徐連勇 ，趙 雷 ，荊洪陽

（1．天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津300072；2．天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

高參數(shù)火電機(jī)蒸汽管道高溫完整性研究進(jìn)展

徐連勇1，2，趙 雷1，2，荊洪陽1，2

（1．天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津300072；2．天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

發(fā)展大容量、高參數(shù)、高效的超超臨界機(jī)組有利于提高現(xiàn)有能源利用率、緩解環(huán)境壓力、實(shí)現(xiàn)綠色發(fā)電。這一趨勢(shì)對(duì)高溫蒸汽管道設(shè)計(jì)、制造、使用和可靠性評(píng)估提出了新的挑戰(zhàn)。本文概述了針對(duì)高參數(shù)火電機(jī)組蒸汽管道的焊接接頭早期失效、新材料選擇和應(yīng)用、含缺陷焊接部件壽命評(píng)估、殘余應(yīng)力以及拘束效應(yīng)的影響、在役部件材料性能測(cè)試和可靠性評(píng)估以及在役部件延壽理論等，高溫結(jié)構(gòu)完整性評(píng)估領(lǐng)域的近期研究進(jìn)展及工程實(shí)踐，并展望了這一領(lǐng)域未來研究發(fā)展方向和重要突破點(diǎn)。

高參數(shù)超超臨界機(jī)組；高溫結(jié)構(gòu)完整性；壽命評(píng)估；在役部件；性能測(cè)試

1 引言

1.1 高參數(shù)火電機(jī)組的發(fā)展

我國的能源現(xiàn)狀是“富煤、缺油、少氣”，因此能源發(fā)展以煤為主，電為中心。我國的電力發(fā)展包含火電，水電，核電以及清潔能源發(fā)電等，其中火力發(fā)電研究最早技術(shù)也最為成熟，發(fā)電穩(wěn)定不受季節(jié)，環(huán)境，氣候的影響，燃煤發(fā)電機(jī)組在未來的一段時(shí)間內(nèi)仍然是絕對(duì)主力，預(yù)計(jì)到2020年火電的總發(fā)電量仍能占到60%以上（見表1）。圖1反映的是近幾年來火力裝機(jī)容量與電力總裝機(jī)容量的對(duì)比，然而火力發(fā)電帶來了一系列的環(huán)境問題，燃煤產(chǎn)生大量的二氧化碳，在溫室效應(yīng)日益嚴(yán)重的今天，二氧化碳的減排已成為很重要的一個(gè)課題。除此之外，燃煤還伴隨眾多的粉塵污染，北方的霧霾天氣也受此影響，空氣質(zhì)量持續(xù)下滑，環(huán)境壓力與日倍增[1-2]。

表1 中國20年電力構(gòu)成及預(yù)測(cè)Tab.1 The development of electric power in recent 20 years in China

然而隨著我國社會(huì)的不斷進(jìn)步，經(jīng)濟(jì)的不斷的發(fā)展，對(duì)于能源的需求也越來越巨大，尤其是對(duì)電力的需求，可以說工業(yè)生產(chǎn)的每個(gè)環(huán)節(jié)都離不開電力的支持。這就要求節(jié)能減排，發(fā)展新能源，清潔能源；在研制新能源的同時(shí)，提高現(xiàn)有能源的使用效率和物質(zhì)轉(zhuǎn)化效率是最有效的手段。現(xiàn)代的發(fā)電、石油、化工和冶金等工業(yè)裝置都向著高溫、高壓、結(jié)構(gòu)大型化的趨勢(shì)發(fā)展。為保證電力工業(yè)可持續(xù)發(fā)展，加快電力結(jié)構(gòu)調(diào)整的步伐，提高機(jī)組的熱效率、降低煤耗，實(shí)現(xiàn)“綠色發(fā)電”的目標(biāo)，最現(xiàn)實(shí)、可行的途徑就是加快建設(shè)超超界機(jī)組，并配備以常規(guī)的煙氣脫硫、脫硝系統(tǒng)。在燃煤機(jī)組發(fā)電領(lǐng)域，機(jī)組參數(shù)主要包括溫度和壓力，根據(jù)溫度和壓力的不同，發(fā)電機(jī)組可以劃分為不同的等級(jí)。其中蒸汽壓力大于27 MPa或蒸汽溫度大于593℃被稱為超超臨界；還有一種說法認(rèn)為，機(jī)組主蒸汽溫度達(dá)到600℃以上的均可成為超超臨界機(jī)組。超超臨界機(jī)組是一種更先進(jìn)、更高效的發(fā)電技術(shù)。隨著機(jī)組溫度以及壓力的增加，機(jī)組的熱效率提高，在溫度和壓力之間又以溫度提高帶來的效果顯著，經(jīng)過計(jì)算表明，主蒸汽溫度每升高10℃，機(jī)組的熱效率可以提高0．25%左右[3]。超超臨界機(jī)組隨著溫度升高，機(jī)組的熱效率顯著提高，一方面有助于降低煤耗，節(jié)約能源，另一方面有助于緩解環(huán)境壓力，如表2所示。

圖1 我國總裝機(jī)容量和火電裝機(jī)容量的變化趨勢(shì)Fig.1 The trend of the total electricity capacity and the thermal power capacity in China

表2 不同參數(shù)燃煤發(fā)電機(jī)組的熱效率和煤耗Tab.2 Efficiency and coal consumption for the fossil power plants with different operating conditions

目前，國內(nèi)已運(yùn)營的超超臨界機(jī)組溫度參數(shù)大多在600℃左右。2006年，我國首臺(tái)百萬千瓦級(jí)超超臨界機(jī)組——華能玉環(huán)電廠1號(hào)機(jī)組正式投入運(yùn)行，主蒸汽溫度達(dá)到600℃，蒸汽壓力達(dá)到27 MPa。截至目前，國內(nèi)在運(yùn)行的百萬千瓦超超臨界機(jī)組已達(dá)101臺(tái)。目前我國正在使用參數(shù)為600℃左右的超超臨界機(jī)組，提高蒸汽參數(shù)會(huì)進(jìn)一步提高機(jī)組的運(yùn)行效率，發(fā)電量更大的同時(shí)更加節(jié)約資源和減少污染排放。近年來隨著歐美各國相繼開展700℃超超臨界技術(shù)的研究，2010年“國家700℃ 超超臨界燃煤發(fā)電技術(shù)聯(lián)盟”在國家能源局正式啟動(dòng)，開啟了我國700℃超超臨界技術(shù)的研究。

我國的610～620℃二次再熱機(jī)組超超臨界技術(shù)也在穩(wěn)步開展，安徽淮南平圩電廠三期汽輪機(jī)再熱蒸汽參數(shù)采用610℃，與600℃參數(shù)機(jī)組相比，只需改進(jìn)進(jìn)氣口葉片、中壓汽門等部分關(guān)鍵材料。目前在國外已有再熱蒸汽溫度610～620℃的應(yīng)用業(yè)績，如日本橘灣火力發(fā)電廠1號(hào)、2號(hào)機(jī)組容量1 050 MW，再熱蒸汽溫度610℃，德國Datteln電廠機(jī)組容量1 100 MW，再熱蒸汽溫度620℃。610～620℃參數(shù)機(jī)組材料的安全性和穩(wěn)定性得到保障，不存在無法解決的技術(shù)問題，在我國大規(guī)模的推廣指日可待。然而面對(duì)我國資源開發(fā)和環(huán)境保護(hù)的巨大壓力，在“700℃”技術(shù)成熟以前，研發(fā)大容量高效燃煤發(fā)電技術(shù)對(duì)我國提出節(jié)能減排和可持續(xù)發(fā)展的目標(biāo)具有現(xiàn)實(shí)意義。我國各大電力集團(tuán)均開始建設(shè)600～630℃超超臨界機(jī)組，如華能集團(tuán)浙江長興電廠建設(shè)了蒸汽壓力29．3 MPa、蒸汽溫度600℃、再熱溫度623℃的660 MW高效超超臨界火電機(jī)組以及神華集團(tuán)高資電廠計(jì)劃新建的高效超超臨界火電機(jī)組的設(shè)計(jì)蒸汽壓力為35 MPa、蒸汽溫度為610℃/630℃/630℃。另外，630～650℃參數(shù)機(jī)組材料的研制已經(jīng)初步具備應(yīng)用的條件，與目前600℃參數(shù)機(jī)組相比，熱效率可以升高2%～3%，成本無明顯增大。因此適時(shí)建設(shè)630～650℃參數(shù)機(jī)組已成為我國下一步的重要目標(biāo)。

1.2 高溫材料的發(fā)展及應(yīng)用

蒸汽參數(shù)的進(jìn)一步提高會(huì)對(duì)機(jī)組的鋼材性能有更高的要求，需要解決機(jī)組鋼材中耐高溫、耐高壓、耐腐蝕、抗氧化及抗蠕變等問題。然而機(jī)組蒸汽參數(shù)（溫度、壓力）的提高很大程度上受制于高溫耐熱材料的性能，要求金屬具有高的高溫強(qiáng)度，特別是高溫蠕變、持久強(qiáng)度，以及優(yōu)異的抗高溫氧化、抗高溫腐蝕性能和良好的組織穩(wěn)定性等，同時(shí)也要求材料有良好的抗熱疲勞性能和冷、熱加工工藝性能，特別是良好的焊接性能等[4]。

而目前這些在建600～630℃超超臨界機(jī)組，仍是使用T/P92馬氏體耐熱鋼。T/P92鋼（9Cr-0．5Mo-1．8WVNb）在原有T/P9l鋼基礎(chǔ)上發(fā)展而來。與T/P91鋼相比，T/P92的蠕變強(qiáng)度進(jìn)一步提高，使用溫度上升，具有很高的高溫持久強(qiáng)度，優(yōu)良的抗蒸汽氧化性能，良好的導(dǎo)熱性，熱膨脹系數(shù)小以及低成本，適用于制作蒸汽溫度在580～600℃之間、最高溫度在600～620℃的鍋爐本體過熱器、再熱器。但T/P92鋼使用溫度上限就是600℃，超過這一溫度T/P92將面臨持久強(qiáng)度不足和抗環(huán)境腐蝕（流動(dòng)的超超臨界蒸汽和/或多種煤灰腐蝕）性能不足的問題。對(duì)于小口徑鍋爐管系，在T92之上可以采用奧氏體耐熱鋼管制造過熱器和再熱器，奧氏體耐熱鋼管可以在600～650℃蒸汽溫度段使用。但是奧氏體耐熱鋼只能用于小口徑鍋爐管制造，由于其熱傳導(dǎo)性能差和熱膨脹系數(shù)大，不能用于制造大口徑鍋爐管和其他大型厚壁構(gòu)件。如用鐵鎳基或鎳基耐熱合金制造600～650℃溫度段的大口徑鍋爐管，則成本過高。

研發(fā)可用于600～650℃溫度段新型馬氏體耐熱鋼、開發(fā)新型馬氏體耐熱鋼的大口徑鍋爐管和大型厚壁構(gòu)件，以使超600℃等級(jí)超超臨界火電機(jī)組的批量建設(shè)具有經(jīng)濟(jì)性和可行性，是解決目前超600℃等級(jí)超超臨界火電機(jī)組的瓶頸性方法之一。日本國立物質(zhì)材料研究所(NIMS)較早開始研究650℃新型馬氏體耐熱鋼，鋼鐵研究總院和寶鋼在國內(nèi)率先開展相關(guān)650℃新型馬氏體耐熱鋼研究工作，日本新日鐵住金公司也在該領(lǐng)域開展了研究工作。NIMS開發(fā)的650℃馬氏體耐熱鋼代號(hào)為MARBN鋼(9Cr-3W-3CoVNbBN)；鋼鐵研究總院研制的650℃馬氏體耐熱鋼代號(hào)為G115鋼(9Cr-2．8W-3C℃uVNbBN)；日本新日鐵住金的馬氏體耐熱鋼代號(hào)為SAVEl2AD(9Cr-3W-3CoNdVNbBN)[5]。G115鋼是由鋼鐵研究總院和寶鋼共同研發(fā)的具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的650℃馬氏體耐熱鋼[6-7]，在研發(fā)該鋼管過程中，采用了“選擇性強(qiáng)化”設(shè)計(jì)理念，通過合理控制B和N的配比有效控制M23C6碳化物在服役過程中的長大速率，在Nb和V之外通過添加適量Cu元素進(jìn)一步增加析出強(qiáng)化效果，通過把W含量從3%調(diào)低到2．8%，來提高服役過程中的沖擊韌性。G115鋼具有優(yōu)異的630～650℃溫度區(qū)間組織穩(wěn)定性能，具有優(yōu)異的高溫蠕變性能和抗蒸汽氧化性能，650℃溫度下其持久強(qiáng)度是P92鋼的1．5倍，其抗高溫蒸汽氧化性能和可焊性與P92鋼相當(dāng)，有潛力應(yīng)用于630～650℃溫度段大口徑管和集箱等厚壁部件以及630～650℃小口徑過熱器和再熱器管的制造。目前已經(jīng)完成了大厚壁鋼管的工藝試制工作，更接近于工程應(yīng)用。

1.3 影響高溫部件可靠性因素

高溫部件可靠性一方面取決于所使用材料的高溫強(qiáng)度，包括高溫蠕變強(qiáng)度、高溫抗氧化性能以及高溫抗腐蝕性能等，良好的高溫強(qiáng)度可以抑制材料長期服役下的劣化。對(duì)于超超臨界機(jī)組常用的P92鋼的長期蠕變性能相較P91鋼得到很大提高，但其焊接接頭的蠕變性能仍與其它Cr-Mo鐵素體鋼類似，已導(dǎo)致早期失效，制約著P92鋼構(gòu)件的設(shè)計(jì)參數(shù)。對(duì)于Cr-Mo耐熱鋼焊接接頭，國際上通常將其焊接熱影響區(qū)分為粗晶區(qū)（CGHAZ，臨近熔合線）、臨界區(qū)（ICHAZ，臨近母材，又稱為不完全重結(jié)晶區(qū)）和細(xì)晶區(qū)（FGHAZ，位于粗晶區(qū)和臨界區(qū)之間）等3個(gè)微區(qū)，通常又將細(xì)晶區(qū)和臨界區(qū)稱為第IV區(qū)。對(duì)于耐熱鋼的蠕變破壞，國際上通常根據(jù)蠕變裂紋產(chǎn)生的位置來進(jìn)行分類，共分為4種類型[8-10]，如圖2所示。

Ⅰ型開裂——蠕變裂紋出現(xiàn)在且局限在焊縫金屬中；

Ⅱ型開裂——蠕變裂紋出現(xiàn)在焊縫金屬中，并從焊縫金屬中向母材中發(fā)展；

Ⅲ型開裂——蠕變破壞發(fā)生在粗晶區(qū)內(nèi)；Ⅳ型開裂——蠕變破壞發(fā)生在細(xì)晶區(qū)或臨界區(qū)中，即Ⅳ區(qū)。

對(duì)于Cr-Mo耐熱鋼焊接接頭，高溫強(qiáng)度最弱的實(shí)際上是其熱影響區(qū) （HAZ）“第四類區(qū)”（Ⅳ區(qū)），蠕變斷裂經(jīng)常發(fā)生在這個(gè)區(qū)域內(nèi)，通常將這種蠕變破壞稱為Ⅳ型開裂，它具有很快的蠕變孔洞形成速度，往往導(dǎo)致構(gòu)件的早期失效，是一種惡性的蠕變破壞。因此，長期高溫下服役的耐熱鋼焊接構(gòu)件的IV型蠕變失效受到世界各國專家學(xué)者的廣泛關(guān)注。

對(duì)于Cr-Mo耐熱鋼來說，在實(shí)際服役運(yùn)行條件下，焊接接頭的總體性能是決定結(jié)構(gòu)性能的關(guān)鍵，而焊接熱影響區(qū)是接頭性能最弱的區(qū)域，而不是焊縫金屬本身。為了保證高溫焊接接頭的可靠性，分析焊接接頭的失效機(jī)理，改善焊接工藝參數(shù)；焊接不可避免存在殘余應(yīng)力，尤其是大后壁高溫部件，焊后熱處理難以保證內(nèi)外壁溫度均勻，也很難進(jìn)行整體熱處理，發(fā)展局部熱處理工藝，是降低耐熱鋼焊接接頭殘余應(yīng)力水平的重要措施。

另一方面，超超臨界機(jī)組中高溫部件尺寸大、形狀復(fù)雜、制造難度高，在制造過程中不可避免存在缺陷和裂紋。特別是高溫部件中存在大量的焊接結(jié)構(gòu)，它們是產(chǎn)生缺陷和裂紋重要來源之一。焊接過程中控制不良，極易產(chǎn)生氣孔、夾雜、未熔合、未焊透等缺陷和裂紋；同時(shí)耐熱鋼焊接接頭在高溫服役過程中還會(huì)在接頭的薄弱區(qū)萌生新的缺陷和裂紋[11-13]。這些裂紋在高溫長期服役情況下也會(huì)發(fā)生擴(kuò)展，加速蠕變失效降低構(gòu)件的設(shè)計(jì)壽命。設(shè)備的直接更換會(huì)導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟(jì)損失。因此，無法對(duì)所有含有缺陷的構(gòu)件進(jìn)行替換，需要對(duì)含缺陷后結(jié)構(gòu)的裂紋擴(kuò)展剩余壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，然后合理的安排構(gòu)件更替。預(yù)測(cè)含缺陷構(gòu)件的蠕變裂紋擴(kuò)展壽命不僅可以為合理安排構(gòu)件的維修提供理論依據(jù)，同時(shí)也是保證其高溫結(jié)構(gòu)完整性的重要手段[14-16]。

圖2 耐熱鋼焊接接頭的裂紋類型Fig.2 Crack types in heat resistant steel welded joint

2 P92鋼焊接接頭蠕變失效以及改善措施

2.1 P92鋼焊接接頭蠕變失效

對(duì)于9%～12%Cr鋼，焊縫金屬的蠕變強(qiáng)度要求至少母材的強(qiáng)度相匹配，通常高于母材，因此蠕變失效往往發(fā)生在母材或HAZ中。施加應(yīng)力在100 MPa以下時(shí)，發(fā)生在熱影響區(qū)IV型失效占主導(dǎo)地位。斷裂位置從母材向HAZ的轉(zhuǎn)變與試驗(yàn)應(yīng)力和溫度有關(guān)，其中應(yīng)力的影響更大。P92鋼在高溫、高壓長期服役下容易在焊接接頭的細(xì)晶區(qū)發(fā)生典型IV型開裂，如圖3所示[11]。

圖3 P92鋼焊接接頭的典型IV型開裂形貌Fig.3 Type IV crack in P92 welded joint

P92鋼焊接接頭IV型蠕變開裂過程如圖4所示，可認(rèn)為是P92鋼焊接接頭細(xì)晶區(qū)的蠕變損傷過程，其蠕變損傷演化的過程中碳化物的形成與粗化對(duì)P92鋼焊接接頭的IV型開裂有很重要的影響[17-18]。因此，通過提高相變前原先奧氏體晶界上碳的分布，可以對(duì)粗大碳化物的形成起到一定的抑制作用。盡管焊后對(duì)P92焊接接頭進(jìn)行了熱處理，但仍然有部分殘留的粗大碳化物存在，并成為IV型開裂的根源。如果在焊接過程中能夠完全溶解這些碳化物，那么IV型開裂可能得到抑制。為了使得碳化物能夠完全溶解，焊接前對(duì)P92鋼管的正火處理需要保溫很長時(shí)間。但是，保溫時(shí)間的延長會(huì)導(dǎo)致焊接接頭機(jī)械性能下降，不能滿足使用要求。而適當(dāng)增加焊前正火熱處理的次數(shù)，每次時(shí)間不必過長，可以在保證不降低焊接接頭機(jī)械性能的前提下，使得在焊接過程中盡可能完全溶解碳化物，從而提高P92鋼焊接接頭的蠕變性能提高，抑制焊接接頭IV型開裂[13]。

Abe等[19]分析了施加應(yīng)力對(duì)IV型失效傾向，當(dāng)應(yīng)力大于100 MPa時(shí)，焊縫的蠕變性能接近母材；焊縫和母材蠕變壽命的差距隨試驗(yàn)應(yīng)力減小而增大，直到一個(gè)臨界低應(yīng)力水平，焊接接頭的破斷壽命接近模擬HAZ試樣。Zhao等[13，20]結(jié)合連續(xù)損傷本構(gòu)模型（CDM），采用數(shù)值模擬的方法分析了P92鋼焊接接頭蠕變過程中損傷累積過程以及應(yīng)力應(yīng)變的演變。P92鋼焊接接頭中細(xì)晶區(qū)損傷發(fā)展速度最快，這是由于細(xì)晶區(qū)的抗蠕變性能較差，蠕變應(yīng)變速率較高，蠕變應(yīng)變比較大[21]，而與其相鄰的母材、粗晶區(qū)的蠕變應(yīng)變速率較小，細(xì)晶區(qū)的繼續(xù)變形受到周圍區(qū)域的擠壓，使得即使在承受單軸載荷下，在焊接接頭產(chǎn)生了比較大三軸應(yīng)力狀態(tài)，且集中在細(xì)晶區(qū)。高的應(yīng)力三軸度會(huì)加速空穴的運(yùn)動(dòng)[22]，進(jìn)而加速蠕變空洞的萌生、發(fā)展和長大[23]，導(dǎo)致P92鋼焊接接頭易在細(xì)晶區(qū)發(fā)生早期失效。另外，盡可能采用窄間隙、低熱輸入的焊接工藝方法，可以減小細(xì)晶區(qū)的寬度，抑制細(xì)晶區(qū)的應(yīng)力集中程度，從而有效降低早期失效傾向，延長焊接接頭的服役壽命[24]。

2.2 焊后局部熱處理

P92鋼合金元素含量高，對(duì)焊接技術(shù)要求比較嚴(yán)格，焊接工藝選擇不當(dāng)時(shí)，容易出現(xiàn)沖擊韌性降低、熱影響區(qū)軟化甚至出現(xiàn)IV型裂紋等問題。隨著P92管道壁厚的增加，給焊接、熱處理、探傷等操作帶來了很多的新困難，例如會(huì)引起熱應(yīng)力的劇增，且加劇了管道的熱疲勞損傷。焊接接頭是影響機(jī)組運(yùn)行安全的最薄弱環(huán)節(jié)，如果其質(zhì)量得不到保證，不僅P92的優(yōu)勢(shì)發(fā)揮不出來，而且對(duì)機(jī)組后期運(yùn)行的安全性帶來嚴(yán)重威脅。

焊后及時(shí)進(jìn)行熱處理操作是非常必要的，它對(duì)提高焊縫的沖擊韌性和蠕變斷裂強(qiáng)度有著重要的影響。國內(nèi)外的大量案例表明，P92鋼的使用性能對(duì)施工工藝比較敏感，即使焊接質(zhì)量優(yōu)良，焊后熱處理操作不當(dāng)時(shí)，也會(huì)導(dǎo)致常溫和高溫性能惡化，構(gòu)件在服役過程中有可能發(fā)生早期失效故障。焊后熱處理可降低焊接殘余應(yīng)力，改善焊縫和熱影響區(qū)組織，提高焊接接頭和母材的性能，穩(wěn)定結(jié)構(gòu)的形狀和尺寸等。但是隨著結(jié)構(gòu)尺寸的逐漸增大，以及復(fù)雜的實(shí)際工況，往往難以進(jìn)行整體焊后熱處理，通常采用局部熱處理方法，如圖5所示。管道局部熱處理過程中，均熱區(qū)、加熱區(qū)和保溫區(qū)分別是3個(gè)重要的區(qū)域。

國外不同壓力容器標(biāo)準(zhǔn)和規(guī)范中規(guī)定的不同局部熱處理加熱寬度要求不相同，如表3所示，其中t指管道壁厚，R指管道內(nèi)半徑。在焊后局部熱處理過程中，由于國內(nèi)外相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)局部加熱范圍和加熱方法的描述存在差異，也會(huì)給局部熱處理工藝的制定和產(chǎn)品驗(yàn)收造成爭(zhēng)議[25]。

圖4 P92鋼焊接接頭IV型開裂機(jī)制Fig.4 Fracture mechanism of type IV crack in P92 welded joint

圖5 管道局部熱處理示意圖Fig.5 of local heat treatment for pipes

表3 國外局部熱處理加熱寬度公式的比較Tab.3 Comparisons for the specific requirements for heated band during local heat treatment process

Xu等[26]基于局部熱處理的數(shù)值計(jì)算和分析程序，分析了大量不同管道規(guī)格下加熱區(qū)以及保溫區(qū)長度對(duì)熱處理效果的影響，并提出了實(shí)際工況下厚壁P92管道焊后局部熱處理加熱面積規(guī)范，如公式（1）所示，克服了國內(nèi)外現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的不足，可用以指導(dǎo)P92管道焊后局部熱處理工程實(shí)踐。

式中：R代表管道內(nèi)徑；t代表管道的厚度。王學(xué)等[27]分析了空氣流動(dòng)對(duì)局部熱處理效果的影響，提出對(duì)熱處理溫度要求很高的P92管道，焊后局部熱處理時(shí)應(yīng)限制管道內(nèi)空氣流動(dòng)，或在選取熱處理參數(shù)時(shí)考慮空氣流速的影響。

為了保證大尺寸部件焊后局部熱處理的效果，除了在實(shí)施過程中，嚴(yán)格控制加熱寬度、保溫寬度以及控制空氣的流動(dòng)，同時(shí)應(yīng)多布置測(cè)溫點(diǎn)，實(shí)時(shí)監(jiān)控內(nèi)外壁的溫度曲線，控制內(nèi)外壁溫差，保證焊后熱處理的效果。除此之外，開發(fā)先進(jìn)的新型焊后熱處理設(shè)備（如可實(shí)現(xiàn)大厚壁構(gòu)件中頻感應(yīng)加熱設(shè)備）以及研制焊后熱處理實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)及反饋系統(tǒng)，也是目前局部熱處理的發(fā)展趨勢(shì)。

3 在役管道及焊接接頭材料老化狀態(tài)評(píng)估

在役設(shè)備性能評(píng)估和結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定是保證設(shè)備安全運(yùn)行的重要課題。由于這些設(shè)備長期處于復(fù)雜的服役環(huán)境，受到拘束應(yīng)力、熱應(yīng)力、腐蝕、化學(xué)等因素的作用，往往使得材料性能發(fā)生變化，例如核輻射下反應(yīng)堆材料性能的降低、火電設(shè)備高溫服役下材料性能的劣化、高溫燃?xì)廨啓C(jī)材料斷裂韌性的降低等。通常進(jìn)行結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定時(shí)，在無法確定材料實(shí)際性能的情況下，往往是根據(jù)材料的標(biāo)準(zhǔn)值或參考文獻(xiàn)的數(shù)據(jù)，推算出材料性能的最低值，這樣也可能導(dǎo)致過于保守的估計(jì)而不能充分發(fā)揮設(shè)備的潛力。為了準(zhǔn)確進(jìn)行設(shè)備的剩余壽命預(yù)測(cè)和結(jié)構(gòu)的可靠性評(píng)定，必須采用材料實(shí)際性能作為判斷和評(píng)估的依據(jù)，否則帶來不安全的隱患。

目前常規(guī)的評(píng)估在役設(shè)備材料性能的方式主要有：傳統(tǒng)無損檢測(cè)方法和取樣試驗(yàn)方法。這兩種方法在在役設(shè)備評(píng)估中發(fā)揮著作用，但兩者各自有其局限性。傳統(tǒng)無損檢驗(yàn)方法如覆膜金相和里氏硬度計(jì)，雖然操作簡(jiǎn)單、無損，但是所知的信息量有限，也不足夠精確，尤其是近年來隨著工藝裝置向高溫、高壓趨勢(shì)發(fā)展，帶來大量新型材料的應(yīng)用，這些新材料使用時(shí)間短，對(duì)其材料性能把握不是很充分，傳統(tǒng)的金相分析在老化評(píng)估方面己不能滿足要求，需要TEM、SEM等更深一步的微觀組織分析。傳統(tǒng)取樣試驗(yàn)法為了評(píng)估在役設(shè)備服役后的材料性能，往往采用破壞性試驗(yàn)，即要獲得材料性能在長期高溫高壓運(yùn)行后的材料劣化狀況，就需要從在役設(shè)備上截取足以完成性能試驗(yàn)的一塊試驗(yàn)段。這種方法雖然可以獲得材料服役后各種性能參數(shù)，但對(duì)大多數(shù)設(shè)備來說，這種做法是不允許的；此外破壞取樣后還需要采用焊接方法修復(fù)，容易引起附加的二次危害，嚴(yán)重制約了在役設(shè)備材料性能評(píng)估技術(shù)的應(yīng)用。為了評(píng)估在役設(shè)備材料性能演變，迫切需要研發(fā)一種便攜式且不具破壞性的微小損傷取樣設(shè)備，如圖6所示。

圖6 在役部件性能測(cè)試示意圖Fig.6 Illustration of the mechanical properties measurement for in-service components

3.1 微試樣測(cè)試技術(shù)

微試樣測(cè)試技術(shù)就是采用小尺寸試樣，以微小損傷的代價(jià)評(píng)價(jià)材料的性能。常見的有：微斷裂韌性試驗(yàn)，采用微小夏比V型試樣、SENB試樣和CT試樣的斷裂韌性試驗(yàn)；微試樣拉伸試驗(yàn)以及小沖孔試驗(yàn)技術(shù)[28-30]。微試樣試驗(yàn)技術(shù)所需試樣尺寸小，可以直接從在役設(shè)備上制備，對(duì)設(shè)備損傷小，既可以用來研究金屬材料、復(fù)合材料、無機(jī)材料以及研究涂層的性能，同時(shí)配合微損傷取樣設(shè)備可以實(shí)現(xiàn)在役管道以及焊接接頭的材料老化程度分析。

1）微斷裂韌性試驗(yàn)。斷裂力學(xué)方法是評(píng)估壓力容器、管道等結(jié)構(gòu)完整性常用方法。斷裂力學(xué)評(píng)定需要涉及設(shè)備的服役壓力、材料的強(qiáng)度和斷裂韌性如J、CTOD、KIC和FATT等。材料的斷裂韌性一般通過CT、SENB和夏比沖擊試樣獲得。對(duì)于一些實(shí)際結(jié)構(gòu)，可能由于尺寸限制，無法制備標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的最小尺寸的常規(guī)試樣。因此，微小夏比V型、SENB和CT試樣的斷裂韌性試驗(yàn)方法得以發(fā)展，可采用小尺寸試樣進(jìn)行試驗(yàn)，通過建立與常規(guī)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比關(guān)系，間接的獲得材料的斷裂韌性[31-32]。這種方法目前在核電中應(yīng)用較為廣泛，還可以使用在無法破壞性取樣的設(shè)備上。Maloy[33]和Jia等[34]利用這種方法研究了核電受輻射材料的斷裂韌性。

2）微拉伸試驗(yàn)。微拉伸試樣形式和常規(guī)的拉伸試樣形式相同，區(qū)別是試樣的直徑更小或者寬度更窄，可以小到2 mm[35]。對(duì)于不能加工或者不易加工標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的材料，可以采用微拉伸試樣獲得拉伸性能。微拉伸試樣既能反映材料局部特性，也可以用來研究結(jié)構(gòu)不均勻材料的力學(xué)性能。微拉伸試樣示意圖如圖7所示。

微拉伸試驗(yàn)可以用來分析：①焊接接頭不同區(qū)域的材料性能以及各區(qū)域性能的梯度變化情況；②小截面半成品的材料性能測(cè)試；③無法制備標(biāo)準(zhǔn)尺寸試樣的材料的力學(xué)性能分析，如失效分析；④小尺寸焊接接頭的力學(xué)性能測(cè)量，如激光焊件、等離子束焊件；⑤微型元件的力學(xué)性能測(cè)量，如電子封裝件。

圖7 微拉伸試樣示意圖Fig.7 Illustration of the micro tension sample

此外，微拉伸試樣不僅可以分析材料常溫力學(xué)性能，還可以用于高溫力學(xué)性能以及高溫蠕變性能的測(cè)量。初瑞清等[36]用結(jié)構(gòu)均勻的X60鋼測(cè)試了微拉伸試樣的拉伸強(qiáng)度的可靠性，發(fā)現(xiàn)試樣尺寸對(duì)拉伸強(qiáng)度的影響很小，微型試樣測(cè)量結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)全厚尺寸試樣測(cè)量結(jié)果的差別不大。Zhao等[37]利用有限元模擬和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，分析了微拉伸試樣的尺寸和幾何形狀對(duì)材料力學(xué)性能的影響，為微拉伸試驗(yàn)提供指導(dǎo)。Nogami等[38]利用微試樣研究了鐵素體材料的疲勞性能，以及試樣的尺寸和形式對(duì)疲勞性能的影響；對(duì)于圓棒試樣，試樣尺寸和形式對(duì)疲勞性能沒有影響；對(duì)于板材試樣，試樣尺寸沒有影響，試樣形式有影響。因此，其建議采用圓棒型的微試樣評(píng)估材料的疲勞性能。

3）小沖孔試驗(yàn)技術(shù)。小沖孔試驗(yàn)技術(shù)是在上世界80年代，美國AMES實(shí)驗(yàn)室Baik等[39]為評(píng)定核電受輻射材料的性能開發(fā)的。小沖孔試驗(yàn)裝置的示意圖如圖8所示，主要由沖桿、壓頭、上下固定平臺(tái)、加載裝置和測(cè)量裝置構(gòu)成。試樣的形式主要有圓形和方形兩種，試樣的尺寸一般是厚度0．1～0．5 mm，直徑（邊長）3～10 mm。壓頭的形式主要有球形、錐形和圓柱形，目前廣泛應(yīng)用的是球形壓頭，一般是由陶瓷加工而成。其基本原理就是利用沖桿以恒定的速率或者在恒定的載荷下沖壓薄片試樣，記錄試樣從變形到斷裂整個(gè)過程中的載荷-位移 （或者變形撓度）數(shù)據(jù)，并借此分析和獲得材料各種性能的試驗(yàn)方法。

基于小沖孔試樣變形的理論分析，就可以獲得材料的常規(guī)力學(xué)性能，如抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、斷裂韌性、韌脆轉(zhuǎn)變溫度等。Okada和García等[40-41]研究了小沖孔試驗(yàn)結(jié)果和常規(guī)試驗(yàn)結(jié)果兩者之間的聯(lián)系，分析了兩者試驗(yàn)曲線的異同，利用載荷-位移曲線獲得材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度等性能。Bulloch[42]和Fleury[43]等利用該技術(shù)了研究了未服役材料以及服役材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度，建立了描述小沖孔試驗(yàn)測(cè)定的韌脆轉(zhuǎn)變溫度（TSP）與標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)測(cè)定的韌脆轉(zhuǎn)變溫度（FATT）之間關(guān)系的經(jīng)驗(yàn)公式

式中：α和β都是無量綱參數(shù)。

Cuesta[44-45]和Turba[46]等利用含裂紋的小沖孔試樣分析了材料的斷裂韌性，并分別針對(duì)脆性材料和韌性材料建立了小沖孔試驗(yàn)的有效斷裂應(yīng)變和斷裂應(yīng)力與常規(guī)的材料脆性斷裂韌性KIC以及材料延性斷裂韌性JIC之間的關(guān)系。

圖8 小沖孔試驗(yàn)示意圖Fig.8 of small punch testing

式中：εsp，σsp是試樣的應(yīng)變和應(yīng)力；k，c，J0均是材料參數(shù)。

Yang等[47]結(jié)合有限元和LS-SVM逆分析方法利用小沖孔方法分析了Incoloy800 H鎳基合金的力學(xué)性能。Martínez-Paeda[48]分析了不同類型含缺口的小沖孔試樣獲得斷裂韌性，并從應(yīng)力三軸度和可加工性方法推薦了一種合適尺寸的小沖孔試樣，可以很好地測(cè)量和分析材料的斷裂性。基于小沖孔試驗(yàn)過程中測(cè)量的撓曲變形曲線，可以獲得材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度[49-50]。Bruchhausen等[51]綜述了利用小沖孔試樣獲得材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線以及韌脆轉(zhuǎn)變溫度的研究進(jìn)展，如圖9所示。Alegre等[52]綜述了現(xiàn)有利用預(yù)制裂紋小沖孔方法獲得材料斷裂韌性的方法，包括小沖孔試樣的形式、最優(yōu)初始裂紋長度、CTOD的測(cè)量方法、能量釋放率以及J積分的有限元分析方法。

圖9 小沖孔典型曲線Fig.9 Typical curve of the small punch testing

4）小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)技術(shù)。小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)技術(shù)是在小沖孔試驗(yàn)技術(shù)上發(fā)展起來的，針對(duì)材料高溫蠕變性能的測(cè)量和分析，用以評(píng)估高溫構(gòu)件的完整性[53]。由于小沖孔試樣的尺寸，要遠(yuǎn)小于常規(guī)所使用單軸蠕變?cè)嚇拥某叽缛鐖D10所示，為實(shí)現(xiàn)材料在役高溫蠕變性能的測(cè)試提供了有利支持。其基本原理和小沖孔試驗(yàn)一致，只是其試驗(yàn)環(huán)境為高溫環(huán)境，且一般需要?dú)鍤獾臍怏w保護(hù)防止試樣的氧化。小沖蠕變?cè)囼?yàn)曲線和常規(guī)蠕變?cè)囼?yàn)曲線對(duì)比如圖11所示。

圖10 蠕變?cè)嚇拥男螤詈统叽鏔ig.10 Comparison of creep testing samples

圖11 小沖孔蠕變曲線和單軸蠕變曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of the creep curve between small punch creep and uniaxial creep

根據(jù)小沖孔試樣的變形過程，可以獲得小沖孔蠕變時(shí)施加載荷FSP和試樣承受等效應(yīng)力σeq的關(guān)系[54]

式中：RSP是壓頭的直徑；t0是試樣的初始厚度；r是變形區(qū)域的半徑；KSP是一個(gè)無量綱的相關(guān)系數(shù)，取決于材料本身。因此，利用小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)技術(shù)也可以獲得材料的破斷時(shí)間和承受應(yīng)力的關(guān)系，進(jìn)而評(píng)價(jià)材料的剩余壽命[55-56]。

目前，美國、中國等不同國家的電力研究院和試驗(yàn)室，如DEN、EPRI、IMT、IPM、CISE、JRC及IMMT等已經(jīng)在開展小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)技術(shù)評(píng)估材料的高溫蠕變性能，并逐漸延伸評(píng)估在役設(shè)備的使用安全性和剩余壽命評(píng)估。Zhou和Zhai等[57-58]利用有限元計(jì)算的手段，研究了小沖孔試樣的厚度、直徑、載荷水平、壓頭直徑、溫度以及保護(hù)氣體對(duì)小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果的影響，且研究了小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)過程中的變形情況，進(jìn)一步明確了小沖孔蠕變變形的機(jī)理。對(duì)于超超臨界機(jī)組新型耐熱鋼P(yáng)91、P92鋼的焊接接頭高溫服役時(shí)，易在接頭的細(xì)晶區(qū)發(fā)生IV型早期開裂失效。Komazaki和Kato、Zhao等[21，59-60]利用小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)技術(shù)分析了焊接接頭各個(gè)微區(qū)（細(xì)晶區(qū)、粗晶區(qū)、母材和焊縫金屬）的高溫強(qiáng)度如圖12和圖13所示，試驗(yàn)得到的材料高溫強(qiáng)度和常規(guī)蠕變?cè)囼?yàn)的結(jié)果具有一致性，可以用來評(píng)價(jià)焊接接頭服役時(shí)的壽命。

圖12 小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)獲得焊接接頭各微區(qū)的應(yīng)力和破斷時(shí)間的關(guān)系Fig.12 Relationship between stress and rupture time obtained from small punch

圖13 P92鋼焊接接頭各微區(qū)的最小蠕變速率和應(yīng)力的關(guān)系Fig.13 Relationship of small creep strain rate and stress for the distinct zones in P92 steel welded joint

Izaki等[61]利用該技術(shù)評(píng)估了服役后2．25Cr-1Mo鋼過熱器的高溫性能，并評(píng)估了設(shè)備的剩余壽命。Yang等[62]利用小沖孔試樣測(cè)試了鎳基合金800H的蠕變性能，還提出了基于能量法的壽命預(yù)測(cè)模型[47]。Kumar等[63]分析了316H的蠕變性能。Zheng等[64]等結(jié)合θ法壽命預(yù)測(cè)和小沖孔測(cè)試技術(shù)，分析并預(yù)測(cè)了服役Cr-Mo鋼的剩余壽命。陳玉新[65]利用小沖孔蠕變?cè)囼?yàn)機(jī)研究了CrMoV鋼的蠕變性能，分析了氣體流量的影響、小沖孔的撓曲變形和蠕變損傷。莊法坤[66]利用三點(diǎn)彎、懸臂梁和固支直桿彎曲小試樣蠕變?cè)囼?yàn)方法，通過理論分析、數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，研究了3種小試樣方法測(cè)量材料蠕變性能的可行性。

3.2 微損傷取樣技術(shù)的發(fā)展

小試樣試驗(yàn)技術(shù)評(píng)定服役構(gòu)件的材料性能，首先需要解決取樣問題，美國、英國、日本、中國等國家均開展了取樣器的研發(fā)工作，可以實(shí)現(xiàn)從在役設(shè)備上直接切割材料，進(jìn)行小試樣試驗(yàn)測(cè)試，解決了在役設(shè)備材料性能測(cè)試的難題。

目前在役設(shè)備取樣技術(shù)主要分為兩種：機(jī)械切割和電火花切割。美國最早針對(duì)微試樣測(cè)試技術(shù)研制取樣設(shè)備。美國的FaAA Products Corporation公司開發(fā)了機(jī)械式切割的取樣機(jī)，如圖14所示；英國的Rolls Royce公司獲得在歐洲的生產(chǎn)和銷售權(quán)，并進(jìn)行了改進(jìn)如圖15所示。該設(shè)備進(jìn)行一次取樣，需要1 h左右，切取試塊的直徑為20～25 mm，切割深度可調(diào)。

圖14 機(jī)械式取樣設(shè)備Fig.14 Mechanical sampling equipment

圖15 Rolls Royce公司研制的機(jī)械式取樣設(shè)備Fig.15 Mechanical sampling equipment produced by Rolls Royce

意大利電力研究院開發(fā)了電火花切割式取樣機(jī)，采用特殊制造的鉬絲，利用電火花放電的原理，從在役設(shè)備切割微小尺寸試樣。該機(jī)可提供工程服務(wù)，但非定型產(chǎn)品，體積較大，不易運(yùn)輸。近年來日本Kyushu電力公司和Kobe材料實(shí)驗(yàn)室聯(lián)合成功開發(fā)了電火花切割取樣機(jī)，相比意大利電力研究院的體積較小，比較靈巧使用，如圖16所示。切取試樣長約35 mm，寬約6 mm，厚度約3 mm。但切割時(shí)間比較長，需要3 h左右。此外，由于電火花方法，既需要在在役設(shè)備上開槽，且切割過程中還需要冷卻水。尤其是切割鉬絲容易斷，使用不方便。歐洲科技發(fā)展公司購買了該設(shè)備，目前提供國際上服務(wù)。

圖16 日本研制的電火花式取樣設(shè)備Fig.16 EDM sample equipment from Japan

我們也自主開發(fā)了機(jī)械式切割式取樣機(jī)，如圖17（a）所示。該設(shè)備通過設(shè)計(jì)不同尺寸的切割刀具，試樣直徑在20～40 mm，厚度在 2～5 mm，切取一個(gè)試樣時(shí)間為 1～1．5 h，和英國Rolls Royce公司設(shè)備相當(dāng)，為在役部件材料性能測(cè)試提供支持，如圖 17（b）所示，目前已經(jīng)在國內(nèi)某電廠在役P92管道進(jìn)行應(yīng)用。

圖17 便攜式微創(chuàng)取樣機(jī)工作圖Fig.17 of portable miniature sampling machine

4 含裂紋管道的壽命評(píng)估技術(shù)

4.1 含裂紋壽命評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)

大型構(gòu)件在加工制造過程中，內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生缺陷或裂紋等，在隨后的長期使用過程中，裂紋在高溫蠕變變形的作用下，經(jīng)過一定的孕育期后，會(huì)不斷擴(kuò)展，最終導(dǎo)致構(gòu)件失效破壞。高溫下材料會(huì)發(fā)生弱化，內(nèi)部也會(huì)產(chǎn)生缺陷甚至形成微裂紋等，這些裂紋在高溫長期服役情況下也會(huì)發(fā)生擴(kuò)展，加速蠕變失效降低構(gòu)件的設(shè)計(jì)壽命。電力、化工、石油和冶金行業(yè)的設(shè)備均比較大，設(shè)備的更換會(huì)導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟(jì)損失。因此，無法對(duì)所有含有缺陷的構(gòu)件進(jìn)行替換，需要對(duì)含缺陷后結(jié)構(gòu)的裂紋擴(kuò)展剩余壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，然后合理的安排構(gòu)件更替。預(yù)測(cè)含缺陷構(gòu)件的蠕變裂紋擴(kuò)展壽命為合理安排構(gòu)件的維修提供理論依據(jù)，同時(shí)也是保證其高溫結(jié)構(gòu)完整性的重要手段。隨著高溫?cái)嗔蚜W(xué)研究的深入，一些發(fā)達(dá)國家相繼制定了高溫構(gòu)件設(shè)計(jì)與壽命評(píng)定的規(guī)范，目前世界常用的高溫構(gòu)件結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)主要有：

1）美國機(jī)械工程學(xué)會(huì)的ASME N-47[67]規(guī)范案例，針對(duì)一級(jí)高溫服役構(gòu)件的設(shè)計(jì)制定的。這個(gè)規(guī)范主要針對(duì)不含缺陷的構(gòu)件，對(duì)于含缺陷結(jié)構(gòu)的蠕變裂紋擴(kuò)展的孕育期以及后續(xù)的穩(wěn)定擴(kuò)展階段的分析，都是建立在高溫?cái)嗔褏⒘緾*等描述蠕變裂紋擴(kuò)展速率的基礎(chǔ)上，通過試驗(yàn)結(jié)果和理論模型來估算裂紋的萌生、擴(kuò)展，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)構(gòu)件剩余壽命的預(yù)測(cè)。法國為核反應(yīng)堆材料的服役制定的RCC-MR規(guī)范，和ASME N-47一樣，都是針對(duì)不含缺陷的構(gòu)件。

2）英國的電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)R5[68]，目前已經(jīng)成功應(yīng)用在火電設(shè)備的完整性評(píng)定上。R5標(biāo)準(zhǔn)根據(jù)結(jié)構(gòu)的實(shí)際形式、缺陷的形狀以及位置等，采用參考應(yīng)力的方法計(jì)算裂紋尖端的高溫?cái)嗔蚜W(xué)參量C*。R5中提出損傷積累導(dǎo)致構(gòu)件失效的時(shí)間tcd、蠕變應(yīng)力的再分布時(shí)間tred、蠕變裂紋的起裂時(shí)間ti以及穩(wěn)態(tài)裂紋擴(kuò)展階段時(shí)間tg4個(gè)時(shí)間段，分別用來描述處于不同情況下的蠕變裂紋擴(kuò)展情況。此外，R5中還考慮疲勞和蠕變的交互作用，蠕變裂紋擴(kuò)展的長度應(yīng)是蠕變裂紋擴(kuò)展的長度和疲勞裂紋擴(kuò)展的長度之和。

3）英國的國標(biāo)BS7910。這個(gè)標(biāo)準(zhǔn)在原有的高溫缺陷評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)BS6519的基礎(chǔ)上發(fā)展而來，基本涵蓋了含缺陷結(jié)構(gòu)的所有失效模式，尤其針對(duì)含缺陷焊接結(jié)構(gòu)制定。高溫下的大型部件由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜，大多采用焊接工藝制造而成，因此焊接結(jié)構(gòu)的安全性也是決定高溫構(gòu)件結(jié)構(gòu)完整性的重要條件。對(duì)于焊接結(jié)構(gòu)的特殊性，該標(biāo)準(zhǔn)指出要注意焊接接頭的各個(gè)區(qū)域（如母材、焊縫金屬和熱影響區(qū)）的蠕變強(qiáng)度、蠕變裂紋擴(kuò)展速率以及高溫?cái)嗔秧g性的不同，此外對(duì)殘余應(yīng)力以及疲勞裂紋擴(kuò)展對(duì)高溫壽命的影響也進(jìn)行了規(guī)定。

4）法國的行業(yè)規(guī)范A16[69]。主要針對(duì)高溫環(huán)境下核設(shè)備，對(duì)于高溫構(gòu)件的蠕變失效破壞，把其分為3個(gè)階段：蠕變裂紋擴(kuò)展的起裂階段、循環(huán)載荷下的擴(kuò)展階段以及由于韌性耗散和蠕變變形導(dǎo)致的裂紋快速失穩(wěn)階段，并對(duì)于每一階段都規(guī)定了基于高溫?cái)嗔蚜W(xué)的評(píng)定步驟和規(guī)則。此外，還引入蠕變疲勞交互作用圖對(duì)高溫下的交互作用進(jìn)行評(píng)定。

除此之外，應(yīng)用比較多的還有德國的雙判據(jù)圖法以及由常溫失效評(píng)定圖（FAD）方法發(fā)展而來的與時(shí)間相關(guān)的高溫失效評(píng)定圖法（TDFAD）[70-71]。由于國內(nèi)對(duì)高溫構(gòu)件的結(jié)構(gòu)完整性研究起步比較晚，基礎(chǔ)比較薄弱，研究成果也比較少。國內(nèi)的華東理工大學(xué)的涂善東等[69,72-75]，基于我國高溫用鋼和服役設(shè)備管理的特點(diǎn)，在國際高溫缺陷評(píng)定的基礎(chǔ)上，提出了基于TDFAD與時(shí)間相關(guān)的高溫缺陷三級(jí)評(píng)定方法，并據(jù)此建立了2.25Cr-lMo鋼、10Cr9Mo鋼和316不銹鋼的高溫失效評(píng)定圖，并探討了服役溫度和時(shí)間對(duì)失效評(píng)定曲線的影響。

4.2 拘束效應(yīng)對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展的影響

目前，對(duì)于含缺陷構(gòu)件蠕變壽命的預(yù)測(cè)，大都采用加速試驗(yàn)條件下獲得材料的蠕變裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)，依據(jù)常用的高溫理論進(jìn)行預(yù)測(cè)。由于高溫構(gòu)件如超超臨界發(fā)電機(jī)組的主蒸汽管道、聯(lián)箱等，均具有比較大的壁厚，處于不同位置的缺陷，即使在相同條件下，裂紋擴(kuò)展的難易程度也是不同的。而在試驗(yàn)條件下，標(biāo)準(zhǔn)試樣的裂紋尖端具有固定的拘束程度，和實(shí)際構(gòu)件存在一定的差異性。

常用的標(biāo)準(zhǔn)和規(guī)范對(duì)于蠕變裂紋擴(kuò)展行為的預(yù)測(cè)中，均沒有考慮拘束的影響，仍是采用單獨(dú)的參量C*對(duì)缺陷結(jié)構(gòu)進(jìn)行評(píng)定，由其表征出來的蠕變裂紋擴(kuò)展速率的有效性需要進(jìn)行判斷。ASTM E1457[76]以及R5[68]、R6[77]等標(biāo)準(zhǔn)，大多采用CT試樣獲得材料的斷裂韌性以及蠕變裂紋擴(kuò)展能力。CT試樣的裂紋尖端本身具有一部分的平面應(yīng)變條件和較高的拘束度，獲得的斷裂韌性值比較保守。但對(duì)于實(shí)際工況下服役的主蒸汽管道等構(gòu)件，如果缺陷位于構(gòu)件表面時(shí)，裂紋拘束狀態(tài)比較低，并且隨著載荷的增加進(jìn)一步降低，從而抑制材料中裂紋的擴(kuò)展，使得其斷裂韌性和抵抗裂紋擴(kuò)展的能力比高拘束下試樣的斷裂韌性和抵抗裂紋擴(kuò)展能力高出幾倍；此外，對(duì)于大部分高溫結(jié)構(gòu)，由于其壁厚均比較大，如果內(nèi)部產(chǎn)生缺陷，由缺陷的深度和結(jié)構(gòu)厚度造成裂紋尖端的拘束程度也比較大，甚至大于試驗(yàn)條件下標(biāo)準(zhǔn)試樣的拘束程度，就會(huì)加速缺陷的發(fā)展，使得其斷裂韌性和抗裂紋擴(kuò)展能力比標(biāo)準(zhǔn)試樣的值低出幾倍。因此，采用標(biāo)準(zhǔn)高拘束度試樣獲得斷裂韌性和蠕變裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)，不考慮拘束效果產(chǎn)生的影響，對(duì)于實(shí)際構(gòu)件的剩余壽命會(huì)產(chǎn)生過于保守或者過于危險(xiǎn)的評(píng)定結(jié)果，從而導(dǎo)致不必要的維修或者重大的安全隱患，造成較大的經(jīng)濟(jì)損失。因此考慮拘束狀態(tài)對(duì)材料高溫?cái)嗔秧g性以及蠕變裂紋擴(kuò)展能力的影響，完善現(xiàn)有的含缺陷結(jié)構(gòu)的高溫完整性評(píng)定方法，以實(shí)現(xiàn)更為準(zhǔn)確的缺陷安全評(píng)定，減少過多的保守性和危險(xiǎn)性。

為了實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo)，就需要對(duì)高溫下的“拘束效應(yīng)”進(jìn)行定量化研究，弄清楚拘束程度對(duì)裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)的影響規(guī)律。通過對(duì)應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)的研究，建立拘束效應(yīng)和蠕變裂紋擴(kuò)展速率之間的關(guān)系，并將其引入高溫結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定中，對(duì)實(shí)現(xiàn)含缺陷高溫構(gòu)件的準(zhǔn)確壽命預(yù)測(cè)具有重要的理論和實(shí)際意義。目前許多研究者就高溫下的拘束對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響進(jìn)行了研究。Bettinson[78]針對(duì)316H奧氏體不銹鋼，分別采用高拘束的CT試樣和低拘束CCP研究了試樣的尺寸和形式對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展速率的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，比較快的蠕變裂紋擴(kuò)展速率出現(xiàn)在CT試樣中而CCP試樣的蠕變裂紋擴(kuò)展速率比較低，即在高溫下拘束效應(yīng)對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響依然存在。Tabuchi[79]在研究CT試樣的尺寸對(duì)1CrMoV鋼的蠕變裂紋擴(kuò)展影響中，發(fā)現(xiàn)蠕變裂紋擴(kuò)展的速率隨著試樣厚度的增加而增加，這也是由于拘束程度逐漸增加。Zhao[80-82]研究了不同裂紋深度、不同厚度的CT試樣所測(cè)量的P92鋼及其焊接接頭的蠕變裂紋擴(kuò)展速率的變化，發(fā)現(xiàn)蠕變裂紋擴(kuò)展速率和斷裂參量的關(guān)系不受初始所施加的初始載荷的影響，初始載荷主要影響裂紋萌生的時(shí)間，未改變兩者的關(guān)系；但是增大初始裂紋尺寸以及試樣的厚度，將使得蠕變裂紋擴(kuò)展速率加快。這些研究都表明為了實(shí)現(xiàn)含缺陷構(gòu)件的準(zhǔn)確剩余壽命預(yù)測(cè)，需要對(duì)高溫下的拘束效應(yīng)進(jìn)行深入研究。另外，焊接接頭不同區(qū)域也展示了不同的蠕變裂紋擴(kuò)展速率，由于接頭不同區(qū)域蠕變性能的差異，焊接接頭也存在比較大的應(yīng)力集中程度，加速了焊接接頭的蠕變裂紋擴(kuò)展行為[83]。

由于高溫下的冪率蠕變和常溫下冪率塑性變形相似，而高溫下蠕變裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)一般用高溫?cái)嗔蚜W(xué)參量C*來表征，參量C*又和常溫下的 J 積分相似，Budden[84]、Nikbin[85]和 Zhao等[80-82]引入常溫下的拘束參量Q來描述高溫下裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)，此時(shí)的應(yīng)力場(chǎng)可以表征為

其中：Q是用來反映拘束效應(yīng)對(duì)裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)的影響，表征裂紋尖端實(shí)際應(yīng)力場(chǎng)和理論的HRR場(chǎng)之間的差距。

圖18 不同裂紋深度試樣引起的拘束效應(yīng)Fig.18 Constraint effect induced by samples with different crack depths

Zhao等[80-82，86]在此基礎(chǔ)上分析了不同裂紋深度、不同試樣厚度以及不同幾何形式試樣的Q，并且結(jié)合蠕變裂紋擴(kuò)展數(shù)值模擬分析方法，揭示了蠕變裂紋擴(kuò)展過程中拘束參量的變化。但是發(fā)現(xiàn)用Q作為拘束參量，具有明顯的載荷相關(guān)性，會(huì)隨著C*或者施加載荷的變化而變化，為了消除拘束參量的載荷相關(guān)性，Xu等[87]利用C*-Q*雙參量表征裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)。

Xu等還分析了不同試樣形式拘束的影響，DENT and CCT[87-88]，這就意味著采用不同形式試樣獲得蠕變裂紋擴(kuò)展行為也不同。Xu等[89]通過利用Q*分析含不同尺寸裂紋的管道的拘束程度，發(fā)現(xiàn)實(shí)際管道中裂紋拘束水平遠(yuǎn)低于CT試樣的拘束水平，如圖19所示。比較接近SENT試樣的拘束水平，這就意味著采用CT試樣獲得材料性能評(píng)估含缺陷結(jié)構(gòu)的壽命具有一定保守性；而采用SENT試樣將比較好的反映管道裂紋的實(shí)際拘束度，降低壽命評(píng)估的保守度[90-91]。

Chao等[92]針對(duì)平面應(yīng)變條件下冪率蠕變材料，研究了高溫下裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)的高階近似解。根據(jù)Yang和Chao[93-95]等針對(duì)常溫下的冪指數(shù)硬化材料的裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)提出的J-A2理論，提出高溫下裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)也可以用C*和A2來描述。當(dāng)時(shí)，應(yīng)力場(chǎng)表示為揭示試樣的拘束變化次序?yàn)椋篊T，CST，SENB，SENT，

圖19 不同試樣Q*對(duì)比分析Fig.19 Comparison of Q*for different specimen configurations

式中：r是距離裂紋尖端的距離；L 是特定的裂紋長度，可以默認(rèn)為 1 mm；σ~ijk（r，θ）（k=0，1，2），p 以及 q 都是無量綱的材料常數(shù)[93]。他還利用有限元的方法分別分析了SENT，SPB，CCP和CT試樣的應(yīng)力場(chǎng)，結(jié)果表明利用C*和A2表達(dá)的應(yīng)力場(chǎng)能夠很好地反映裂紋尖端的拘束變化情況，特別對(duì)于淺裂紋的試樣，雖然試樣的裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)奇異性不存在，仍然很好地反映了應(yīng)力分布情況。

Nguyen等[96]基于小范圍的連續(xù)損傷力學(xué)的方法以及有限元技術(shù)分析了平面應(yīng)變條件下I型裂紋的蠕變斷裂行為，也提出利用高階的修正模型來表征裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)，用以反映拘束對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響。他們提出三項(xiàng)的應(yīng)力場(chǎng)展開式足以表明蠕變斷裂控制區(qū)內(nèi)的應(yīng)力分布情況。其中第一項(xiàng)是參量C*，用以表征材料的加載水平；第二項(xiàng)和第三項(xiàng)分別是A2*和σ∞，用以表征由于試樣幾何尺寸以及加載形式造成的拘束對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響。類似于常溫?cái)嗔蚜W(xué)中J-A2理論，他們提出利用J-A2*－σ∞來表征高溫下裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)。裂紋尖端三項(xiàng)的應(yīng)力場(chǎng)表示為

式中：B和n是材料的蠕變指數(shù)；σ∞用來反映材料所承受的應(yīng)力水平，在常溫的J-A2理論中σ∞被認(rèn)為是材料的屈服強(qiáng)度；（r，θ）（k=0，1，2），p 以及 q 的含義同上；一般是通過有限元的方法分析理論應(yīng)力場(chǎng)的漸進(jìn)解和有限元得到應(yīng)力場(chǎng)的差值來獲得。

Wang等[97-98]利用有限元技術(shù)對(duì)兩種不同裂紋深度的CT，SENT，MT和SENB試樣的蠕變裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行分析后，發(fā)現(xiàn)由于裂紋深度造成的拘束導(dǎo)致裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生變化，在相同的C*值下表現(xiàn)出不同的應(yīng)力水平。最大的應(yīng)力場(chǎng)都是出現(xiàn)在距離裂紋一定的位置處。在蠕變條件下裂紋尖端會(huì)發(fā)生蠕變變形以及蠕變裂紋擴(kuò)展大都是由于裂紋尖端附近的蠕變孔洞的形核和長大造成，以致裂紋尖端發(fā)生鈍化[99]。他們根據(jù)參考應(yīng)力的概念，提出新的拘束參量R來表征裂紋尖端的拘束程度。由于在平面應(yīng)變狀態(tài)下的深裂紋CT試樣通常被用來測(cè)量材料的蠕變斷裂韌性和蠕變裂紋擴(kuò)展速率，他們提出利用高拘束試樣，一般用裂紋深度在a0/W=0.5（其中a0是初始裂紋長度，W是CT試樣的寬度）CT試樣的應(yīng)力場(chǎng)作為基準(zhǔn)場(chǎng)，定義了新的蠕變拘束參量R：

其中：σ22是裂紋尖端的張開應(yīng)力；R代表在相同的C*值下，淺裂紋深度試樣（SC）與深裂紋深度試樣（DC）應(yīng)力場(chǎng)之間的差異。隨后利用含損傷模型的有限元方法，研究了CT試樣裂紋尖端拘束對(duì)蠕變裂紋起裂時(shí)間和蠕變斷裂韌性的影響，發(fā)現(xiàn)拘束變量對(duì)于蠕變脆性材料的蠕變斷裂韌性值Kmat基本沒有影響；而蠕變韌性材料的Kmat隨拘束參數(shù)R的增加而降低。在此基礎(chǔ)上，Tan[100]和Liu[101]利用R*表征含軸向裂紋管道和試樣的拘束度。Ma等[102-103]還提出利用裂紋尖端塑性變形的程度C*-Ac表征裂紋尖端的拘束程度，可以表征不同深度的面內(nèi)拘束以及不同試樣寬度和幾何形式引起的面外拘束。另外，Xiang等[104]利用C*-Tz和C*-Tz-Q表征蠕變下裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)，反映裂紋尖端的拘束的變化。

由于拘束造成了裂紋尖端的應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生變化，因此會(huì)導(dǎo)致蠕變裂紋擴(kuò)展速率發(fā)生變化。不同類型試樣由于拘束不同也會(huì)引起測(cè)量的材料的蠕變裂紋擴(kuò)展行為不同，為了表征拘束參量對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響，Zhao等人[81，83]提出了改進(jìn)的基于C*-Q的雙參量裂紋擴(kuò)展速率預(yù)測(cè)公式，用于評(píng)估不同拘束引起的裂紋擴(kuò)展行為的變化，預(yù)測(cè)精度比常規(guī)單參量預(yù)測(cè)精度提高了6倍，降低預(yù)測(cè)的保守性。

4.3 焊接殘余應(yīng)力對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展行為的影響

實(shí)際高溫焊接管道承受應(yīng)力主要分為主應(yīng)力和二次應(yīng)力。主應(yīng)力主要是管道的內(nèi)壓、自重或者其他部件導(dǎo)致的拘束應(yīng)力；二次應(yīng)力主要是材料內(nèi)部不匹配產(chǎn)生的自平衡內(nèi)應(yīng)力，如熱應(yīng)力和殘余應(yīng)力。其中焊接管道殘余應(yīng)力具有較大影響，會(huì)影響裂紋擴(kuò)展的驅(qū)動(dòng)力和裂紋尖端的拘束程度，進(jìn)而影響管道壽命。焊接殘余應(yīng)力對(duì)高溫焊接管道蠕變裂紋擴(kuò)展影響具有復(fù)雜性，既可能加速結(jié)構(gòu)的裂紋擴(kuò)展速率，也可能產(chǎn)生對(duì)結(jié)構(gòu)有利的影響，主要取決于殘余應(yīng)力的幅值、方向及分布。當(dāng)考慮外載荷引起的應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，若疊加為壓縮應(yīng)力則會(huì)使裂紋速率降低；而若為拉伸應(yīng)力場(chǎng)，將進(jìn)一步提高含裂紋高溫結(jié)構(gòu)的裂紋擴(kuò)展速率，將嚴(yán)重影響焊接管道的高溫結(jié)構(gòu)完整性；此外，在蠕變裂紋擴(kuò)展過程中，焊接結(jié)構(gòu)中殘余應(yīng)力將發(fā)生再分布，使焊接接頭局部的應(yīng)力集中狀態(tài)進(jìn)一步加強(qiáng)，會(huì)加速裂紋擴(kuò)展。

Zhao等[105]利用面外壓縮法在裂紋尖端制備了拉伸殘余應(yīng)力場(chǎng)，如圖20所示，研究了殘余應(yīng)力的影響。對(duì)有/無殘余應(yīng)力的P92鋼CT試樣進(jìn)行了蠕變裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，結(jié)果表明引入殘余應(yīng)力后，蠕變裂紋擴(kuò)展速率明顯提高；在殘余應(yīng)力與拉伸載荷共同作用下，試樣缺口尖端最大蠕變變形情況相比于兩者單獨(dú)作用時(shí)有了明顯的提高，并且不是兩者單獨(dú)作用時(shí)蠕變的簡(jiǎn)單疊加，而是加劇了蠕變變形。用基于參考應(yīng)力的C*計(jì)算方法，預(yù)測(cè)了在焊接殘余應(yīng)力與拉伸載荷共同作用下的蠕變裂紋增長情況，得到了對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展的保守估計(jì)；提出了改進(jìn)的初始應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算方法，改進(jìn)后的基于參考應(yīng)力的C*計(jì)算方法可獲得更準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)結(jié)果，如圖21所示。

圖20 拉伸殘余應(yīng)力制備方法Fig.20 Residual stress generation methods

圖21 改進(jìn)的殘余應(yīng)力下蠕變裂紋擴(kuò)展速率預(yù)測(cè)方法Fig.21 Advantage of the creep crack growth rate predictions considering the residual stress

4.4 體積缺陷的蠕變裂紋萌生壽命

高溫部件中缺陷分為面積型缺陷和體積型缺陷，面積型缺陷主要包括裂紋、未焊透等；體積型缺陷是最常見的，包括凹坑、夾渣和氣孔等。體積型缺陷的出現(xiàn)會(huì)嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的承載能力，給設(shè)備帶來安全隱患甚至造成泄漏、爆炸等事故。這些高溫運(yùn)行設(shè)備一般價(jià)格高，對(duì)于存在缺陷及安全隱患的設(shè)備全部予以報(bào)廢或者維修，必然會(huì)帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失。因此，如何科學(xué)、準(zhǔn)確、經(jīng)濟(jì)、實(shí)用地對(duì)這些設(shè)備進(jìn)行安全評(píng)定和合理維修，預(yù)防事故的發(fā)生，成為亟待解決的問題。

國外現(xiàn)有的一些針對(duì)體積型缺陷的壓力容器安全評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)，沒有考慮高溫的工況，對(duì)于缺陷的規(guī)定容限總體上過于保守，某些情況下又顯得不夠安全；我國GB/T19624-2004《在用含缺陷壓力容器安全評(píng)定》，未涉及高溫下結(jié)構(gòu)的蠕變損傷機(jī)制，不考慮由于蠕變對(duì)結(jié)構(gòu)極限承載力削弱的影響，因而均不適用于含體積型缺陷的髙溫結(jié)構(gòu)安全評(píng)定。Xu等[106]對(duì)此提出了體積缺陷蠕變裂紋萌生孕育期內(nèi)平均等效應(yīng)力的物理參量。

該參量與蠕變裂紋萌生時(shí)間成對(duì)數(shù)線性關(guān)系，從而建立管道內(nèi)體積缺陷的蠕變裂紋萌生壽命的預(yù)測(cè)模型，形成基于蠕變損傷累積原理的體積缺陷等效裂紋化方法?；谄骄刃?yīng)力，分析了球形缺陷、長條型缺陷下蠕變裂紋萌生壽命與管道尺寸、缺陷尺寸以及位置的關(guān)系，如圖22～23所示。長條型缺陷的周向長度越長，焊縫的有效承載面積越少，這勢(shì)必引起蠕變裂紋萌生時(shí)間的減少；長條型缺陷的厚度越小，缺陷的尖端越尖銳，所引起的應(yīng)力集中現(xiàn)象更為嚴(yán)重，造成蠕變裂紋萌生時(shí)間的減少；長條型缺陷的位置越靠近焊縫，坡口角度的限制作用愈發(fā)明顯，拘束程度增大，造成蠕變裂紋萌生時(shí)間的減少；擁有更大寬厚比的長條型缺陷意味著缺陷的邊緣更靠近坡口邊緣，坡口的拘束效應(yīng)疊加缺陷引起的應(yīng)力集中，使得蠕變裂紋萌生時(shí)間減少。

圖22 環(huán)形缺陷下蠕變裂紋萌生預(yù)測(cè)Fig.22 The prediction of creek crack initiation in annular defect

圖23 長條缺陷蠕變裂紋萌生預(yù)測(cè)公式與有限元模型的對(duì)比Fig.23 Comparison of the predicted results and the FE results for the strip defects

4.5 其他影響因素

對(duì)于大多數(shù)高溫部件，如果只含有一個(gè)裂紋，隨著裂紋的擴(kuò)展，部件的剩余壽命逐漸減小最終導(dǎo)致部件的斷裂；根據(jù)部件的剩余壽命，就很容易判斷高溫部件安全性。但是高溫部件中發(fā)現(xiàn)的裂紋通常都不是獨(dú)立存在的，往往是兩個(gè)或多個(gè)裂紋共存。在實(shí)際工程結(jié)構(gòu)中，多個(gè)共面裂紋最較為常見；而非共面裂紋也通常規(guī)則化為共面裂紋進(jìn)行考慮[68，107]。多裂紋共存時(shí)的相互干涉作用，使得多裂紋擴(kuò)展行為與單一裂紋具有明顯的不同。多裂紋擴(kuò)展過程中將產(chǎn)生多個(gè)損傷發(fā)展源，多裂紋之間會(huì)相互干涉甚至聚合在一起，不僅改變裂紋的形狀，還影響裂紋前沿的應(yīng)力場(chǎng)，加劇裂紋擴(kuò)展和部件斷裂，將大大降低部件的損傷容限[108-110]。因此探明高溫下多裂紋干涉效應(yīng)對(duì)蠕變裂紋擴(kuò)展的影響，發(fā)展考慮多裂紋干涉影響的高溫結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定方法，對(duì)保證超超臨界電站焊接構(gòu)件的安全可靠運(yùn)行至關(guān)重要。類比于線彈性斷裂力學(xué)，可利用蠕變干涉因子γCreep表征高溫蠕變條件下多裂紋干涉效應(yīng)[111-112]，其定義為 γCreep=（C*Multiple/C*Single）0.5，若 γCreep＞1 表示高溫蠕變多裂紋之間有干涉影響，反之則沒有。Xu等[113]分析了高溫蠕變下承受雙軸載荷下多裂紋的干涉效應(yīng)，分析了裂紋距離、裂紋深度、裂紋形狀以及雙軸載荷應(yīng)力比對(duì)等大多裂紋干涉因子的影響，并提出可以利用多裂紋蠕變干涉因子的水平進(jìn)行多裂紋合并，如圖24所示，可以降低預(yù)測(cè)的保守性。

圖24 蠕變下多裂紋合并原則Fig.24 The coalescence principle for multiple cracks in creep regime

在超超臨界參數(shù)下工作的高溫關(guān)鍵設(shè)備，還要面對(duì)頻繁啟停、大幅變負(fù)荷、快速的短時(shí)較大范圍內(nèi)的溫度波動(dòng)等問題，這些將引起交變的熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力，容易造成低周疲勞損傷。在這些環(huán)境中工作的設(shè)備，除了承受高溫蠕變變形，還要承受交變載荷引起的疲勞變形，其材料的使用壽命與蠕變、疲勞有著密切的關(guān)系[114-117]。材料在蠕變-疲勞共同作用下，損傷行為和破壞方式完全不同于單純的蠕變或疲勞加載[118-120]。在蠕變和疲勞共同作用下，兩者會(huì)發(fā)生交互影響，加速蠕變、疲勞損傷的發(fā)展，影響材料壽命，如圖25所示。循環(huán)載荷與高溫極端環(huán)境的交互作用，很大程度上加速高溫設(shè)備的損傷與破壞，這給其性能與壽命預(yù)測(cè)提出了嚴(yán)峻考驗(yàn)。在這種情況下要保證結(jié)構(gòu)的使用安全性，除了依賴于研制和采用更為先進(jìn)合理的新材料外，對(duì)所用材料在復(fù)雜載荷條件下力學(xué)行為、損傷演變規(guī)律，裂紋萌生行為和壽命評(píng)估的研究，顯得尤為迫切和重要，是高溫設(shè)備設(shè)計(jì)、制造和完整性評(píng)估的重要組成部分。

目前現(xiàn)有的高溫蠕變-疲勞壽命預(yù)測(cè)方法主要有：線性累積損傷法 LDR[118，121]、SRP[122]、SE或 SEP-NCM[123]、壽命-時(shí)間分?jǐn)?shù)法[124]、頻率修正法[125]、基于金相學(xué)的壽命預(yù)測(cè)方法[126]、延性損耗法[127-128]。這些模型一般在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，通過試驗(yàn)條件和現(xiàn)象以及試驗(yàn)的規(guī)律，分析得出相應(yīng)的壽命預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)公式，使得其預(yù)測(cè)能力和適用性有待進(jìn)一步完善。為了提高壽命預(yù)測(cè)的精度，需要對(duì)蠕變疲勞交互作用下材料力學(xué)行為進(jìn)行表征。Xu等[129]引入第3個(gè)損傷變量表征蠕變和疲勞交互作用對(duì)裂紋擴(kuò)展行為影響，但第3個(gè)變量的精度依賴于不同保載下的蠕變疲勞試驗(yàn)。在蠕變和疲勞共同作用下，就不得不考慮蠕變-疲勞交互作用引起的損傷。在材料內(nèi)部所形成的晶界孔洞屬于蠕變損傷，在材料局部發(fā)生的疲勞裂紋即為疲勞損傷，從其形成的物理機(jī)制上來說，這兩類損傷是完全不同的，但是蠕變孔洞和疲勞裂紋在晶界孔洞與穿晶疲勞裂紋相遇時(shí)，兩者會(huì)相互發(fā)展、互相促進(jìn)；疲勞與蠕變的交互作用是競(jìng)爭(zhēng)和累積的一個(gè)統(tǒng)一，其中，疲勞循環(huán)可以加劇蠕變孔洞的形成和長大，蠕變孔洞同樣也可促進(jìn)疲勞裂紋的萌生與擴(kuò)展[130-131]。Xu等[132]利用非線性疊加方法構(gòu)建了蠕變-疲勞交互下?lián)p傷本構(gòu)方程，可以準(zhǔn)確描述蠕變-蠕變交互過程蠕變、疲勞以及交互引起的損傷發(fā)展行為，更符合實(shí)際的損傷規(guī)律。此外，現(xiàn)有應(yīng)變控制低周疲勞損傷本構(gòu)模型中，通常認(rèn)為材料的循環(huán)塑性變形的幅值決定材料的壽命和損傷演變，如著名Lemaitre方程[133]，未考慮峰值應(yīng)力或平均應(yīng)力的影響。Zhu等[118]分析GH4[133]的低周疲勞壽命發(fā)現(xiàn)當(dāng)應(yīng)變幅值恒定時(shí)，改變平均應(yīng)力的水平將降低疲勞壽命。Sadananda等[134]通過研究應(yīng)力幅值和峰值應(yīng)力對(duì)疲勞裂紋萌生和長大的影響，揭示了峰值應(yīng)力水平控制著疲勞壽命。特別是對(duì)于承受非對(duì)稱循環(huán)的材料以及小非彈性應(yīng)變的材料，峰值應(yīng)力或平均應(yīng)力影響將變得非常明顯[135]。Xu等[132]提出的蠕變-疲勞交互損傷本構(gòu)方程，引入了峰值應(yīng)力和塑性應(yīng)變幅值共同控制疲勞損傷本構(gòu)方程，可以較好表征蠕變-疲勞交互作用下疲勞損傷演變過程。

華東理工大學(xué)馮磊針對(duì)旋轉(zhuǎn)構(gòu)件服役過程中面臨著啟停、高溫等復(fù)雜載荷歷程，不僅使得設(shè)備產(chǎn)生疲勞、蠕變等機(jī)制下的損傷，其與焊接殘余應(yīng)力的耦合作用會(huì)對(duì)旋轉(zhuǎn)構(gòu)件服役壽命產(chǎn)生如何影響。以汽輪機(jī)焊接轉(zhuǎn)子為對(duì)象，采用有限元方法系統(tǒng)研究了焊接殘余應(yīng)力的產(chǎn)生和分布規(guī)律，重點(diǎn)探討了服役載荷歷程如啟停過程中疲勞、蠕變機(jī)制對(duì)殘余應(yīng)力松弛和重分布的影響?；趽p傷和斷裂理論，研究分析了殘余應(yīng)力對(duì)旋轉(zhuǎn)構(gòu)件壽命設(shè)計(jì)的影響。

針對(duì)超（超）臨界火電機(jī)組結(jié)構(gòu)的安全評(píng)估，基于R5、BS7910等國際標(biāo)準(zhǔn)和相關(guān)研究成果，徐連勇等人開發(fā)了針對(duì)火電機(jī)組管道的壽命評(píng)估和管理平臺(tái)，如圖26所示，便于電廠技術(shù)人員的維護(hù)和制定檢修策略。

圖25 蠕變-疲勞交互作用對(duì)壽命影響Fig.25 Effect of creep-fatigue interaction on the fatigue life

圖26 含缺陷高溫結(jié)構(gòu)壽命評(píng)估專家系統(tǒng)Fig.26 Expert system for life assessment of defected high temperature structures

5 展望

隨著超超臨界機(jī)組的不斷發(fā)展，新型耐熱鋼材料不斷引入和應(yīng)用。為推動(dòng)高參數(shù)火電機(jī)組的發(fā)展，需要解決新型耐熱鋼材料焊接以及焊接接頭的可靠性以及失效機(jī)理研究，尤其是630～650℃超超臨界機(jī)組，亟需對(duì)其備選材料新型馬氏體耐熱鋼G115焊接以及焊接接頭長期服役下焊接接頭微觀組織演變以及失效機(jī)制進(jìn)行探討，為新型高參數(shù)火電機(jī)組的發(fā)展提供技術(shù)支持。

另外，實(shí)際焊接管道同時(shí)存在殘余應(yīng)力以及拘束損失，共同影響著裂紋萌生和擴(kuò)展行為，且影響機(jī)制非常復(fù)雜，包括殘余應(yīng)力與主載荷的復(fù)合加載、裂尖參考應(yīng)力的釋放等，均會(huì)影響裂尖場(chǎng)，從而影響裂尖的損傷速度。除了裂尖的蠕變應(yīng)變引起的裂尖殘余應(yīng)力釋放，裂尖的塑性變形、裂紋擴(kuò)展也會(huì)引起殘余應(yīng)力釋放，而目前對(duì)這些方面的研究才剛剛起步，如何定量地考慮兩者的復(fù)合效應(yīng)需要進(jìn)一步的理論分析與試驗(yàn)驗(yàn)證。

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Research on the Structural Integrity for High Temperature Steam Pipes in Fossil Power Plants with High Steam Condition

Xu Lianyong1，2，Zhao Lei1，2，Jing Hongyang1，2
（1.School of Materials Science and Engineering,Tianjin University， Tianjin 300072,China；2.Tianjin Key Laboratory of Advanced Joining Technology， Tianjin 300072,China）

Developing Ultra Super Critical（USC） power plants with high capacity,high serving temperature and pressure can be beneficial to improving the fossil energy efficiency,reducing the emission and achieving green power generation.Hence,these New challenges are emerging in the structural integrity technology for high temperature components in USC power plants,which involve in the design,manufacture,operation and assessment processes of high temperature installations.In the present paper,the latest developments of high temperature structural integrity for dealing with the premature failure of welded joint,the application of new heat resistant materials,the assessment for the component with defects,the role of the residual stress and the loss of the constraint,the assessment of the in-service component and the theory and methods of extend service life are reviewed.Furthermore,the suggestions for the improvement of current design and assessment methods are provided.

high capacity USC power plant； high temperature integrity； life assessment； in-service component；property evaluation.

（責(zé)任編輯 劉棉玲）

TG404

A

1005-0523（2017）06-0001-25

2017－10－26

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51475326）

徐連勇（1975—），教授，博士，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)楹附恿W(xué)及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與制造。教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才，天津市“131”創(chuàng)新型人才培養(yǎng)工程第一層次人選。發(fā)表SCI論文70余篇，獲天津市科技進(jìn)步一等獎(jiǎng)1項(xiàng)，教育部科技進(jìn)步一等獎(jiǎng)1項(xiàng)。