i v em e a n s i m p r 0 v i n ge 硒c i e n c yo fe n e 唱yu t i l i z a t i o ne m c i e n c yi so fi m p r 0 v i n gt h eo p e r a t i o n p a r a m e t e r so fi n d u s 仃i a le q u i p m e n t i nt h i ss i t u a t i o n ，t h en e wh i g ht 锄p e r a t u r e r e s i s t a n ta l l o yp 9 2s t c e lh a sb e e nw i d e l yu s e di nh i g ht c m p e 胁他o p e r a t i o no ft h e p o w e ro fu l 仃as u p e r c r i t i c a lb u i l t b u tb e c a u s eo ft h eh i g ht e m p e r a t u r ec o m p o n e n ti n t h ep r o d u c t i o np r o c e s s ，i n c l u d i n gc a s t i n g ，b e n d i n g ，w e l d i n gp r o c e s s 孤di l lt h e o p e i a t i o np r o c e s s ，t h el o a d 柚dt h et e m p e 咖陀旷a d i e n ti nt h ec o m p 伽e n tw h i c ha n c a u s e si n e v i t a b l yp r o d u c e 佗s i d u a ls 仃e s s ，t h u sr c d u c eb e a r i n gc a p a c i t ya n d 廿l e 行a c t u r et o u g h n e s so fh e a tc o m p o n e n t s o 他a r c ht h ec 佗e pc r a c k 掣。o w t ho fp 9 2s t e e l w i t h 代s i d u a ls t 他s s ，w i l le x p 锄dt 0s a f e g u a r dt h e 鼢f c 够o p e r a t i o no ft h ep o w e rs t a t i o n a n di i f ea s s e s s t h e陀s i d u a i l ys n e s s e d b yp 佗c o m p r e s s i o n n o t c h e d鲫d f i a t i g u e c m c k e d s p e c i m e n ( c t1 ) a n dt h es p e c i m e nw i t h o u tr e s i d u a ls t 陀s s ( c t 3 ) w e r ec 陀e pt e s t e db y s o a “n ga tac o n s t 觚tt c m p e m t u r eo f6 5 0 ，u s e dt 0s t u d yt h ee 仃e c to f 陀s i d u a ls t 陀s s i nt 1 1 et e s to fh i g h 啦m p e 随t u r ec r c e pc m c kp r o p a g a t i o n i n a b a q u s 廿l r o u g he l a s t i c p l a s t i c - c r e 印f i n i t ce l e m e n t 锄a l y s i sm o d e l ， s i m u l a t e dt h ep r o c e s so fg e n e m t i n gr e s i d u a l 蛐r e s sb yp r e c o m p 陀s s i o n 卸dt h e nc r e e p s n e s sr e i a x a t i o np r o c e s s e x p e r i m e n t a lr e s u l t ss h o wt h a t i nt h e4 5 0 h0 fe a r l yc m c kg r 0 、t h ，w h e nn o t c o n s i d e r i n gt h e 陀s i d u a ls 仃e s s ，c 代印c m c ka l m o s tn oe x t e n s i o n ，w h e nc o n s i d e r i n gt h e 他s i d u a ls n s s ，w i l lo c c u r r ee a r l yc r a c kg r 0 叭h ，明dw i t ht h ei n c r e a o ft h ec r e e p t i m et h ec 眦kg r o w t hr a t ew i l ld e c 他a s e ，i ti sm a i n l yd u et ot h ep r o c e s so fc r e e pw i l l d e c r e a s er e s i d u a ls 臼c s s a c c o r d i n gt 0t h ec b a s e do nr e f e r e n c es t 陀s sc a l c u l a t i o nm e t h o d ，d e s c r i b e dt h e t i o no fc r a c kg r 0 、v t hc 代e pw i t ht h er e s i d u a ls 臼e s s ，f o u n dt h e 陀s u i t sm a t c h i n gt h e t e s td a t a 1 yw o r d s ：p 9 2s t e e l ，r e s i d u a ls t r e s s ，m c o m p 他s s i o n ，f i n i t ee l e m e n t m o d e i n g ，c i 鼍c kg r o 、t h ，c 第一章绪论 1 1 课题的研究背景 第一章绪论 电力工业目前正面临着巨大的挑战，既要满足国民经济发展对电力需求的超 常速度增长，又要承受世界范围的能源危机，以及自然环境问题带来的压力。 由于节约能源和减少温室气体排放的需要，世界各国的火力发电站锅炉逐步向高 参数、大容量方向发展。目前，国内外现在建造的火电厂多采用超临界甚至超超 临界火电机组，期待尽可能地提高燃煤电站的运行效率，降低电力成本( 2 1 。图l - 1 所示为火电厂蒸汽参数与其效率之间的关系【3 1 。 据统计，目前全世界已投入运行的超临界及以上参数的发电机组大约有6 0 0 多台，其中在美国有1 7 0 多台，日本和欧洲约有6 0 台，俄罗斯及原东欧国家2 8 0 余台，目前发展超超临界技术领先的国家主要是日本、德国和丹麦等，世界范围 内属于超超临界参数的机组大约有6 0 余台。 目前超超临界机组技术正逐步走向成熟，并且将批量生产和投运，价格上也 越来越具有竞争力，由于发达国家用电量已趋于饱和，在新建机组中采用这种高 效机组所占比例相当高，超超临界机组正显现出2 l 世纪火电技术具有代表性的 发展潮流。 ：， j 。 1 i ，t + 图1 1 电厂的效率和蒸汽参数关系 第一章绪论 实现上述超( 超) 临界电站的高参数以及保障电站的安全运行对科学家和工 程师们提出了严竣挑战。为此需要解决两大类问题：第一类是寻找耐高温、高压 的金属材料，第二类是建立高温结构完整性评定规范，获得高温构件的可靠性寿 命评估。 在超超临界用钢的选材问题上，对材料的高温强度和高温抗氧化能力提出了 更高的要求。火电机组用钢主要可分为奥氏体钢和铁素体钢两大类【4 1 。以往的电 站锅炉承压部件用钢主要是碳钢、低合金钢c 卜m o 钢和奥氏体不锈钢。低合金 钢的最大不足是其高温蠕变断裂强度低，因此，低合金c r m o 钢的使用温度受 到很大的限制【5 j 。在早期开发的超临界、超超临界机组中，大量使用了奥氏体耐 热不锈钢，如t p 3 0 4 h 、t p 3 4 7 h 等【6 。虽然它们的高温强度优于高c r 的t 9 l 钢，但是，奥氏体钢的价格昂贵，使得制造成本提高，而且存在奥体钢与体素体 钢异种钢接头的焊接问题和异种焊缝金属早期失效的危险，另外，奥氏体钢的敏 化倾向会导致焊接接头的应力腐蚀问题；奥氏体钢热膨胀系数大，导热系数低， 因此产生热应力大、应力腐蚀敏感性高等许多缺点。因此，人们希望能用高c r 的 马氏体钢替代奥氏体钢。 p 9 2 钢正是基于这种趋势而新研制出的钢种，因其相比于p 9 1 钢具有更强的 高温强度和蠕变性能，成为了目前世界各国大力发展超超临界机组的新型耐热钢 材料。现代燃煤电厂，由于应用仰9 2 钢材，可以使机组在较高参数( 温度、压 力) 条件下运行，从而提高了热效率。p 9 2 钢从上世纪9 0 年代后期开始应用于 欧洲一些电站中。欧洲实践证明，t 9 2 最适用于蒸汽温度在5 8 0 6 0 0 之间。p 9 2 材料也适用于锅炉外部的零部件，可以替代s a 3 3 5 p 9 l 、s a 3 3 5 p 2 2 ( 1 0 c r m 0 9 1 0 ) 、1 2 c r l m o v 等钢材用于主蒸汽、热段、过热器联箱等，蒸汽温 度高达6 2 5 左右。仰9 2 的投用使得管道壁厚和结构重量极大的降低了，机组 的灵活性和效率得到了很大的提高【8 9 i0 1 。随着国内超超临界发电机组的不断建 设，p 9 2 钢在国内也已经呈现出被广泛使用的趋势。 对于上述运行于高温当中的电站构件如锅炉汽包、主蒸汽管道等结构，其在 运行当中将不可避免的承受各种静载或动载的作用，不仅要承受正常的工作压 力，还可能承受其他附加应力和应力集中，而且对于大部分高温构件来讲，在制 造过程中往往要应用到焊接工艺，造成了焊接接头具有不同的合金成分和微观组 织，其在运行过程中可能由于过度变形，蠕变断裂和裂纹扩展等各种破坏机制造 成结构失效，为了保证高温构件的安全运行，世界各国相继开展了许多研究工作， 并制定了一些高温评定规范。在早期的高温评定规范中，如美国机械工程师协会 1 9 6 3 年发行的a s m ec o d e c a s e l 3 3 l 【1 1 】，其设计依据是对于不含缺陷的构件来说 的，与传统的强度理论相似，其设计应力低于许用应力为准。不能用来解决含裂 第一章绪论 纹构件的安全评估问题。随着断裂力学和损伤力学的发展，为了解决结构中可以 允许存在多大的缺陷和一定服役周期所允许的裂纹扩展速率等科学问题【1 2 】。国外 发达国家又相继建立了一些对于含裂纹构件的高温结构完整性评定的方法。例如 英国前中央电力局颁布的r 5 【1 3 1 规程高温下结构响应的评定规程，法国r c c m r 规范的附录a 1 6 【1 4 1 ( 应用于核反应器) 、英国的p d 6 5 3 9 【1 5 】和b s 7 9 lo 【1 6 1 、以 及德国的f b h 方法等。在评定方法上，这些规范具有一定的相似性，都是以一 定的高温断裂力学参量为基础的。 在对高温结构完整性评定方法的研究中，虽然起步较晚，但是我国的研究者 也进行了大量的研究工作，并取得了一定的研究成果。一些研究机构已经初步建 立了基于断裂理论和损伤理论的高温结构完整性原理，并且提出了综合考虑材料 一结构一体化处理的基于t d f a d 的高温缺陷“三级 评定方法。但由于对于 一些关键理论方法还缺乏深入的了解，因此到目前为止我国还不能建立自己的高 温结构完整性评定规范，从而使得高温结构强度研究中的许多高新技术领域的发 展也受到了一定制约。目前在高温承压设备的设计评定中，仍在沿用以前的在 用含缺陷压力容器安全评定的国家标准i 埔】。 此外对于承受高温高压的结构部件，在焊接和制造的过程中会不可避免的引 入残余应力，虽然通过焊后热处理的方法可以消除残余应力，但是由于焊后热处 理的费用昂贵以及大型结构的局限性，在工程运用的焊接结构中，残余应力难以 真正消除。在上述介绍的高温结构完整性评定规范中，对于含残余应力的高温构 件的评定经常会显得过于保守，导致较小的临界缺陷尺寸以及较短的剩余寿命。 因此为了获得科学的评定方法，需对残余应力的状态，以及由此造成的裂纹尖端 的塑性损伤，及高温过程中的应力再分配效应进行准确的实验研究，数值计算以 及可靠的的实验检测，从而为高温结构安全评定提供数据支持和技术指导。目前 由法国材料标准协会发起地“v a m a st w a 3 l ”计划，致力于研究含有残余应 力的焊接接头的高温试验以及测试方法，旨在建立含有残余应力的材料的c c i ， c c g 等测试和实验分析标准【1 9 1 。 1 2 残余应力简介 1 2 1 残余应力产生的原因 残余应力是一种弹性应力，它与材料中局部区域存在的残余弹性应变相联 系。所以，残余应力总是材料中发生了不均匀的弹性变形或不均匀弹塑性变形的 结果。 第一章绪论 造成材料不均匀变形的原因可归纳为三个方耐2 0 】： ( 1 ) 冷、热变形时沿截面塑性变形不均匀； ( 2 ) 零件加热、冷却时，体积内温度分布不均匀； ( 3 ) 加热、冷却时，零件截面内相变过程不均匀。 这里把液态合金结晶时的热收缩和塑性收缩，以及相变时的体积变化均作为 广义的变形来看待。 上述三方面在加工和处理过程中部是难以避免的，因而存在残余应力也是必 然的。 各种工艺过程产生的残余应力往往是变形、热和相变引起的残余应力的综合 结果。切削加工产生的残余应力是综合了这三方面因素的一个典型例子；再如像 焊接残余应力中【2 ，焊缝及焊接热影响区中的过热区、正火区和部分相变区受热 影响残余应力和相变残余应力的共同作用，焊接热影响区的其它区域主要是热影 响残余应力。而且各种工艺参数和几件的几何形状，尺寸大小及约束情况都对工 艺过程中产生的残余应力有着错综复杂的影响。 1 2 2 残余应力的调整和松弛 机件中各部位的残余应力一般不是一个固定值，在各种外界因素的作用下将 发生变化。所以可以通过一些调整手段使残余应力松弛，达到降低残余应力的目 的。 残余应力使材料处于能量较高的状态，材料有着趋向于低能量稳定态的内在 倾向。而温度和载荷是促进这种转变的主要外部因素。所以，加热的方法，施加 静载或动载的方法成为调整残余应力的有效手段。此外某些物理方法也可以使残 余应力消除或重新分布，如中子轰击、铁磁材料在交变磁场中的处理等。 残余应力松弛的实质是保存在材料中的弹性应变能通过微观或局部塑性变 形逐渐释放的过程，也即与位错的运动有关。位错运动可使与残余应力相关的弹 性变形，部分( 或全部) 转变为塑性变形。所以残余应力松弛过程是与材料内部微 观结构的变化密切相关的。 残余应力调整和松弛的方法主要分加热方法和机械方法两大类【2 2 】 ( 1 ) 加热方法利用残余应力的热松弛效应是所有加热方法调整残余应力的 基础其工艺措施为各种热处理方法。 生产中常用整体高温回火、局部高温回火以及温差拉伸法三种热处理方式。 整体高温回火多用于重要焊接构件：而局部高温回火只对焊缝及其附近区域进行 加热，其消除应力的效果不如整体热处理；温差拉伸法适用于中等厚度钢板焊后 消除应力。 第一章绪论 ( 2 ) 对带有残余应力的工件施加一定的静载荷或动载荷，使它产生整体的或 局部的、甚至微区的塑性变形，从而调整工件的残余应力分布，这属于机械方法。 用这种方法一般不能把残余应力完全消除，而且不会改变材料的显微组织，较少 的能源消耗则是机械方法的一大优点。常用的机械方法主要包括以下几种： 1 施加静载调整残余应力。用焊接方法生产的大型压力容器，常常采用内 部加比( 即所谓胀形) 的方法使焊接接头发个微量塑性交形来减小焊接残余应 力。一般拉拔的棒材、轧制的板材和辊轧的管材等，其外表面往往存在较高的残 余拉应力。为了消除残余拉应力，并使表面产生残余压应力，生产上常采用所谓 机械后处理技术，即进行轻度的二次拉拔、挤光加工等。 2 锤击法。用锤击焊缝的方法调节焊接接头中残余应力时，在金属表面层 内产生局部双向塑性延展，补偿焊缝区的不协调应变达到释放残余应力的目的。 3 振动法。该法以一定的动应力将零部件在其共振频率附近振动1 0 4 5 m i n ， 即可消除峰值残余应力的4 0 一6 0 。 4 爆炸法。爆炸法通过布置在焊缝及其附近的炸药带，引爆产生的冲击波 与残余应力的相互作用使金属产生塑性变形，残余应力得到松弛。 1 2 3 残余应力的检测 测量残余应力的方法应满足下列要求： ( 1 ) 使用方便，测量快捷，对实物损坏尽量小，并能到现场对零部件进行 实际测量。 ( 2 ) 具有一定的测量精度 根据测试方法对被测试件是否造成损坏，可将残余应力测试方法分为有损测 试法和无损测试法两大类。前者以机械方法为主，其原理是用机械加工的方法将 零件一部分除去，释放部分或全部残余应力并造成相应的位移与应变。再在某些 部位量测这些位移或应变，通过力学分析推算出原始存在的残余应力。机械方法 中目前用得最多的是钻孔法。其它主要方法还包括切块法，层削法等。 无损测试残余应力的方法大多属于物理方法。这些方法的原理是利用材料中 残余应力状态引起的某种物理效应，建立起某一物理量与残余应力( 或应变) 间的 关系，通过测定这一物理量推算出残余应力来。物理方法中用得最多的是x 射 线衍射法，其它主要物理方法有中子衍射法、磁性法和超声法。 此外当解决工程实际问题需要测定残余应力时，这时首先遇到一个选择测试 方法的问题。选择时一定要针对被测对象的具体情况，如材料的种类( 黑色金属 还是有色金属，或两者兼而有之) ；零部件的尺寸大小：被测件允许遭受破坏的 程度；测量精度要求等。同时要考虑行业的传统习惯，如某些标难中已经明确规 第一章绪论 定了测定残余应力的方法。当然还得考虑经费情况。 另一个重要方面是对各种常用的残余应力测试方法的界限及使用领域，或者 说对主要的优缺点要有所了解。这里特别要强调的是各种方法所测定的是具有怎 样内涵的残余应力值。举例来说，钻孔法和切槽法测定的是小孔深度或槽深距离 内的平均残余应力，而且是一种加权平均，因为浅表层的应力释放对应变花感受 到的释放应变的影响更大。在无损测试方法中，x 射线衍射法测定的是x 射线 有效透入深度内的加权平均应力值，对常用金属材料x 射线的有效透入深度仅 几个微米到二三十个微米。磁性应变法对铁基材料在5 0 h z 的交变磁场下测得的 是大约1 5 m m 深度内残余应力的平均值。该深度与盲孔法测定的深度大致相当。 1 3 高温蠕变概述 1 3 1 蠕变及蠕变破坏的机制 金属或者合金在高温下受载荷持续作用而产生缓慢的塑性变形的现象叫做 蠕交。这里所说的高温不是一个绝对的概念，而是相对于材料的熔点t m 而定 的。通常对于纯金属，当p 0 3 t m ；对于合金t 0 5 t m 时，蠕变现象变得比较 明显，这o 3 t m 或0 5 t m 即可视作该金属的高温【2 3 】。同时，蠕变的破坏也是一 个随时间积累的过程。一旦进入到蠕变破坏温度，其破坏就会不断积累，并且随 着温度继续升高，这种破坏的速度将呈现明显的加速趋判2 4 1 。 从微观角度出发，在对蠕变的变形机理研究中，得到了以下结论【2 5 】：在蠕变 过程中，一般地认为高温下的蠕变变形由两种物理机制所控制一种是扩散蠕变， 另一种是位错蠕变。在极高的温度、较低的应力水平下材料的蠕变变形是由扩散 蠕变所控制的；当构件处于应力水平较高、服役温度在o 3 t m 一0 5 t m 以上，但 一般不超过0 7t m 时其蠕变变形由位错蠕变所控制。当发生蠕变变形时，位错运 动的主要形式是攀移。 在对蠕变破坏机制的研究中发现1 2 6 l ：蠕变过程中同时存在着晶内滑移和晶界 的变形，并在一定的温度和应力条件下形成孔洞及裂纹，裂纹逐步扩展，最后导 致发生各种形式的断裂。在蠕变断裂研究中，就空洞或裂纹形成方面存在两种主 要理论：应力集中理论及空位聚集理论。应力集中理论认为，在三晶交界处及晶 界和滑移线的交截处因形变而产生应力集巾，形成沿晶裂纹，裂纹的继续扩展导 致晶间断裂。空位聚集理论认为在应力和热骚动的共同作用下，晶体点阶空位可 以，并且泽优于拉应力方向运动，优先停滞在受拉应力的晶界上。当空位在垂直 于应力方向的界面上逐渐聚集，达到一定数量时，晶界破裂产生空洞。 第一章绪论 目前在工程运用以及实验研究中对于蠕变的探讨大致从以下两个方面着手 进行：其一对于那些不含裂纹的承受静载的高温工程构件的安全设计，通常是以 光滑试样在恒定载荷作用下所获得的蠕变极限及持久强度指标为依据的。在实验 室条件下，一般是通过提高温度和应力来进行短时蠕变试验，然后用寿命外推的 方法获得的。其二是对于存在裂纹或类似裂纹的缺陷的高温工程构件，则设计时 应根据断裂力学的方法及工作寿命的要求给出容许的裂纹尺寸和容许的裂纹扩 展速度。在实验室条件下主要是进行含裂纹试样的蠕变裂纹扩展试验，来获得材 料相应的断裂力学参量从而为工程评定提供依据。 1 3 2 高温蠕变变形描述 1 3 2 1 蠕变变形曲线 常载荷条件下的典型单轴蠕变曲线见图1 2 。从图中可以看出蠕变的三个典 型阶段： 第一阶段对应着蠕变速率的逐渐降低过程，一般称为不稳定蠕变阶段： 第二阶段称为稳态蠕变阶段，其蠕变速率近乎为常数( 对应于最小蠕变速 率) ； 第三阶段为蠕变破坏阶段，其蠕变速率不断增加并最终导致断裂。 在载荷恒定的试验条件下，在蠕变第一阶段和第二阶段试样截面面积是基本 不变的，但在蠕变的第三阶段，试样截面面积的变化导致应力将会发生改变。并 且研究发现，随着蠕变的发生，其内部会有蠕变微裂纹和蠕变孔洞产生，导致材 料的承载能力下降，即材料发生了损伤，通常情况下材料在蠕变第二阶段的中后 期开始出现损伤。 制 谨 制 蜜 时问， 图1 2 标准的蠕变曲线 第一章绪论 1 3 2 2 蠕变的本构方程 对于在单轴拉伸试验得到的标准蠕变曲线，可以由以下公式来描述 2 e + p + c( 1 - 1 ) 式中指的是总应变，e 指的是瞬时的弹性应变，p 指的是瞬时的塑性应 变，c 指蠕变应变( 是指在蠕变过程中与时间有关的变形部分) 。 其中蠕变应变c 又可以表示为应力o 、时间t 和温度t 的函数： 乞= z ( 盯，f ，r )( 1 - 2 ) 在工程应用上，一般把蠕变应变看作是应力、时间和温度起独立作用的函 数处理，于是公式1 2 可以分离为时间、温度、应力函数之积【2 7 1 。 乞= 彳( 盯) 以o ) 石( 丁) ( 1 - 3 ) 式中： z ( 盯) 蠕变方程的应力分离函数； 正( f ) 一蠕变方程的时间分离函数； 石( 丁) 蠕变方程的温度分离函数。 ( 1 ) 应力函数z ( 盯) 对于蠕变的应力律z ( 盯) 许多学者给出了其相应的表达式，最常用的有以下 几种： z ( 盯) = 曰盯“ n o r t o n 【2 8 11 9 2 9 z ( 盯) = d e x p ( a 仃) d o m 【2 9 11 9 5 5 ( 2 ) 时间函数五( f ) 对于时间函数正( f ) ，由于材料蠕变变形有三个不同的阶段，其在各个阶段 也具有其不同的变化规律，因此有些学者用用拟合的方法得到用一个公式来表 示三个阶段的函数，也有些学者用不同的函数表示蠕变的三个阶段。下面给出 了几种常用的时间函数表达式： 五( f ) = f第二阶段蠕变 正( f ) = ( 1 + 所1 7 3 ) e x p ( 幻) 一l a n d r a d e d 【3 0 l1 9 l o ( 3 ) 温度函数六( r ) 温度对主要从如下的两个方面来影响蠕变变形：一是影响材料的变形机制 ( 如从温度较低时的位错机制到较高温度时的扩散机制) ，二是直接影响描述蠕 变过程中的材料常数( 如n o r t o n 公式中的b 或n ) 。目前人们对于温度对蠕变 速率的影响，仍采用传统的a 仃h e n i u s 定律进行描述，其温度函数如下： 六( 丁) = 彳e x p ( 一q r r )( 1 - 4 ) 式中，q 为激化能，r 为b o l t z m a n 常数，t 为绝对温度。 对于常用的一些金属材料，其本构方程多采用n o r t o n 的幂律方程：即在特 第一章绪论 定温度下，当材料处于稳态蠕变条件下时，忽略蠕变第一阶段的影响，其蠕变应 变率与应力之间的关系如式1 5 所示 & = b c r n ( 1 - 5 ) 式中，f 。为蠕变应变率，b 和n 为材料常数。 1 3 3 蠕变断裂力学参量 用断裂力学的方法研究蠕变条件下的裂纹扩展是于1 9 6 7 年由w e i l s 【3 1 】等开 始的，直到1 9 7 0 年s i v e m s 和p r i 的文章发表后才引起了广泛的注刹3 2 1 。随后 以高温断裂力学参量为基础，对蠕变条件下的蠕变裂纹扩展研究取得了长足的进 步，并且已经应用于高温构件的完整性评定当中，例如英国核电公司的r 5 规范 1 1 3 】，法国r c c m r 规范的附录a 1 6 【1 4 】，以及美国e p r j 的寿命评价方法【3 3 】等。 近四十年来，大量的蠕变裂纹扩展试验研究表明【搏3 7 1 ，蠕变裂纹扩展速率和 一些断裂力学参量诸如净截面应力。删，应力强度因子k ，c + 等的对数值间存在 良好的线性关系，也就是说这些参量可以表征蠕变裂纹尖端断应力场状态，从而 能够用来控制裂纹扩展速率，它们之间的关系可以用以下公式来表示： = ；= 从”( 1 6 ) 讲 学= 日吒 ( 1 - 7 ) “ 半= 或c ， ( 1 8 ) 口l 式中a 、m 、h 、p 、d o 、由为材料常数。 上述蠕变断裂参量在描述蠕变裂纹扩展速率时是有一定适用范围的。其中应 力强度因子k 适用于小范围蠕变，弹性应变控制断裂过程区的情况；净截面应 力。瞅适用用于蠕变韧性非常好的材料，裂尖应力集中因蠕变变形松弛而使裂尖 应力发生快速再分布，使韧带应力分布较为均匀的情况；但是当断裂过程中伴随 着显著的蠕变变形时，即蠕变应变起主导地位时，由应力强度因子k 和净截面 应力。嘣来关联蠕变裂纹扩展速率，所得结果分散性大，说明它们在时间相关的 断裂过程中不是一个与材料性质唯一相关的量，因而无法描述试样上的裂纹扩 展。对于大范围蠕变的情况，一些研究学者1 3 8 1 利用能量分析的观点，提出了稳态 蠕变情况下用c 。参量作为裂尖蠕变断裂参量。认为在稳态蠕变阶段应变速率仅 与应力有关，对于符合n o r t o n 定律的材料，类似于常温下应变与应力之间的关 系，用应变速率和位移速率来代替j 积分中的应变和位移，得到c + 积分，表达 式为： c = f r 形。砂一刀罢凼 ( 卜9 ) 第一章绪论 式中x 、r 平行于裂纹面和垂直于裂纹面的坐标； r 环绕裂纹尖端的积分路径； d s 积分路径上的弧线元： t i 弧线上的应力矢量的分量； w 为蠕变应变能速率密度。 矿= f d 勺 ( 1 - l o ) 式中oi i 应力张量； 硒应变速率矢量。 图1 3 计算c 的积分路径 c 。与弹塑性断裂中的与路径无关的回路积分j 类似，它可以描述高温蠕变时 裂纹尖端区域的应力、应变场强度，是一个理论严密的应力、应变场参量，对评 价高温材料抗蠕变裂纹扩展的性能，高温下焊接构件的完整性评定及寿命预测有 着重要的工程意义。与j 积分比较可知，在稳态蠕变情况下，c 同样具有与积分 路径无关的特性。此时可用c 来表征裂纹前沿的应力、应变场： r ”，( 肿1 ) = c r oi l 邑( 口，刀) ( 1 1 1 ) l 占o l ，j r 下州) ； = 套。i _ 上i ；扩( 口，行) ( 1 1 2 ) l 占o 厶，j 式中，r 表示裂尖前缘沿矽方向距离裂尖的距离( m m ) 旬( 秒，刀) 和盯扩( 口，刀) 是口和n 的无量纲函数 l 是对应于平面应力和平面应变状态的关于n 的无量纲函数 第一章绪论 c 的值可通过试验测定、数值分析以及极限分析方法等方法得到。 目前国际上通常采用美国材料试验协会标准e 1 4 5 7 o o 【3 9 】提供的公式来进 行c 的试验测定。a s m e e l 4 5 7 提供的试样的c 的计算公式如下： c = _ 熙罢【2 + o 5 2 2 ( 1 一口w ) 】 ( 1 1 3 ) 曰( 形一口) 腮+ l 、“、7 式中儿蠕变引起的加载点的线位移速率； p 外加试验载荷 w 试样宽度； b 一式样厚度； a 韧始裂纹尺寸： n - n o r t o n 蠕变律中的应力指数。 在实际工程应用中，加载点线位移速率常常无法直接得到，作为工程应用， 原英国中央电力局发展了一种以参考应力概念为基础的适合于工程构件c 的简 单计算方法，该方法是采用含裂纹试样的蠕变性能可由参考应力下单轴蠕变试样 性能数据来表示，其表达式为： c 2 而蚓 ( 1 1 4 ) 式中占阿参考应力下的应变速率； 参考应力； k 应力强度因子。 of c f 可通过极限分析得到： 2 c r y 吾 ( 1 - 1 5 ) 式中“材料屈服极限； 只含裂纹构件的极限载荷。 虽然c 描述材料和构件稳态蠕变裂纹扩展速率取得了较大的成功，但由于 c 是在假定裂纹体处于稳态蠕变的情况下得出的，对于处于小范围蠕变向稳态蠕 变转变的裂纹扩展情况，c 不能有效地进行描述。其时裂纹尖端应力场在当蠕变 过程中不断地重分布，c 不再与路径无关，描述裂纹扩展的参量需采用c ( t ) 表 示。 但是c ( t ) 的一个严重不足是无法像c 一样可以根据实验测得的加载线位移 速率换算得到。为此，s a x e n a l 删将c 积分的概念推广至小范围和过渡区的蠕变， 提出了c 。参数，它是根据c 的应力耗散功率定义推导得到的： 第一章绪论 q ： 娶 ( 1 - 1 6 ) 乙= 一一 i i - i o ， 口加 、 7 式中u 瞬时功率释放率： b 厚度。 在大范围蠕变时，c t 可退化为c ；而在小范围蠕变区，c t - c ( t ) ， c 。仅和 裂尖蠕变区尺寸的增长速率相关。工程实践表明，c 和c 。的提出较好地解决了 均匀材料宏观裂纹形成后的寿命估算问题。 1 4 残余应力对蠕变裂纹扩展的作用 英国核电公司的r 5 规范，法国r c c - m r 规范的附录a 1 6 等高温评定规范 中用一些断裂力学参量如k 、净截面应力。嘣，c 等来表示高温构件的裂纹开裂 和扩展情况。因此如何获得准确的断裂力学参量将对高温构件的寿命评估起着决 定性的作用。 在高温构件的生产制造过程中，包括铸造，弯曲，焊接等制造工艺，以及运 行过程中的负载及温度梯度均会导致在构件当中不可避免的产生残余应力，从而 降低高温构件的承载能力及断裂韧性。 当高温构件在残余应力以及外加负载共同作用下运行时，会在裂纹尖端形成 一个有残余应力及外加载荷共同作用下的应力场分布，而且这种复杂的力场分布 将导致断裂力学参量如k 、净截面应力。嘣，c 等发生改变，从而影响高温构件 的安全评定。 n i k b i n k 1 4 l j 发现当裂纹尖端的残余应力为拉伸应力分布时，将会提高早期的 蠕交裂纹扩展速率，相反裂纹尖端的残余应力为压缩应力分布时，将会阻碍早期 的蠕变裂纹扩展速率。此外残余应力的产生过程以及构件高温运行时蠕变松弛现 象，也会加剧裂纹尖端的损伤。 为了研究残余应力对蠕变裂纹的扩展作用，t u r s k im1 4 2 】通过蠕变裂纹扩展试 验，有限元模拟，以及残余应力的测定三种方法结合使用来研究其效果。 在对残余应力的有限元模拟中，一种方法是直接对试件进行焊接数值模拟， 但是由于在模拟过程中有许多变量和假设影响实际模拟结果而导致误差较大。另 一种方法是通过对含缺口试样进行塑性加载从而在缺口尖端形成残余应力，通过 这种方法无论是模拟还是残余应力的测定均能进行准确的计算和对比【4 3 4 4 1 。 在对残余应力的测定方法的研究中，国内外学者也进行了大量的研究工作 【4 9 1 ，结果表明，x 射线衍射法，中子衍射法作为一种无损检测技术不会对结构 造成破坏，并且中子衍射法还能够测量厚板内应力从而在工程实践中得到了广泛 的应用。 第一章绪论 1 5 本文的研究意义和研究内容 高温设备的制造过程中常采用焊接工艺，由此得到的焊接件通常具有以下特 征：外形存在焊接变形以及一些微观缺陷，金属化学成份以及组织结构的不连续 性，结构内部存在应力集中和较高的残余应力。由此可以看出焊接接头位于高温 构件的薄弱部位，在高温下容易发生焊接接头的先行失效。因此研究含残余应力 的带裂纹构件的蠕变裂纹扩展情况，将对整个焊接接头的安全性评定具有重要意 义。 本文的研究工作主要包括下列内容： ( 1 ) 通过有限元模拟预压缩过程来分析c t 试样缺口尖端残余应力场分布， 并通过实验监控措施来保证残余应力场的正确引入。 ( 2 ) 运用弹塑性蠕变有限元分析方法，分析残余应力在蠕变过程中的应 力再分布状况。 ( 3 ) 进行了有无残余应力作用下的蠕变裂纹扩展试验。并且通过基于参考 应力的方法，分析了残余应力对蠕变裂纹扩展参量c 的影响，获得修正的c 值， 来描述残余应力作用下的蠕变裂纹扩展情况。 第二章试验材料和方法 2 1 试验材料 第二章试验材料和方法 试验所用的材料为国网北京电力建设研究院提供的日本进口p 9 2 钢，p 9 2 钢 管的规格为：2 8 8 4 5 m m ，钢管以正火和回火状态供货，其规范为：正火 1 0 4 0 4 h 、空冷，回火7 6 0 l l h 、空冷。 与p 9 l 相比，p 9 2 钢加入了1 5 2 0 的w ，并将m o 的含量降至0 3 一o 6 ，以调整铁素体一奥氏体元素之间的平衡，并加入了微量合金元素硼。 p 9 2 钢化学成分见表2 1 ，常用物理性能见表2 2 ，力学性能见表2 3 。 表2 1p 9 2 钢的化学成分 表2 2p 9 2 钢的常用物理性能 温度3 91 1 71 6 72 1 72 6 73 1 74 1 74 6 75 6 76 6 7 弹性模量( m p a )1 9 7 1 8 41 1 8 41 7 61 7 3一1 5 2一1 2 5 线性膨胀系数( 1 0 。5 ) 6 26 36 46 56 76 8777 27 3 比热j 佻g k ) 4 2 04 3 04 5 04 6 0 4 7 04 8 05 1 05 3 06 0 06 4 0 表2 3p 9 2 钢的力学性能 机械性能 抗拉强度屈服强度伸长率 m p am p a 冲击功 j 硬度 h b 常温性能620440之20 温度 5 5 05 6 66 0 0 ( ) 高温性能 许用应力 1 0 9 88 98 5 3 m p a 1 4 - 4 l ( 纵向) 2 7 ( 横向) 6 2 5 q 5 0 6 5 0 6 6 64 7 o 第二章试验材料和方法 2 2p 9 2 钢拉伸试验 根据国家标准g b 6 3 9 7 8 6 制备了板状p 9 2 母材拉伸试样，试样尺寸如图2 1 所示。 图2 1 p 9 2 母材拉伸试样图 拉伸试验在c s s 3 9 1 0 电子蠕变松弛试验机上进行，如图2 2 所示。试验时 通过力传感器和夹式引伸计分别记录载荷和相应的伸长量。试样的标距为5 0 mm 试验拉伸速度为1 2 m m m i n ，试验得到的力变形曲线如图2 3 所示。 图2 2c s s 3 9lo 电子蠕变松弛试验机 第二章试验材料和方法 一 z y v 逞 馨 辱 正 z v 安 涔 2345 67 a l ( m m ) 图2 - 3p 9 2 钢拉伸试样的p 一曲线 o26 81 01 21 4 商蹙( ) 图2 - 4p 9 2 钢拉伸试样的工程应力工程应变曲线 由式( 2 1 ) 可得材料的工程应力应变曲线，如图2 - 4 所示。 仃= p 4 占= ，o( 2 1 ) 其中彳。试件原始截面积；乇试件原始标距。 由于在拉伸过程中试样尺寸是不断变化的，因此上述所示工程应力一工程应 变曲线并不能反映材料的真实本构关系。真实应力q 反映的是任一瞬时作用的 2 o 8 6 4 2 o 鼢 锄 珊 珊 瑚 僦 。 第二章试验材料和方法 载衙p 与兵作用时的横截面积a 之比，b 口仍= p 彳，真实应力可由名义应力求出， 因为真实应力历可写为 q = 雪= 丢鲁 仉= 一= 一o i z z l 彳 以 彳 、7 在均匀变形阶段，试样长度和面积的变化近似服从体积不变原理，即则 鲁= 去= 垒= 占+ l ，其中，为p 作用下试件的瞬时长度，据此有 吒2 云( s + 1 ) = 口( 占+ 1 ) ( 2 - 3 ) 在通常意义下名义应变的定义是占：掣：三生，于是应变的增量是 l ol o 如= 叫，o ，我们把试件在某一瞬间的长度，去除该时刻的伸长量讲定义为真应变 的增量，即d & = 酬，这样，在长度为，时的真应变是真应变增量的累积值，即 = 胁= 牟砌丢，而丢小占，所以 = l i l ( 1 + 占) ( 2 4 ) 应用式( 2 3 ) 、( 2 - 4 ) 将工程应力一工程应变曲线转变为真应力一应变曲线，如 图2 5 所示，此数据为后期的有限元模拟提供力学件能参数。 乱 暑 _ 臻 翌 铝 竺 j 卜 o o o 0 4o o o 1 0 o 1 2 t u r e 吼r a i n ( m m ) 图2 5p 9 2 钢的真应力一真应变曲线 j 量 锄 鼢 珊 枷 猫 俩 。 第二章试验材料和方法 拉伸试验获得p 9 2 钢的弹性模量为f = 2 0 3 1 0 5m p a ，屈服强度仉= 4 0 2 m p a 。 另外，p 9 2 钢的泊松比取0 3 。从而可得p 9 2 母材常温力学性能如表2 4 所示 表2 - 4p 9 2 钢母材力学性能参数 2 3 加工试样的尺寸设计 本文所需试样需满足如下几何尺寸要求： 1 试样可以用于进行高温蠕变裂纹扩展试验。 2 试样能够预置残余应力场，并且预置残余应力场具有可控性和重复性。 3 试样几何尺寸简单，能够进行可靠的残余应力测试和有限元分析。 根据上述要求，c t 试样( 广泛用于高温蠕变裂纹扩展试验) 被设计用于试 验测试，据相关文献已经证实通过以大于屈服应力的外力进行预压缩然后卸载的 方式可以在c t 试样缺口尖端形成拉伸残余应力场【4 3 州5 0 1 ，此外由柯顿的研究表 明：通过改变标准c t 试样的删值以及缺口半径的大小可以调整缺口尖端拉伸 残余应力场的大小1 5 0 】，相关图示见图2 6 ( r p 表示拉伸残余应力场) ，根据试验 设备的要求，本文设计的试样由柯顿设计的5 0 m m 厚调整为1 5 m m ，为了获得较 大的拉伸残余应力场分布，由第三章的有限元分析，缺口半径由标准c t 试样的 l m m 调整为2 5 m m ，此外，为了对表面进行残余应力测试，未对试样进行侧边 开槽。根据上述分析，最终设计