專利名稱：一種電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法
技術領域：
本發(fā)明屬于材料科學與工程應用技術領域，涉及一種電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法。

背景技術：
眾所周知，為保護環(huán)境、節(jié)約能源和減緩全球暖化傾向，發(fā)展高能效的超臨界、超超臨界蒸汽參數(shù)、超大容量的蒸汽循環(huán)發(fā)電機組已成為世界電力發(fā)展的根本出路。人們已經(jīng)清楚地認識到，只有提高蒸汽參數(shù)，發(fā)電機組的效率才能得到有效地提高，而要實現(xiàn)更高蒸汽參數(shù)下發(fā)電機組的可靠運行，必須研究開發(fā)和高蒸汽參數(shù)相適用的高溫耐熱材料。
電站鍋爐耐熱鋼是世界范圍內(nèi)大容量火力發(fā)電機組實現(xiàn)參數(shù)(蒸汽溫度、蒸汽壓力)、熱效率提升的主要物質(zhì)基礎。目前，世界范圍內(nèi)，9～12％Cr鐵素體鋼(T91/P91，T92/P92，T122/P122，E911，10Cr9Mo1VNb)已成為超臨界、超超臨界壓力發(fā)電機組電站鍋爐過熱器、再熱器、主蒸汽管道、蒸汽進出口集箱的主力鋼種，這些鋼種是超臨界壓力發(fā)電機組實現(xiàn)主蒸汽參數(shù)由566℃向593℃過渡的關鍵材料，也是用于改造現(xiàn)役發(fā)電機組高溫部件、延長機組使用壽命的最有前途的替代材料，以上所述材料主要用于制造亞臨界、超臨界和超超臨界壓力發(fā)電機組電站鍋爐的過熱器和再熱器，具有較高的蠕變持久強度和持久塑性，大規(guī)模使用這些材料在我國取得了十分明顯的經(jīng)濟和社會效益。
盡管先進的電站鍋爐耐熱鋼具有較好的抗高溫蠕變能力，但電站鍋爐的過熱器和再熱器管工作在復雜多變的環(huán)境之中，管外側(cè)承受煤燃燒的氣固兩相高溫煙氣流動沖刷和輻射，管內(nèi)側(cè)承受高溫蒸汽流動、傳熱及氧化。根據(jù)美國可靠性協(xié)會(NERC)統(tǒng)計，電站鍋爐發(fā)生故障的位置中，爐膛水冷壁，過熱器，再熱器，省煤器占全部故障的百分比分別為40％，30％，15％和10％，而非承壓部件及燃燒器只占5％；可見，過熱器和再熱器引起的失效事故共占45％，是影響火力發(fā)電機組長周期運行安全的主要失效因素。
過熱器、再熱器管的安全性受控于管內(nèi)外的高溫煙氣和高溫蒸汽環(huán)境；而主蒸汽管道、蒸汽進出口集箱等高溫部件雖然不承受高溫煙氣沖刷和輻射，但管道、集箱內(nèi)側(cè)承受高溫蒸汽氧化。因此，電站鍋爐過熱器、再熱器管、管道和集箱在服役過程中常會因高溫、應力的長期共同作用造成蠕變斷裂破壞，為避免造成重大的經(jīng)濟損失和人員傷亡，無論從經(jīng)濟性，還是從安全運行以及如何合理地安排檢修周期考慮，進行電站鍋爐鋼蠕變壽命的評估、預測對火力發(fā)電機組的長周期運行安全具有非常重要現(xiàn)實意義。
目前，國內(nèi)外對電站鍋爐管及管道蠕變壽命的預測多采用基于力學性能數(shù)據(jù)的外推技術L-M法和與蠕變過程相關的方法，如空洞形核及生長、游離碳化物成分等金相特征變化的計量技術?；诹W性能數(shù)據(jù)的外推技術經(jīng)歷了持久強度等溫線線性外推方法，參數(shù)外推方法，如著名的Larson-Miller公式，以及Van Loeuwer提出的應力-時間-溫度的參數(shù)外推方法。
持久強度等溫線線性外推方法是采用提高應力和溫度的方法得到材料短時的應力和斷裂時間及溫度之間的關系，再外推出長時間應力和斷裂時間及溫度之間的關系，這種外推方法是目前高溫部件設計的基礎方法，但是由于預測技術對工作應力比較敏感，蠕變壽命和應力的關系頗受質(zhì)疑，因此，這一技術用于高溫部件的壽命評估存在較多不足；參數(shù)外推方法的代表為Larson-Miller外推公式，通過在較高溫度、較低應力下的蠕變斷裂試驗來估算較低溫度下的長期蠕變強度，這種方法在實際高溫部件的設計時也經(jīng)常使用，但是，一般規(guī)定用L-M參數(shù)外推壽命應小于最長試驗點的3倍；同時L-M公式假設缺乏蠕變斷裂物理理論依據(jù)，沒有考慮應力松弛和組織劣化，以及在低應力區(qū)無法外推，蠕變壽命的預測較為保守，外推精度也不夠高；除此之外，基于和蠕變過程相關的方法，如空洞形核及生長、游離碳化物成分及石墨化等金相特征變化的計量技術，主要有蠕變空洞法，M6C析出率法和碳化物的球化率法，這些方法具有相似的理論基礎。如蠕變空洞法主要是建立材料蠕變空洞損傷和蠕變壽命之間的關系，一般認為，長期蠕變破壞是由晶界上的空洞形核及其生長引起的晶間斷裂破壞，一定的空洞分額對應著一定的蠕變壽命分額，由于沒有綜合考慮蠕變空洞形核的多樣性以及碳化物的影響，計算模型與實際的蠕變斷裂顯微結(jié)構(gòu)有一定的差距，不能準確的預測電站鍋爐管道蠕變壽命，進而無法對高溫部件的壽命進行相對比較準確的壽命評估和預測，影響電廠的長周期運行安全。

發(fā)明內(nèi)容
針對現(xiàn)有技術存在的不足之處，本發(fā)明的目的在于，提供一種電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法，該方法能夠更準確地預測電站鍋爐管或管道的蠕變壽命，本發(fā)明采用在受約束蠕變空洞生長模型的基礎上來估算耐熱鋼不同試驗條件下的蠕變斷裂時間，并根據(jù)實際斷裂試樣的空洞形核機理對受約束空洞生長模型進行了修正。
為了實現(xiàn)上述任務，本發(fā)明采取如下的技術解決方案 1.一種電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法，其特征在于，該方法具體包括下列步驟 (1)以已知的受約束蠕變空洞生長模型為基礎，觀察耐熱鋼的蠕變空洞基本在垂直應力方向的晶界上，符合受約束蠕變空洞生長模型，經(jīng)Riedel改進后推導出的空洞的生長速率如式(1)所示 式中 σ表示外加應力，MPa； σ0表示結(jié)合力，MPa； ω表示幾何變量， 其中ψ表示空洞頂角； r表示空洞半徑，μm； q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)； k為Boltzmann常數(shù)； T為熱力學溫度； Ω為原子體積，m3； δDb-晶界擴散激指數(shù)，m3/S 其中n表示冪定律應力指數(shù)

表示基體材料的蠕變速率，其中B表示冪定律蠕系數(shù)，MPaS； λ表示空洞間距，由空洞密度ρv，換算得到，μm； d表示有空洞的晶界直徑，μm； 對式(1)積分，估算蠕變斷裂壽命，在空洞形核的蠕變早期，斷裂時間定義為從空洞可以穩(wěn)定生長的臨界半徑C0(C0＝2γF/σ，γF為表面自由能)開始生長直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的時間由式(2)表示 將式(1)代入式(2)后得 σ0很小可以忽略，同時，略去積分后的高次項； 得到蠕變斷裂時間為 (2)建立臨界蠕變空洞修正半徑計算方法 考慮到空洞形成的多樣性以及在高溫高壓服役過程耐熱鋼中碳化物M23C6總量增加且尺寸變大，修正蠕變臨界空洞半徑，臨界空洞修正半徑按下式計算 式中ωi——不同形核核心的蠕變空洞半徑修正參數(shù)，無量綱； C0——未修正的臨界空洞半徑，μm； Ri——碳化物，夾雜物等形核核心的半徑，μm； Pi——以碳化物，夾雜物等為空洞形核核心的空洞占有百分比，％； 考慮到實際斷裂試樣的空洞形核機理，對耐熱鋼中碳化物和夾雜物的半徑進行顯微觀察測量，利用測量值對蠕變臨界空洞半徑的計算方法進行修正，進而利用受約束蠕變空洞生長模型蠕變斷裂時間的公式，可以準確的計算電站鍋爐耐熱鋼的蠕變斷裂壽命； (3)耐熱鋼蠕變壽命預測計算方法的確定 把公式(5)帶入公式(4)就得到修正過的蠕變斷裂時間，即蠕變壽命的預測公式是 本發(fā)明和目前已有的蠕變壽命預測技術相比，可以更準確地預測電站鍋爐過熱器、再熱器、管道和集箱等高溫部件的蠕變壽命，把電站鍋爐的被動臨檢變?yōu)橹鲃拥亩ㄆ跈z修，可在預測計算高溫部件壽命后及時更換部件或及時安排大修周期，減少由過熱器、再熱器、管道、集箱等高溫部件的突然爆管破壞引起的強迫停爐事故次數(shù)，延長在役機組的壽命，對目前大容量、超高參數(shù)火力發(fā)電機組的長周期安全運行具有重要的經(jīng)濟和社會效益。

具體實施例方式 要考慮到實際斷裂試樣的空洞形核機理，就要考慮到蠕變空洞形核的部位有晶界上的“坎”、三角晶界交叉處、滑移面與晶界的交割處、夾雜物、晶界上碳化物等處。實驗觀察到空洞可以在夾雜物及晶界上粗大的M23C6上形核；夾雜物因與基體結(jié)合弱，成為空洞形核的優(yōu)先位置；蠕變過程中，M23C6發(fā)生粗化，在碳化物中很少溶解的雜質(zhì)被排斥到界面上，降低碳化物與基體的界面能，促進碳化物與基體的分離，并且碳化物本身開裂也會成為空洞形核核心。
對多種典型耐熱鋼中碳化物、夾雜物等形核核心的半徑進行顯微觀察測量，利用測量值對蠕變臨界空洞半徑進行修正，利用受約束蠕變空洞生長模型蠕變斷裂時間的公式，可以準確的預測耐熱材料的蠕變斷裂壽命。
本發(fā)明的電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法，包括下列步驟 (1)以已知的受約束蠕變空洞生長模型為基礎，觀察耐熱鋼的蠕變空洞基本在垂直應力方向的晶界上，符合受約束蠕變空洞的生長模型，經(jīng)Riedel改進后推導出的空洞的生長速率如式(1)所示 式中 σ表示外加應力，MPa； σ0表示結(jié)合力，MPa； ω表示幾何變量， 其中ψ表示空洞頂角； r表示空洞半徑，μm； q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)； k為Boltzmann常數(shù)； T為熱力學溫度； Ω-原子體積，m3； δDb-晶界擴散激指數(shù)，m3/S 其中n表示冪定律應力指數(shù)；

表示基體材料的蠕變速率，其中B表示冪定律蠕系數(shù)，MPaS； λ表示空洞間距，由空洞密度ρv，換算得到，μm； d表示有空洞的晶界直徑，μm； 對式(1)積分，估算蠕變斷裂壽命，在空洞形核的蠕變早期，斷裂時間定義為從空洞可以穩(wěn)定生長的臨界半徑C0(C0＝2γF/σ，γF為表面自由能)開始生長直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的時間由式(2)表示 將式(1)代入式(2)后得 σ0很小可以忽略，同時，略去積分后的高次項； 得到蠕變斷裂時間為 表1示出了采用受約束空洞生長模型計算的蠕變斷裂壽命和實際蠕變斷裂時間的比較，可以發(fā)現(xiàn)，采用這一模型計算的蠕變斷裂壽命和實際值相差兩倍。
表1受約束蠕變空洞生長模型計算的蠕變斷裂壽命和實際蠕變斷裂時間的比較 (2)建立臨界蠕變空洞修正半徑計算方法 對形核核心研究可知蠕變空洞具有非均勻成核的特性，蠕變空洞不僅可以在垂直于應力的晶界上完成空洞形核，也可以在三角晶界交叉處、滑移面與晶界的交割處、夾雜物、晶界上碳化物等處形核，這一模型，我們稱之為蠕變空洞非均勻成核模型。根據(jù)本發(fā)明提出的蠕變空洞非均勻成核模型，考慮到空洞形核的多樣性以及在高溫高壓服役過程耐熱鋼中碳化物M23C6總量增加且尺寸變大，修正蠕變臨界空洞半徑，臨界空洞修正半徑按下式計算 式中ωi——不同形核核心的蠕變空洞半徑修正參數(shù)，無量綱； C0——未修正的臨界空洞半徑，μm； Ri——碳化物，夾雜物等形核核心的半徑，μm； Pi——以碳化物，夾雜物等為形核核心的空洞占有百分比，％； 通過顯微鏡測量識別蠕變空洞并通過圖形識別計算不同形核核心的半徑Ri、空洞面積及占有率Pi。在顯微觀察測量中，由于存在誤差需通過實驗對不同形核核心的蠕變空洞半徑修正參數(shù)ωi進行確定。一般ωi經(jīng)驗值取0.8-1。經(jīng)計量，10Cr9Mo1VNb鋼供應狀態(tài)下的夾雜物小于一級，典型平均半徑值為1.3μm，根據(jù)對持久強度試驗試樣的分析，半徑值為1.3μm的夾雜物首先成核并長大，所生成的空洞比例不超過3％，大多數(shù)微米級的夾雜物都會成為空洞形核核心；還有比較多的空洞形核核心由粗大的M23C6碳化物提供，約為0.16μm，根據(jù)計量數(shù)據(jù)，微米級的夾雜物和微米級的M23C6碳化物占空洞形核核心的80％，其它為可以穩(wěn)定生長的擴散臨界空洞半徑C0所生成的形核核心。對形核核心進一步統(tǒng)計研究結(jié)果表明蠕變空洞具有非均勻成核的特性，蠕變空洞不僅可以在垂至于應力的晶界上完成空洞形核，也可以在三角晶界交叉處、滑移面與晶界的交割處、夾雜物、晶界上碳化物等處形核，這一模型，我們稱之為蠕變空洞非均勻成核模型。根據(jù)本發(fā)明提出的蠕變空洞非均勻成核模型，利用材料臨界空洞修正半徑計算公式(5)進行計算，可以得到試樣在某外加應力試驗時的修正臨界空洞半徑將臨界空洞半徑C0*代入蠕變斷裂時間的計算公式(4)，計算可得蠕變斷裂時間為tr*＝2.9×105s；其它應力下的臨界空洞半徑計算值及經(jīng)修正后計算得到的斷裂時間tr*如表2所示，可以看出，根據(jù)蠕變空洞非均勻形核修正模型計算出的斷裂時間與實測值更為接近。
表2 10Cr9Mo1VNb鋼625℃系列外加應力下試樣蠕變斷裂時間計算值與實測值比較 (3)耐熱鋼蠕變壽命預測方法的確定 考慮到實際斷裂試樣的空洞形核機理的復雜性，在本發(fā)明提出的蠕變空洞非均勻成核模型基礎上，通過顯微鏡測量，利用公式(5)計算出臨界蠕變空洞修正半徑。把公式(5)帶入公式(4)就得到修正過的蠕變斷裂時間，即蠕變壽命的預測方法是 本發(fā)明提出的方法既可以用于高溫鍋爐材料設計制造生產(chǎn)部門，又可以應用于火力發(fā)電廠檢修部門。與目前國內(nèi)外對鍋爐管道蠕變壽命的預測相比，本發(fā)明專利在受約束蠕變空洞生長計算模型的基礎上得出一種壽命預測方法可準確預測材料的蠕變壽命，將會明顯減少爆管次數(shù)，把被動臨檢變?yōu)橹鲃拥亩ㄆ跈z修，延長在役機組的壽命，確保電廠的安全運行，具有現(xiàn)實的經(jīng)濟效益。
鑒于本計算方法研究和試驗基礎均建立在對電站鍋爐9～12％Cr鐵素體鋼試驗研究的基礎之上，這些鋼種具有相同的蠕變失效機理和空洞形核及生長模型，因此，本發(fā)明提出的耐熱鋼蠕變壽命預測方法主要適用對象為電站鍋爐9～12％Cr鐵素體鋼(T91/P91，T92/P92，T122/P122，E911，10Cr9Mo1VNb)等系列材料。
使用上述提出的耐熱鋼蠕變壽命預測方法，申請人對國內(nèi)各大鍋爐廠進行的耐熱鋼蠕變和持久強度試驗發(fā)生斷裂的拉伸試樣進行了蠕變持久試樣壽命預測計算，計算結(jié)果表明預測計算的斷裂時間和拉伸試樣的斷裂時間極為接近。
更進一步，使用上述提出的耐熱鋼蠕變壽命預測方法，申請人對國內(nèi)6家電廠發(fā)生蠕變破壞的過熱器和再熱器管進行了壽命預測計算，根據(jù)上述計算模型和方法，參考斷口顯微分析和數(shù)量、尺寸計量，對這些斷口的大量信息進行分析計算，計算結(jié)果表明預測的斷裂時間和實際換熱管破裂時間非常接近。實際驗證的結(jié)果充分說明本發(fā)明提出的非均勻蠕變空洞生長模型預測估算的耐熱鋼服役條件下蠕變壽命具有科學的準確性。
權(quán)利要求
1.一種電站鍋爐耐熱材料蠕變壽命預測方法，其特征在于，該方法具體包括下列步驟
(1)以已知的受約束蠕變空洞生長模型為基礎，觀察耐熱鋼的蠕變空洞基本在垂直應力方向的晶界上，符合受約束蠕變空洞生長模型，經(jīng)Riedel改進后推導出的空洞的生長速率如式(1)所示
式中
σ表示外加應力，MPa；
σ0表示結(jié)合力，MPa；
ω表示幾何變量，
其中ψ表示空洞頂角；
r表示空洞半徑，μm；
q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)；
k為Boltzmann常數(shù)；
T為熱力學溫度；
Ω為原子體積，m3；
δDb-晶界擴散激指數(shù)，m3/S
其中n表示冪定律應力指數(shù)
表示基體材料的蠕變速率，其中B表示冪定律蠕系數(shù)，MPaS；
λ表示空洞間距，由空洞密度ρv，換算得到，μm；
d表示有空洞的晶界直徑，μm；
對式(1)積分，估算蠕變斷裂壽命，在空洞形核的蠕變早期，斷裂時間定義為從空洞可以穩(wěn)定生長的臨界半徑C0(C0＝2γF/σ，γF為表面自由能)開始生長直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的時間由式(2)表示
將式(1)代入式(2)后得
σ0很小可以忽略，同時，略去積分后的高次項；
得到蠕變斷裂時間為
(2)建立臨界蠕變空洞修正半徑計算方法
考慮到空洞形成的多樣性以及在高溫高壓服役過程耐熱鋼中碳化物M23C6總量增加且尺寸變大，修正蠕變臨界空洞半徑，臨界空洞修正半徑按下式計算
式中ωi——不同形核核心的蠕變空洞半徑修正參數(shù)，無量綱；
C0——未修正的臨界空洞半徑，μm；
Ri——碳化物，夾雜物等形核核心的半徑，μm；
Pi——以碳化物，夾雜物等為空洞形核核心的空洞占有百分比，％；
考慮到實際斷裂試樣的空洞形核機理，對耐熱鋼中碳化物和夾雜物的半徑進行顯微觀察測量，利用測量值對通過對蠕變臨界空洞半徑的計算方法進行修正，對耐熱鋼的蠕變壽命預測，進而利用受約束蠕變空洞生長模型蠕變斷裂時間的公式，可以準確的計算電站鍋爐耐熱鋼的蠕變斷裂壽命；
(3)耐熱鋼蠕變壽命預測計算方法的確定
把公式(5)帶入公式(4)就得到修正過的蠕變斷裂時間，即蠕變壽命的預測公式是
全文摘要
本發(fā)明公開了一種電站鍋爐耐熱鋼蠕變壽命預測方法，該方法在受約束蠕變空洞生長模型的基礎上，提出了蠕變空洞非均勻成核模型，然后進一步提出臨界蠕變空洞修正半徑的計算方法；該計算方法采用顯微觀察計量分析，根據(jù)耐熱鋼高溫蠕變服役過程中碳化物、夾雜物等系列形核核心的數(shù)量和尺寸變化計算臨界空洞半徑；繼之根據(jù)實際斷裂試樣(或定期檢驗截取的實際管段試樣)的形核核心數(shù)量及尺寸變化計算實際生長的空洞半徑，由此計算得到的斷裂時間，與實際值符合較好。
文檔編號G01N33/00GK101196507SQ200710308160
公開日2008年6月11日 申請日期2007年12月28日 優(yōu)先權(quán)日2007年12月28日
發(fā)明者趙欽新, 朱麗慧, 婷 李, 顧海澄, 陸燕蓀 申請人:西安交通大學