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多轴应力状态下高温蠕变寿命的有限元分析

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多轴应力状态下高温蠕变寿命的有限元分析 发表时间:2007-2-12 华北电力大学 郑善合 徐鸿 刘学 来源:e-works 关键字:安世亚太 ANSYS 应力 有限元 信息化应用调查在线投稿加入收藏发表评论好文推荐打印文本 根据单轴及多轴实验数据,运用ANSYS有限元方法,对高温P91钢蠕变进行了研究。利用ANSYS 用户编程特性(UPFs),将含有损伤的蠕变模型的程序写入ANSYS,第三区蠕变模拟结果与实验数据吻合。研究了在高温条件下P91钢多轴蠕变的骨点应力(Skeletal Point Stress)以及断裂时间与单轴蠕变的关系。并对高温高压状态下弯头发生蠕变效应进行分析,指出蠕变效应对弯头部位应力变化的影响,通过对骨点应力的分析,指出弯头部件蠕变损耗的变化情况,为正确预测高温高压弯头部件的剩余寿命提供了理论依据。

1 前言

由于蠕变试验费时费力,而且不能体现设备运行的各种工况。因此,有限元数值模拟具有简单、快速、经济等特点,在工程中得到广泛的应用。ANSYS在模拟金属材料的蠕变时,对蠕变的第一阶段和第二阶段可获得令人满意的结果,而对蠕变的第三阶段模拟尚未有合适的模型。ANSYS用户编程特性(UPFs),能满足用户的特殊需要,允许用户将自己的FORTRAN程序连接到ANSYS中,是ANSYS的非标准应用。本文运用ANSYS 5.7的二次开发功能,将含有损伤的蠕变模型写入ANSYS,模拟了单轴与多轴应力状态下P91钢的蠕变全过程,对高温金属蠕变进行研究,并对多轴应力状态下弯头发生蠕变变形进行分析,指出蠕变效应对弯头部位应力变化的影响,通过对骨点应力(Skeletal Point Stress)的分析,指出弯头部件蠕变损耗的变化情况。为正确预测在多轴应力状态下高温部件蠕变寿命提供了理论依据,对于评估高温构件的安全性和经济性具有十分重要的应用价值。

2 蠕变方程

经过大量实验研究表明,金属材料在蠕变过程中,会发生硬化和弱化现象,根据文献[1,2],建构损伤-硬化蠕变模型,并假定材料的损伤是产生在蠕变的第三阶段。该蠕变模型由两部分构成:一是材料的硬化部分,二是材料的损伤部分。蠕变损伤-硬化模型形式如下:

(1)

式中, εc为蠕变应变;σ为应力;t为蠕变时间;tR为蠕变断裂时间; T为绝对温度;c1、c2、c3、c6为材料常数;c4、c5、tR为应力σ的函数。

应用式(1)本构方程对文献[3]中P91钢的实验数据进行数值模拟验证。图1为单轴应力状态下的公式计算和模拟结果,图2 为多轴应力状态下的模拟结果。由单轴及多轴蠕变模拟结果可知,通过UPFs用损伤-硬化蠕变模型可以模拟多轴应力状态下蠕变全过程。

图1 光滑试棒实验与ANSYS模拟结果

图2 缺口试棒开口变化量实验与ANSYS模拟结果

3 骨点(Skeletal Point)等效应力

在多轴应力状态下,材料损伤与应力应变状态的关系非常复杂。一般认为,应力状态对损伤的累积主要有两个方面的影响,一是不同的应力对损伤率的贡献不同,损伤率应由等效应力(当量应力)确定,其次为多轴的约束作用影响了韧性,约束度越大则韧性越差[4]。因此,对于多轴应力状态下提出使用等效应力对材料的蠕变进行计算。 假定等效应力采用下式形式

(2)

其中,σeq-等效应力;σ1-第一主应力;σvon-Von Misses应力;v-材料常数,可以通过蠕变试验来确定,此处取0.072。

图3、图4、图5是在名义应力分别为1.31MPa,191.69MPa,238.81MPa时,对文献[1] 中的缺口试棒的ANSYS数值模拟结果,图为缺口喉部等效应力沿半径的变化曲线。

图3 不同时刻等效应力沿喉部半径的分布

σnet=1.31MPa

图4 不同时刻等效应力沿喉部半径的分布

σnet=191.69MPa

图5 不同时刻等效应力沿喉部半径的分布

σnet=238.81MPa

从图3、图4、图5可以看出,在喉部某一位置的应力值与时间无关,随着蠕变时间的增加,应力发生再分布,喉部断面上的应力趋近这一定值。可以认为,在蠕变过程中应力发生了再分布,喉部断面上各处的等效应力都趋于相等,这个应力即是所谓的骨点应力[5][6][7](Skeletal Point Stress),用σea*表示。基于这一设想,可以用骨点等效应力来判断多轴应力状态下的蠕变断裂时间。

单轴蠕变过程第一主应力和加载在轴向的应力相等,所以把骨点等效应力作为单轴加载应力,根据单轴状态下的蠕变数据就可确定多轴状态下蠕变断裂时间。模拟结果见表1。(模拟试棒的外径D=13mm,缺口圆弧半径为r) 表1 单轴蠕变模拟多轴蠕变的结果比较

缺口试件的

试件结构

σnet(MPa) 1.31 191.69 238.81 1.31 191.69 238.81 1.31 191.69 1.31 191.69 238.81 1.31 191.69 158.44 165.04

σeq*

(MPa)

用单轴模拟

的断裂时间 误差(%) (小时) 4185 1567 447

-4.779 -0.447 -17.226 -4.394 -11.504 -3.030 6.005 11.041 4.798 0.521 10.294 -5.213 24.771 -2.595 22.455

断裂时间(小时) 3985 1560 370

d=6.0mmr=0.8mm d=6.0mmr=1.2mm d=6.0mmr=1.5mm d=6.0mmr=1.8mm d=6.0mmr=2.1mm d=8mmr=1.2mm d=9.6mmr=1.2mm

97.73 112.86 135.63 102.72 118.78 146.59 107.41 124.59 112.9 130.68 162 116.44 136.14 103.6 116.97

2850(实验) 2981 977(实验) 1104 256(实验) 2 2330 885 1638 573 150 1200 4 2740 1227

2198 797 1563 576 136 1266 436 2813 1002

4 弯头蠕变寿命损耗的数值模拟研究

在高温高压管系中,弯头部位的是管系中的薄弱部位,也是管系设计计算的重点区域。参照文献[8]选用典型的弯头结构进行有限元分析:规格为φ340mm×30mm,弯曲半径510mm,弯曲角度90°,弯头两端接500mm直管段(壁厚为30mm)。材料采用P91钢,泊松比v=0.3,弹性模量E=1.65*105MPA ,内压荷载20MPa。

由于不考虑椭圆度,并假设弯头外拱处的减薄量和内拱处的增厚量相同,只考虑弯头在内压作用下,不同壁厚变化的应力状态。在ANSYS蠕变分析中,采用短时高压的方法进行蠕变数值模拟。整个弯头处于625℃的长时间的高温高压运行状态下。根据结构及载荷的对称性,沿弯头纵剖面截取弯头的一半进行分析,选用20个节点的三维实体单元进行网格划分,由于管道弯头的结构形状比较有规律,采用映射划分,体扫略形成网格方式,弯头截面上内壁网格数量与外壁一一对应,内弧网格密度大于外弧网格密度。弯头对称截面处加对称约束,弯头直管段的两端部均为全约束。

应用损伤-硬化蠕变模型,通过ANSYS对P91管道在625℃和20MPa内压作用下的四类壁厚变化情况进行蠕变数值模拟,在弯头处45°截面沿径向变化的骨点应力情况如表2所示,

弯头内、外拱处壁厚变化率与蠕变时间的关系如图6所示。

图6 沿弯头内外拱的壁厚变化率与蠕变时间的关系

从图6模拟结果中得出,弯头在内压作用下,经过长时间的高温蠕变,弯曲角度45°处截面的内、外拱处壁厚均有所减小,但弯头外拱处随着壁厚变化量的减少,其壁厚的减薄率在增加;而内拱处随着壁厚变化量的增加,其壁厚的减薄率在降低,这说明经过长时的蠕变效应,弯头处的危险点逐渐由内拱处向外拱处转移。从表2中可以看出,弯头外拱的骨点等效应力随着壁厚的减薄量增加而增大,弯头内拱的骨点等效应力随着壁厚增厚量的增加而减小,也进一步说明了弯头部位的危险点逐渐由内拱处向外拱处转移,这基本和弯头的实际运行情况相符。因此,弯头部位的外拱处是我们监测的重点部位。

5 结论

(1)在单轴与多轴蠕变实验数据的基础上,用损伤-硬化蠕变模型模拟金属蠕变的全过程,数值模拟结果与实验结果吻合较好,说明该模型具有合理性。

(2)多轴应力状态下蠕变效应使应力再分布,可以应用骨点(skeletal point)等效应力预测蠕变损耗。获得确定多轴蠕变断裂时间的方法,加载骨点等效应力的单轴蠕变断裂时间即为多轴蠕变的断裂时间。该方法对金属蠕变实验具有指导意义,可以确定试棒在一定载荷下的断裂时间,也可以根据试棒的断裂时间确定加载的载荷。

(3)在评估弯头处蠕变损耗寿命应以内、外拱处45°区域为重点。况且弯头在长期高温高压下运行,管道的截面有蠕胀现象,实际运行中还要受到工质的冲蚀,也会使弯头外拱壁厚减薄。因此,对弯头区域初始壁厚较薄的外拱侧来说应该引起足够的关注,加强对此部位的监测。 [参考文献]

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[2] Kouichi MARUYAMA, Hideaki KUSHIMA Prediction of Long Term Creep Curve and Rupture Life of 2.25Cr--1Mo steel,ISIJ International, Vol.30(1990), No.10 ,pp.817-832. [3] Gaffard V, Besson J, Gourgues-Lorenzon AF. in: ECF15/The 15th European Conference of Fracture Advanced Fracture Mechanics for Life and Safety Assessments, Sweden: KTH, Stockholm, 2004.

[4] 涂善东. 高温结构完整性原理[M]. 北京: 科学出版社, 2003.

[5] G. A. Webster, K. M. Nikbin and F. Biglarl, Finite element analysis of notched bar skeletal point stresses and dimension changes due to creep[J], 2004 Blackwell Publishing Ltd. Fatigue Fract Engng Mater Struct 27,297-303

[6] T.H.Hyde, A.Yaghi, M.Protor, Use of th reference stress method in estimating the life of pipe bends under creep conditions[J], International Journal of Pressure Vessels and Piping 75 (1998)161-169.

[7] T.H.Hyde, W.Sun, J.A.Williams, Life estimation of pressurized pipe bends using steady-state creep reference rupture stresses[J], International Journal of Pressure Vessels and Piping 79 (2002)799-805.

[8] 安锦平, 内压作用下非圆截面弯头的应力分析[J]. 电力建设,第22卷 第9期 2001年

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