专利名称：一种电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法
技术领域：
本发明属于材料科学与工程应用技术领域，涉及一种电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法。
背景技术：
众所周知，为保护环境、节约能源和减缓全球暖化倾向，发展高能效的超临界、超超临界蒸汽参数、超大容量的蒸汽循环发电机组已成为世界电力发展的根本出路。人们已经清楚地认识到，只有提高蒸汽参数，发电机组的效率才能得到有效地提高，而要实现更高蒸汽参数下发电机组的可靠运行，必须研究开发和高蒸汽参数相适用的高温耐热材料。
电站锅炉耐热钢是世界范围内大容量火力发电机组实现参数(蒸汽温度、蒸汽压力)、热效率提升的主要物质基础。目前，世界范围内，9～12％Cr铁素体钢(T91/P91，T92/P92，T122/P122，E911，10Cr9Mo1VNb)已成为超临界、超超临界压力发电机组电站锅炉过热器、再热器、主蒸汽管道、蒸汽进出口集箱的主力钢种，这些钢种是超临界压力发电机组实现主蒸汽参数由566℃向593℃过渡的关键材料，也是用于改造现役发电机组高温部件、延长机组使用寿命的最有前途的替代材料，以上所述材料主要用于制造亚临界、超临界和超超临界压力发电机组电站锅炉的过热器和再热器，具有较高的蠕变持久强度和持久塑性，大规模使用这些材料在我国取得了十分明显的经济和社会效益。
尽管先进的电站锅炉耐热钢具有较好的抗高温蠕变能力，但电站锅炉的过热器和再热器管工作在复杂多变的环境之中，管外侧承受煤燃烧的气固两相高温烟气流动冲刷和辐射，管内侧承受高温蒸汽流动、传热及氧化。根据美国可靠性协会(NERC)统计，电站锅炉发生故障的位置中，炉膛水冷壁，过热器，再热器，省煤器占全部故障的百分比分别为40％，30％，15％和10％，而非承压部件及燃烧器只占5％；可见，过热器和再热器引起的失效事故共占45％，是影响火力发电机组长周期运行安全的主要失效因素。
过热器、再热器管的安全性受控于管内外的高温烟气和高温蒸汽环境；而主蒸汽管道、蒸汽进出口集箱等高温部件虽然不承受高温烟气冲刷和辐射，但管道、集箱内侧承受高温蒸汽氧化。因此，电站锅炉过热器、再热器管、管道和集箱在服役过程中常会因高温、应力的长期共同作用造成蠕变断裂破坏，为避免造成重大的经济损失和人员伤亡，无论从经济性，还是从安全运行以及如何合理地安排检修周期考虑，进行电站锅炉钢蠕变寿命的评估、预测对火力发电机组的长周期运行安全具有非常重要现实意义。
目前，国内外对电站锅炉管及管道蠕变寿命的预测多采用基于力学性能数据的外推技术L-M法和与蠕变过程相关的方法，如空洞形核及生长、游离碳化物成分等金相特征变化的计量技术。基于力学性能数据的外推技术经历了持久强度等温线线性外推方法，参数外推方法，如著名的Larson-Miller公式，以及Van Loeuwer提出的应力-时间-温度的参数外推方法。
持久强度等温线线性外推方法是采用提高应力和温度的方法得到材料短时的应力和断裂时间及温度之间的关系，再外推出长时间应力和断裂时间及温度之间的关系，这种外推方法是目前高温部件设计的基础方法，但是由于预测技术对工作应力比较敏感，蠕变寿命和应力的关系颇受质疑，因此，这一技术用于高温部件的寿命评估存在较多不足；参数外推方法的代表为Larson-Miller外推公式，通过在较高温度、较低应力下的蠕变断裂试验来估算较低温度下的长期蠕变强度，这种方法在实际高温部件的设计时也经常使用，但是，一般规定用L-M参数外推寿命应小于最长试验点的3倍；同时L-M公式假设缺乏蠕变断裂物理理论依据，没有考虑应力松弛和组织劣化，以及在低应力区无法外推，蠕变寿命的预测较为保守，外推精度也不够高；除此之外，基于和蠕变过程相关的方法，如空洞形核及生长、游离碳化物成分及石墨化等金相特征变化的计量技术，主要有蠕变空洞法，M6C析出率法和碳化物的球化率法，这些方法具有相似的理论基础。如蠕变空洞法主要是建立材料蠕变空洞损伤和蠕变寿命之间的关系，一般认为，长期蠕变破坏是由晶界上的空洞形核及其生长引起的晶间断裂破坏，一定的空洞分额对应着一定的蠕变寿命分额，由于没有综合考虑蠕变空洞形核的多样性以及碳化物的影响，计算模型与实际的蠕变断裂显微结构有一定的差距，不能准确的预测电站锅炉管道蠕变寿命，进而无法对高温部件的寿命进行相对比较准确的寿命评估和预测，影响电厂的长周期运行安全。
发明内容
针对现有技术存在的不足之处，本发明的目的在于，提供一种电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法，该方法能够更准确地预测电站锅炉管或管道的蠕变寿命，本发明采用在受约束蠕变空洞生长模型的基础上来估算耐热钢不同试验条件下的蠕变断裂时间，并根据实际断裂试样的空洞形核机理对受约束空洞生长模型进行了修正。
为了实现上述任务，本发明采取如下的技术解决方案 1.一种电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法，其特征在于，该方法具体包括下列步骤 (1)以已知的受约束蠕变空洞生长模型为基础，观察耐热钢的蠕变空洞基本在垂直应力方向的晶界上，符合受约束蠕变空洞生长模型，经Riedel改进后推导出的空洞的生长速率如式(1)所示 式中 σ表示外加应力，MPa； σ0表示结合力，MPa； ω表示几何变量， 其中ψ表示空洞顶角； r表示空洞半径，μm； q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)； k为Boltzmann常数； T为热力学温度； Ω为原子体积，m3； δDb-晶界扩散激指数，m3/S 其中n表示幂定律应力指数
表示基体材料的蠕变速率，其中B表示幂定律蠕系数，MPaS； λ表示空洞间距，由空洞密度ρv，换算得到，μm； d表示有空洞的晶界直径，μm； 对式(1)积分，估算蠕变断裂寿命，在空洞形核的蠕变早期，断裂时间定义为从空洞可以稳定生长的临界半径C0(C0＝2γF/σ，γF为表面自由能)开始生长直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的时间由式(2)表示 将式(1)代入式(2)后得 σ0很小可以忽略，同时，略去积分后的高次项； 得到蠕变断裂时间为 (2)建立临界蠕变空洞修正半径计算方法 考虑到空洞形成的多样性以及在高温高压服役过程耐热钢中碳化物M23C6总量增加且尺寸变大，修正蠕变临界空洞半径，临界空洞修正半径按下式计算 式中ωi——不同形核核心的蠕变空洞半径修正参数，无量纲； C0——未修正的临界空洞半径，μm； Ri——碳化物，夹杂物等形核核心的半径，μm； Pi——以碳化物，夹杂物等为空洞形核核心的空洞占有百分比，％； 考虑到实际断裂试样的空洞形核机理，对耐热钢中碳化物和夹杂物的半径进行显微观察测量，利用测量值对蠕变临界空洞半径的计算方法进行修正，进而利用受约束蠕变空洞生长模型蠕变断裂时间的公式，可以准确的计算电站锅炉耐热钢的蠕变断裂寿命； (3)耐热钢蠕变寿命预测计算方法的确定 把公式(5)带入公式(4)就得到修正过的蠕变断裂时间，即蠕变寿命的预测公式是 本发明和目前已有的蠕变寿命预测技术相比，可以更准确地预测电站锅炉过热器、再热器、管道和集箱等高温部件的蠕变寿命，把电站锅炉的被动临检变为主动的定期检修，可在预测计算高温部件寿命后及时更换部件或及时安排大修周期，减少由过热器、再热器、管道、集箱等高温部件的突然爆管破坏引起的强迫停炉事故次数，延长在役机组的寿命，对目前大容量、超高参数火力发电机组的长周期安全运行具有重要的经济和社会效益。
具体实施例方式 要考虑到实际断裂试样的空洞形核机理，就要考虑到蠕变空洞形核的部位有晶界上的“坎”、三角晶界交叉处、滑移面与晶界的交割处、夹杂物、晶界上碳化物等处。实验观察到空洞可以在夹杂物及晶界上粗大的M23C6上形核；夹杂物因与基体结合弱，成为空洞形核的优先位置；蠕变过程中，M23C6发生粗化，在碳化物中很少溶解的杂质被排斥到界面上，降低碳化物与基体的界面能，促进碳化物与基体的分离，并且碳化物本身开裂也会成为空洞形核核心。
对多种典型耐热钢中碳化物、夹杂物等形核核心的半径进行显微观察测量，利用测量值对蠕变临界空洞半径进行修正，利用受约束蠕变空洞生长模型蠕变断裂时间的公式，可以准确的预测耐热材料的蠕变断裂寿命。
本发明的电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法，包括下列步骤 (1)以已知的受约束蠕变空洞生长模型为基础，观察耐热钢的蠕变空洞基本在垂直应力方向的晶界上，符合受约束蠕变空洞的生长模型，经Riedel改进后推导出的空洞的生长速率如式(1)所示 式中 σ表示外加应力，MPa； σ0表示结合力，MPa； ω表示几何变量， 其中ψ表示空洞顶角； r表示空洞半径，μm； q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)； k为Boltzmann常数； T为热力学温度； Ω-原子体积，m3； δDb-晶界扩散激指数，m3/S 其中n表示幂定律应力指数；
表示基体材料的蠕变速率，其中B表示幂定律蠕系数，MPaS； λ表示空洞间距，由空洞密度ρv，换算得到，μm； d表示有空洞的晶界直径，μm； 对式(1)积分，估算蠕变断裂寿命，在空洞形核的蠕变早期，断裂时间定义为从空洞可以稳定生长的临界半径C0(C0＝2γF/σ，γF为表面自由能)开始生长直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的时间由式(2)表示 将式(1)代入式(2)后得 σ0很小可以忽略，同时，略去积分后的高次项； 得到蠕变断裂时间为 表1示出了采用受约束空洞生长模型计算的蠕变断裂寿命和实际蠕变断裂时间的比较，可以发现，采用这一模型计算的蠕变断裂寿命和实际值相差两倍。
表1受约束蠕变空洞生长模型计算的蠕变断裂寿命和实际蠕变断裂时间的比较 (2)建立临界蠕变空洞修正半径计算方法 对形核核心研究可知蠕变空洞具有非均匀成核的特性，蠕变空洞不仅可以在垂直于应力的晶界上完成空洞形核，也可以在三角晶界交叉处、滑移面与晶界的交割处、夹杂物、晶界上碳化物等处形核，这一模型，我们称之为蠕变空洞非均匀成核模型。根据本发明提出的蠕变空洞非均匀成核模型，考虑到空洞形核的多样性以及在高温高压服役过程耐热钢中碳化物M23C6总量增加且尺寸变大，修正蠕变临界空洞半径，临界空洞修正半径按下式计算 式中ωi——不同形核核心的蠕变空洞半径修正参数，无量纲； C0——未修正的临界空洞半径，μm； Ri——碳化物，夹杂物等形核核心的半径，μm； Pi——以碳化物，夹杂物等为形核核心的空洞占有百分比，％； 通过显微镜测量识别蠕变空洞并通过图形识别计算不同形核核心的半径Ri、空洞面积及占有率Pi。在显微观察测量中，由于存在误差需通过实验对不同形核核心的蠕变空洞半径修正参数ωi进行确定。一般ωi经验值取0.8-1。经计量，10Cr9Mo1VNb钢供应状态下的夹杂物小于一级，典型平均半径值为1.3μm，根据对持久强度试验试样的分析，半径值为1.3μm的夹杂物首先成核并长大，所生成的空洞比例不超过3％，大多数微米级的夹杂物都会成为空洞形核核心；还有比较多的空洞形核核心由粗大的M23C6碳化物提供，约为0.16μm，根据计量数据，微米级的夹杂物和微米级的M23C6碳化物占空洞形核核心的80％，其它为可以稳定生长的扩散临界空洞半径C0所生成的形核核心。对形核核心进一步统计研究结果表明蠕变空洞具有非均匀成核的特性，蠕变空洞不仅可以在垂至于应力的晶界上完成空洞形核，也可以在三角晶界交叉处、滑移面与晶界的交割处、夹杂物、晶界上碳化物等处形核，这一模型，我们称之为蠕变空洞非均匀成核模型。根据本发明提出的蠕变空洞非均匀成核模型，利用材料临界空洞修正半径计算公式(5)进行计算，可以得到试样在某外加应力试验时的修正临界空洞半径将临界空洞半径C0*代入蠕变断裂时间的计算公式(4)，计算可得蠕变断裂时间为tr*＝2.9×105s；其它应力下的临界空洞半径计算值及经修正后计算得到的断裂时间tr*如表2所示，可以看出，根据蠕变空洞非均匀形核修正模型计算出的断裂时间与实测值更为接近。
表2 10Cr9Mo1VNb钢625℃系列外加应力下试样蠕变断裂时间计算值与实测值比较 (3)耐热钢蠕变寿命预测方法的确定 考虑到实际断裂试样的空洞形核机理的复杂性，在本发明提出的蠕变空洞非均匀成核模型基础上，通过显微镜测量，利用公式(5)计算出临界蠕变空洞修正半径。把公式(5)带入公式(4)就得到修正过的蠕变断裂时间，即蠕变寿命的预测方法是 本发明提出的方法既可以用于高温锅炉材料设计制造生产部门，又可以应用于火力发电厂检修部门。与目前国内外对锅炉管道蠕变寿命的预测相比，本发明专利在受约束蠕变空洞生长计算模型的基础上得出一种寿命预测方法可准确预测材料的蠕变寿命，将会明显减少爆管次数，把被动临检变为主动的定期检修，延长在役机组的寿命，确保电厂的安全运行，具有现实的经济效益。
鉴于本计算方法研究和试验基础均建立在对电站锅炉9～12％Cr铁素体钢试验研究的基础之上，这些钢种具有相同的蠕变失效机理和空洞形核及生长模型，因此，本发明提出的耐热钢蠕变寿命预测方法主要适用对象为电站锅炉9～12％Cr铁素体钢(T91/P91，T92/P92，T122/P122，E911，10Cr9Mo1VNb)等系列材料。
使用上述提出的耐热钢蠕变寿命预测方法，申请人对国内各大锅炉厂进行的耐热钢蠕变和持久强度试验发生断裂的拉伸试样进行了蠕变持久试样寿命预测计算，计算结果表明预测计算的断裂时间和拉伸试样的断裂时间极为接近。
更进一步，使用上述提出的耐热钢蠕变寿命预测方法，申请人对国内6家电厂发生蠕变破坏的过热器和再热器管进行了寿命预测计算，根据上述计算模型和方法，参考断口显微分析和数量、尺寸计量，对这些断口的大量信息进行分析计算，计算结果表明预测的断裂时间和实际换热管破裂时间非常接近。实际验证的结果充分说明本发明提出的非均匀蠕变空洞生长模型预测估算的耐热钢服役条件下蠕变寿命具有科学的准确性。
权利要求
1.一种电站锅炉耐热材料蠕变寿命预测方法，其特征在于，该方法具体包括下列步骤
(1)以已知的受约束蠕变空洞生长模型为基础，观察耐热钢的蠕变空洞基本在垂直应力方向的晶界上，符合受约束蠕变空洞生长模型，经Riedel改进后推导出的空洞的生长速率如式(1)所示
式中
σ表示外加应力，MPa；
σ0表示结合力，MPa；
ω表示几何变量，
其中ψ表示空洞顶角；
r表示空洞半径，μm；
q(ω)＝-2lnω-(3-ω)(1-ω)；
k为Boltzmann常数；
T为热力学温度；
Ω为原子体积，m3；
δDb-晶界扩散激指数，m3/S
其中n表示幂定律应力指数
表示基体材料的蠕变速率，其中B表示幂定律蠕系数，MPaS；
λ表示空洞间距，由空洞密度ρv，换算得到，μm；
d表示有空洞的晶界直径，μm；
对式(1)积分，估算蠕变断裂寿命，在空洞形核的蠕变早期，断裂时间定义为从空洞可以稳定生长的临界半径C0(C0＝2γF/σ，γF为表面自由能)开始生长直至晶界面上的空洞聚合r＝λ/2所需的时间由式(2)表示
将式(1)代入式(2)后得
σ0很小可以忽略，同时，略去积分后的高次项；
得到蠕变断裂时间为
(2)建立临界蠕变空洞修正半径计算方法
考虑到空洞形成的多样性以及在高温高压服役过程耐热钢中碳化物M23C6总量增加且尺寸变大，修正蠕变临界空洞半径，临界空洞修正半径按下式计算
式中ωi——不同形核核心的蠕变空洞半径修正参数，无量纲；
C0——未修正的临界空洞半径，μm；
Ri——碳化物，夹杂物等形核核心的半径，μm；
Pi——以碳化物，夹杂物等为空洞形核核心的空洞占有百分比，％；
考虑到实际断裂试样的空洞形核机理，对耐热钢中碳化物和夹杂物的半径进行显微观察测量，利用测量值对通过对蠕变临界空洞半径的计算方法进行修正，对耐热钢的蠕变寿命预测，进而利用受约束蠕变空洞生长模型蠕变断裂时间的公式，可以准确的计算电站锅炉耐热钢的蠕变断裂寿命；
(3)耐热钢蠕变寿命预测计算方法的确定
把公式(5)带入公式(4)就得到修正过的蠕变断裂时间，即蠕变寿命的预测公式是
全文摘要
本发明公开了一种电站锅炉耐热钢蠕变寿命预测方法，该方法在受约束蠕变空洞生长模型的基础上，提出了蠕变空洞非均匀成核模型，然后进一步提出临界蠕变空洞修正半径的计算方法；该计算方法采用显微观察计量分析，根据耐热钢高温蠕变服役过程中碳化物、夹杂物等系列形核核心的数量和尺寸变化计算临界空洞半径；继之根据实际断裂试样(或定期检验截取的实际管段试样)的形核核心数量及尺寸变化计算实际生长的空洞半径，由此计算得到的断裂时间，与实际值符合较好。
文档编号G01N33/00GK101196507SQ200710308160
公开日2008年6月11日 申请日期2007年12月28日 优先权日2007年12月28日
发明者赵钦新, 朱丽慧, 婷 李, 顾海澄, 陆燕荪 申请人:西安交通大学