一种基于M-H法的耐热钢蠕变寿命预测方法

摘要

本发明公开了基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，包括：S1，对蠕变试样进行蠕变试验，获取蠕变试验温度下耐热钢的蠕变性能数据；S2，根据的述蠕变性能数据计算出该温度下不同试验应力σ对应的PM‑H值；S3，对PM‑H值进行参数法曲线拟合，得到该温度下改进M‑H法的拟合参数主曲线；S4，根据得到的拟合参数主曲线得出该温度下不同低应力值对应的PM‑H值，进而求出该温度下不同低应力对应的蠕变寿命；S5，重复步骤S1‑S4，得到其它温度下、不同低应力对应的蠕变断裂寿命。该方法解决了过度预测了材料低应力区的蠕变寿命的缺点，对工程上维修及更换材料提供了可靠的依据，其适用范围广、预测精度高、可靠性高。

权利要求

1.一种基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，包括以下步骤：S1，依据蠕变试验规范对蠕变试样进行蠕变试验，获取蠕变试验温度为T时耐热钢的蠕变性能数据，蠕变断裂时间；

S2，根据步骤S1得到的蠕变性能数据计算出该温度下不同试验应力σ对应的PM‑H值，计算公式如下：其中：

PM‑H：M‑H参数；

tr为蠕变断裂时间，单位为h；

T为蠕变试验温度，单位为K；

lgta和Ta为常数；

S3，对所述PM‑H值进行参数法曲线拟合，得到该温度下改进的M‑H法的拟合参数主曲线，数学表达式为：其中：

σ为试验应力，单位为MPa；

a、b、c为待定系数；

S4，根据步骤S3得到的拟合参数主曲线，得出该温度下不同低应力值对应的PM‑H值，代入公式(1)，求出该温度下不同低应力对应的蠕变寿命；

S5，重复步骤S1‑S4，得到其它温度下、不同低应力对应的蠕变断裂寿命。

2.根据权利要求1所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：所述试验应力σ为80‑220MPa。

3.根据权利要求1所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：所述耐热钢为高铬耐热钢，公式(1)中的lgta＝15，Ta＝450。

4.根据权利要求1所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：所述耐热钢为铁素体钢，公式(1)中的lgta＝31；Ta＝190。

5.根据权利要求1所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：所述耐热钢为奥氏体钢或Ni‑Cr‑Fe铸造高合金，公式(1)中的lgta＝18，Ta＝520。

6.根据权利要求1‑5中任一项所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：步骤S2中，利用数学分析软件，按最小二乘法回归，将试验数据lgtr和常数lgta、Ta、以及温度T一组一组输入软件中求出该温度下不同应力下的参数PM‑H。

7.根据权利要求6所述的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，其特征在于：步骤S3中，运用数学分析软件，对定温不同应力下的参数PM‑H进行数据分析及拟合，求得各待定系数a、b、c，将待定系数代入表达式 得到改进的M‑H法回归的拟合参数主曲线。

说明书

一种基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法

技术领域

[0001] 本发明涉及高温材料与结构强度领域，特别是涉及一种基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法。

背景技术

[0002] 准确预测火电、核电高温材料服役寿命是保障工程材料与结构安全服役的前提。高铬耐热钢，尤其是铬含量在9％～12％的耐热钢，由于其突出的抗蠕变性能、良好的抗腐蚀和高温抗氧化能力而成为热电厂主要部件的主选或更新换代材料。其高温蠕变断裂对火电厂的安全和正常生产有很大的影响。目前，工程上通过高应力短程蠕变试验获得蠕变断裂寿命，进而外推获得实际服役低应力下的蠕变断裂寿命，但此方法过度预测了材料低应力区的蠕变寿命。

[0003] 随着工作温度的升高，现代工业中的高温设备和高温机构发生蠕变失效的可能性以及由于蠕变失效引发事故的严重性也都有所增加。因此，无论从经济性和安全性考虑，正确预测材料的蠕变寿命都具有非常重要的现实意义。

[0004] 目前，应用最广泛的蠕变寿命预测方法是以Larson‑Miller法为代表的时间‑温度参数法。该方法通过Larson‑Miller参数将蠕变温度、应力、时间联系在一起构成Larson‑Miller参数方程：

[0005] PL‑M＝T(CL‑N+lgtr)                        (1)

[0006]

[0007] 其中，PL‑M为Larson‑Miller参数；T为蠕变试验温度，单位为K(Kelvins)；C0、C1、C2、C3、C4为材料常数；σ为蠕变试验应力；CL‑M为常数，对于高铬马氏体耐热钢，CL‑M＝20或33，对于铁素体钢，CL‑M＝17或31，对于奥氏体钢和Ni‑Cr‑Fe铸造高合金，CL‑M＝15或36。

[0008] 该方程具有很好的综合性，但公式(2)参数多，结构复杂，预测精度不高，而且过度预测了材料低应力区的蠕变寿命，应用时需要较多的试验数据，该方法适用于不超过3倍于试验蠕变寿命范围内的预测。

[0009] 上世纪80年代新发展的θ法虽能较好地描述常应力条件下试验所得蠕变曲线，但若载荷发生变化就不能适用，而且对温度均匀性要求甚高，不能用于精确的长时寿命外推。近年来人们建立了各种形式的修正θ方程，在表达蠕变曲线方面取得了较好的效果，但θ方程参数对蠕变的变形过程非常敏感，与应力以及温度的关系比较分散，因此，用θ影射法预测蠕变寿命同样需要大量的试验数据。

[0010] M‑H参数法(Manson‑Haferd)将蠕变温度、应力、时间联系在一起构成M‑H参数方程：

[0011]

[0012]

[0013] 其中，PM‑H为M‑H参数；T为蠕变试验，温度单位为K(Kelvins)；a0、a1、a2、a3、a4为材料常数；σ为蠕变试验应力；lgta、Ta为常数。该方程具有很好的综合性，但公式(4)参数多，预测精度不高，而且过度预测了材料低应力区的蠕变寿命，且适用于不超过3倍于试验蠕变寿命范围内的预测。

发明内容

[0014] 本发明的目的在于改进现有蠕变寿命预测技术存在的问题和不足，提供一种能够在常规的蠕变强度试验基础上，更加精确、有效预测耐热合金蠕变寿命，尤其是低应力下耐热合金蠕变寿命的方法。

[0015] 为此，本发明采用以下技术方案：

[0016] 一种基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法，包括以下步骤：

[0017] S1，依据蠕变试验规范对蠕变试样进行蠕变试验，获取蠕变试验温度为T时耐热钢的蠕变性能数据，蠕变断裂时间；

[0018] S2，根据步骤S1得到的蠕变性能数据计算出该温度下不同试验应力σ对应的PM‑H值，计算公式如下：

[0019]

[0020] 其中：

[0021] PM‑H：M‑H参数；

[0022] tr为蠕变断裂时间，单位为h；

[0023] T为蠕变试验温度，单位为K；

[0024] lgta和Ta为常数；

[0025] S3，对所述PM‑H值进行参数法曲线拟合，得到该温度下改进的M‑H法的拟合参数主曲线，数学表达式为：

[0026]

[0027] 其中：

[0028] σ为试验应力，单位为MPa；

[0029] a、b、c为待定系数；

[0030] S4，根据步骤S3得到的拟合参数主曲线，得出该温度下不同低应力值对应的PM‑H值，代入公式(1)，求出该温度下不同低应力对应的蠕变寿命；

[0031] S5，重复步骤S1‑S4，得到其它温度下、不同低应力对应的蠕变断裂寿命。

[0032] 其中，所述试验应力σ的范围为80‑220MPa。

[0033] 所述耐热钢为高铬耐热钢时，公式(1)中的lgta＝15，Ta＝450；；所述耐热钢为铁素体钢时，公式(1)中的lgta＝31；Ta＝190；所述耐热钢为奥氏体钢或Ni‑Cr‑Fe铸造高合金时，公式(1)中的lgta＝18，Ta＝520。

[0034] 步骤S2中，利用数学分析软件，按最小二乘法回归，将试验数据lgtr和常数lgta、Ta、以及温度T一组一组输入软件中求出该温度下不同应力下的参数PM‑H。

[0035] 步骤S3中，运用数学分析软件，对定温不同应力下的参数PM‑H进行数据分析及拟合，求得各待定系数a、b、c，将待定系数代入表达式 得到改进的M‑H法回归的拟合参数主曲线。

[0036] 本发明的预测方法首先在M‑H参数法关于蠕变寿命与温度的关系方程的基础上，考虑高温强度对蠕变性能的有益作用以及应力对材料的蠕变机制的影响，建立应力与M‑H参数PM‑H的关系的拟合方程，即拟合主曲线；通过该模型采用最小二乘法对定温不同应力下的蠕变寿命数据进行拟合，确定模型参数值，得到应力与参数PM‑H的关系式；通过该关系式求出低应力下的预测蠕变寿命。

[0037] 与现有技术相比，本发明的预测方法具有以下有益效果：

[0038] 1.本发明提供了一种改进的M‑H法回归曲线的主曲线方程： 该方程具有很好的可靠性，提高了耐热合金蠕变寿命的预测精度；

[0039] 2.本发明的方法能够准确预测材料低应力区的蠕变寿命，能够预测不同材料的耐热钢在不同温度、不同应力下的蠕变寿命，解决了过度预测材料低应力区的蠕变寿命的缺点，为工程上维修及更换材料提供了可靠的依据；

[0040] 3.本发明的预测方法简便、高效，在一定范围内只需通过多组高应力蠕变试验数据即可实现有效的蠕变寿命预测，具有很好的实用性；

[0041] 4.本发明的方法适合用于各种耐热钢、耐热合金、高温合金等金属材料蠕变寿命的预测，适用范围广，可靠性高。

[0042] 5.利用本发明的方法能够对耐高温金属的服役时间进行有效估计，减小了危害，降低了成本。

附图说明

[0043] 图1为ASME级P92钢在650℃下应力与蠕变断裂寿命数据；

[0044] 图2为P92钢在650℃下基于M‑H法模型下拟合主曲线与实际参数值PM‑H的对比图；

[0045] 图3为P92钢在650℃下基于江冯‑赵杰课题组法模型下拟合主曲线与实际参数值PM‑H的对比图；

[0046] 图4为P92钢在650℃下基于本发明的改进M‑H法模型下拟合主曲线与实际参数值PM‑H的对比图；

[0047] 图5为ASME级P92钢在650℃下基于M‑H法、江冯‑赵杰课题组法、改进M‑H法、L‑M法的蠕变寿命外推曲线；

[0048] 图6为ASME级P92钢在650℃下基于M‑H法、江冯‑赵杰课题组法、改进M‑H法、L‑M法预测得到的蠕变断裂时间与实际蠕变断裂时间的比较图。

具体实施方式

[0049] 下面结合附图及实施例对本发明的预测方法进行详细说明。

[0050] 实施例一

[0051] 本实施例选取ASME(American Society of Mechanical Engineers)级的高铬耐热钢P92作为研究对象，蠕变试样的取样方向为板内短横向(垂直于挤压板的挤压方向)，试样尺寸参照《GB/T 2039‑1997金属拉伸蠕变及持久试验方法》。

[0052] 本实施例的基于M‑H法的耐热钢蠕变寿命预测方法包括以下步骤：

[0053] S1，获取蠕变性能数据：在蠕变试验温度T＝650℃、试验应力范围为220～80MPa条件下，依据蠕变试验规范的规定对蠕变试样进行蠕变试验，获得不同应力σ下的68个有效蠕变数据，数据分布图如图1所示。

[0054] S2，用上述效蠕变数据按下式计算出650℃时不同试验应力σ下相对应的PM‑H值(M‑H参数)：

[0055]

[0056] 式中：

[0057] tr为蠕变断裂时间，单位为h；

[0058] T为蠕变试验温度，单位为K；

[0059] 在此试验温度下，根据日本金属材料研究所公开的这些材料的M‑H常数(lgta、Ta)值，取lgta＝450，Ta＝15；

[0060] 利用数学分析软件，按最小二乘法回归，将试验数据lgtr和常数lgta、Ta、以及温度T一组一组输入软件中，即可求出该温度下不同应力下的参数PM‑H。

[0061] S3，运用数学分析软件，对所得到的同一温度、不同应力下的PM‑H值进行拟合，求得各待定系数a、b、c，将待定系数代入下式：

[0062]

[0063] 其中：

[0064] σ为试验应力，单位为MPa；

[0065] a、b、c为待定系数；

[0066] 得到改进的M‑H法回归的拟合主曲线：

[0067] σ＝219.0934‑5506.5105*exp(162.8230*PM‑H)

[0068] S4，根据步骤S3得到的拟合参数主曲线，得出该温度下不同低应力值对应的PM‑H值，代入公式(1)，或按下式：

[0069]

[0070] 求出650℃下，不同低应力对应的蠕变寿命。

[0071] S5，重复步骤S1‑S4，得到其它温度下、不同低应力对应的蠕变断裂寿命。

[0072] 在650℃下，采用本发明的预测方法和传统的几种方法对ASME级P92耐热钢在220‑20MPa应力下的蠕变寿命进行预测，相应的实际参数值PM‑H与应力之间的拟合关系表达式如表1所示，其对应模型下拟合主曲线与实际参数值的对比图如图2‑4所示；各方法的蠕变寿命外推曲线如图5所示；各方法预测得到的蠕变断裂时间与实际蠕变断裂时间的比较图如图6所示。

[0073] 表1

[0074]

[0075] 其中：σ为试验应力，单位为MPa。

[0076] 由上表可知，传统的L‑M法和M‑H法拟合主曲线的相关性系数都较本发明的改进的M‑H法的拟合主曲线的相关性系数低，虽然江冯‑赵杰课题组法的拟合主曲线的相关性系数最高，但由图5可知，其蠕变寿命外推曲线高于实际蠕变寿命。

[0077] 由图5和图6可知，传统的M‑H法、江冯‑赵杰课题组法、传统的L‑M法都过度预测了材料低应力区的蠕变寿命，而本发明的改进的M‑H法预测的低应力区结果较好，且预测误差在2倍误差之内。

[0078] 由图6可知，用本发明的方法预测的数据点大部分在tp＝tr的右侧，而不在tp＝tr右侧的点也基本在tp＝tr线附近，说明本发明的方法在低应力下预测的蠕变断裂寿命均低于已有的低应力实际蠕变断裂寿命，具有良好的预测效果，也有巨大的工程意义。