毕业论文课题相关文献综述
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文 献 综 述 1.1课题背景 在我国电力行业中，以火力发电为主的格局在短时间内很难改变。中国发电用煤占中国煤产量的50%以上，并且在未来将不断上升。空气中污染物NOx和CO2多数来自煤炭燃烧[1]。但随着核能和风力等能源发电的比重增加，火力发电开始不断改进，在增强发电能力的同时做到节约成本和保护环境[2]。目前，同时达到以上目的最高效的方法就是提高蒸汽参数（压力和温度），从而减少能源消耗并提升发电效率。随着发电机组蒸汽参数的提高，压力和温度达到甚至突破临界点，由此产生了超临界机组乃至超超临界机组的概念。发展高温高压的超临界和超超临界机组，不仅能提高燃煤发电效率，而且还能减少煤耗，完全符合今后我国火力发电产业高效、清洁和安全的规划[3]。 超超临界机组分为普通超超临界机组和超超临界二次再热机组。一般普通超超临界机组主蒸汽温度是605℃，运行区间在600-610℃之间。而二次再热机组主蒸汽温度是620℃，运行区间在610-625℃之间。因为超超临界二次再热机组提高了发电效率，进一步达到了节能降耗的作用，所以在目前的技术水平之上发展超超临界二次再热机组将是我国今后火力发电转变的重要趋势。国际上正努力将超临界机组的蒸汽温度提升至700℃，这会使得火力发电效率突破50%，对火力发电具有极为重要的意义[4]。 虽然我国超超临界机组的研究上取得了很大成就，但在发展超超临界发电站的过程中仍然存在许多问题。超超临界耐热钢的设计和制备是最关键的技术之一，已成为制约超超临界机组发展应用的瓶颈。随着超超临界机组温度和压力的升高，机组材料的承压能力将至关重要，研究的重点是使材料在更高的温度和压力下保持自身性能。目前在超超临界机组中使用的新型耐热钢是T/P91、T/P92（NF616）、HCM12、HCM12A等。其中，P91钢已经大量应用于锅炉压力部件中，但因为其允许极限温度只有585℃，不能满足超超临界机组的需要。日本在P91钢的基础上开发出了NF616钢，开发成功后纳入美国ASME标准SA335，称为P92钢。因为P92钢允许锅炉主蒸汽温度达到610℃，再热温度高达625℃，而且与其他铁素体合金钢相比具有更高的强度和蠕变性能，已成为超超临界机组主蒸汽管道的首选钢材[5]。 由于发电机组部件长期在高温工况下运行，会产生热应力。在机组长期运转过程中，机械载荷与热载荷叠加，会使机组部件处于热机疲劳工况中。因此，研究机组材料的高温热机疲劳性能更符合实际要求。 1.2热机疲劳研究综述 1.2.1热机疲劳循环响应行为 在热机疲劳试验中，弹性模量会随着温度的变化而变化。因此，热机疲劳的拉应力和压应力具有不对称性。高温半循环和低温半循环的循环应力值差别很大，会出现平均应力[6]。对于同相位的热机疲劳(IP)，温度与机械应变成正比，即温度随着机械应变的增大而升高，而在反向压缩时材料的抗力增加，结果反向压应力大于正向拉应力，因此同相位热机疲劳的平均应力为压应力。而在反相位热机疲劳（OP）条件下，情况恰好相反，平均应力表现为拉应力。在热机疲劳载荷作用下，温度的交替变化将对材料的循环应力响应行为产生明显的影响[7]。 艾素华等[8]对K417合金在850℃等温疲劳与400-850℃同相和反相热机疲劳的对比研究表明：K417合金在等温疲劳和热机疲劳作用下都具有循环硬化特性，等温疲劳的循环硬化特性强于热机疲劳。 Prasad等[9]对Ti-6Al-4V合金进行了100-400℃范围的热机疲劳试验，并对比了100℃和400℃等温疲劳试验结果发现，无论是热机疲劳还是等温疲劳，由于位错重排，在整个疲劳过程中均有循环软化特性。 Hyde等[10]为确定316不锈钢材料本构常数，进行了600℃等温低周疲劳试验，本构模型采用修正的Chaboche统一粘塑性模型，将316不锈钢的特性与循环等温试验，以及同相和反相热机疲劳试验进行对比，不仅对316不锈钢在第一周次和稳定周次的等温疲劳和热机疲劳应力应变滞后回线进行模拟，且成功拟合了等温疲劳循环过程中的循环硬化行为。 Saad等[11]采用Chaboche粘塑性模型来模拟P91钢的热机疲劳行为，在400-500℃和400-600℃两个范围内进行了热机疲劳试验，结果表明：在循环寿命期内，P91钢表现出循环软化特性，这种影响可以通过获得的粘塑性常数建模。 张国栋等[12]对粉末冶金盘材料FGH95进行了同相位，温度范围为350-600℃的热机疲劳试验和600℃的等温低周疲劳试验，考察了两种载荷波形下材料的循环应力响应行为。研究结果表明：循环载荷波形和应变范围的大小是影响该材料高温应变疲劳循环应力响应行为的两个重要因素；在等温低周疲劳载荷下，材料具有循环硬化特性。当应变水平降低时,材料循环硬化程度逐渐减小。进而循环应力响应行为由循环硬化转向循环软化。 张国栋等[13]对粉末高温合金FGH95和FGH96进行了温度为350-600℃的同相和反相热机疲劳试验，对两种合金的疲劳寿命和循环应力响应进行了比较。结果表明，FGH95和FGH96具有高强度和低塑性特征。 方健儒等[14]研究了热作模具钢同相位热机疲劳和等温疲劳寿命，在循环初始阶段，加载卸载基本为纯弹性，只存在很小的塑性应变。当循环数增加时，塑性应变范围不断扩大，导致滞后环面积不断增加，直至疲劳断裂。当应力幅相等时，热机疲劳情况下的塑性应变增长速率和塑性应变范围要比等温疲劳情况下的低。 1.2.2热机疲劳寿命行为 热机械疲劳寿命分析比较复杂，除了常见的疲劳损伤外，还存在氧化损伤和蠕变损伤，同时还承受着疲劳-蠕变-氧化三种损伤形式的相互作用[15]。 王建国等[16]考虑了保载时间对GH4133合金热机疲劳性能的影响，结果表明，保载时间对同相热机疲劳寿命的影响要比对反相热机疲劳寿命的影响大。张国栋等[17]研究表明不同材料取向影响定向合金DZ125的热机疲劳性能。陈雪松等[18]通过对20g进行热机疲劳寿命试验，对比了不同缺口形式、应变幅和保载时间下热机疲劳总寿命的变化。王放等[19]基于细观损伤机理，通过对金属基复合材料在热机循环载荷下疲劳破坏的数值模拟，研究了六种参数对热机疲劳寿命的影响。王建国等[20]通过改变升温速率，研究结果表明，升温速率的降低即升温时间的增加会使同相位热机疲劳寿命下降，而对反相位热机疲劳寿命无明显影响。张国栋等[21-22]还考虑到相位角和试样尺寸对定向合金DZ125热机疲劳寿命影响。虞忠良等[23]研究了循环温度范围对Ti6-22-22合金热机疲劳寿命的影响。 Nagesha等[24]进行了573-923℃温度范围的同相和反相热机疲劳试验，以及循环上限温度的等温疲劳试验，研究表明：疲劳寿命长短关系是等温疲劳小于反相位热机疲劳小于同相位热机疲劳，其差距随着循环最高温度的上升而缩小。反相位比同相位寿命低的主要原因是氧化裂纹和高的拉伸滞后回线能；当最大温度增加时同相位的循环寿命比反相位的下降的更明显，这是由于突出的动态回复和蠕变变形的影响。 Kovan等[25]研究对象是粉末冶金高温材料，研究表明等温疲劳寿命比热机疲劳寿命高，在热机疲劳载荷下，裂纹最初沿晶，而后扩展至穿晶裂纹。 Beck等[26]研究表明在热机疲劳试验中叠加高周疲劳载荷，存在一个临界值，当叠加的高周疲劳载荷低于它时，热机疲劳的寿命所受影响不大；当高于临界值，热机疲劳寿命随着高周疲劳载荷的增加而显著下降。当试样热机疲劳循环中仅产生拉伸应力时叠加高周疲劳载荷，去寿命特征和上述相同；当试样热机疲劳循环中仅产生压缩应力时叠加高周疲劳载荷，热机疲劳寿命基本不受影响。同样地Hirsch[27]，Metzger[28]和Amaro[29]也都提出了一种新的加载形式，称之为Bithermal Fatigue。 Wen[30]等进行了不同温度范围下同相和反相的热机疲劳实验和等温疲劳试验。研究表明，在高于550℃时，动态应变时效（DSA）是导致P92钢疲劳寿命降低的重要因素。由于反相热机疲劳的较低应变率，使其DSA效应开始温度较低。并且当平均温度高于500℃时，温度范围对疲劳寿命影响较大，反之，则平均温度对疲劳寿命影响较大。 Pan[31]等研究了P92钢在同相位、90相位和反相位下机械应变幅为0.4%、0.6%和0.8%时550-650℃的热机疲劳行为，并同650℃下的等应变幅低周疲劳行为进行了对比。结果表明，相位角对疲劳寿命有重要影响，其中，反相情况疲劳寿命最低，90相位疲劳寿命高于同相和反相的疲劳寿命。 Chang[32]等研究了在350-650℃温度范围内P92钢的热机疲劳和等温疲劳行为。结果表明，由于平均温度升高，同相和反相热机疲劳寿命降低。与较高温度范围相比，在450-500℃内，循环温度对热机疲劳结果更为敏感。同时，保压时间的应用提高了材料的蠕变应力松弛（CSR），降低了材料的热机疲劳寿命， 1.2.3热机疲劳的损伤与断裂 热机疲劳的损伤是热循环应力与机械循环应力的共同作用所产生的，然而其损伤程度不是二者的简单线性叠加[33]。 Sun等[34-35]研究镍基单晶超合金变形孪晶与孪晶相关断裂现象，断口表面形貌的差别主要来自保载时间的不同，在压缩保持时间的影响下，裂纹扩展机制的基本差异也被发现。没有压缩保持时间，裂纹垂直向内传播，借助氧化作用对轴向应力，在传播过程中，裂纹到达孪晶板并沿其迅速传播，借助于裂纹尖端的应力场，在这个传播阶段似乎有明显的步骤。压缩保持时间，裂纹只能在大约一个孪晶板中传播，它只出现在一个晶体学断裂面上，由于少数在这一截面上形成变形孪晶，裂纹扩展路径可沿其它孪晶板方向运动。 Johansson等[36]研究了单晶体在热机疲劳载荷作用下的局部损伤现象，变形发生在局部的滑移带，在那里最终发生再结晶的热力疲劳过程中，当最后的失效沿着这些再结晶带发生的时候，它伴随着由于晶界的存在而形成的空洞，氧化过程进一步增强了损伤过程，再结晶更容易发生，宏观和微观损伤断裂机制随合金和热处理而变化。 Segersll等[37]针对单晶超合金STAL-15研究了晶体取向对材料热机疲劳行为的影响，结果显示活动滑移面的数量与热机疲劳寿命密切相关，试样拥有的滑移面数量越多，寿命越长，更多活动滑移面表现出更广泛的变形，且孪晶是主要的变形机理。 Moverare等[38-39]研究了单晶超合金CMSX-4在热机疲劳载荷作用下的变形和破坏机理，研究对象分为初始和1000℃下长时间高温时效两种状态，其中，初始状态下进行热机疲劳试验，变形发生在局部且主要集中在孪生带，材料易于再结晶；而经过高温时效再进行热机疲劳循环，孪生带的长度和宽度要小得多，且没有发现再结晶现象，而明显的局部取向差出现在断裂后的材料中。 1.2.4热机疲劳寿命预测模型 王建国等[40]介绍了以下几种热机疲劳寿命预测模型：幅值系数模型、修正的Manson-Coffin 模型、等效温度与等效塑性应变模和损伤分数模型，在此基础上，结合GH4133合金的热机疲劳损伤特性，建立了热机疲劳寿命预测模型-新的损伤分数模型，并对GH4133合金在571-823℃下的寿命进行了预测，结果表明，该模型不仅简便，而且预测精度高。 章晓玲等[41]分别用拉伸迟滞能模型、频率修正法、三参数幂函数能量方法和能量简化模型对三种镍基高温合金材料的热机疲劳寿命进行预测，并对这些方法的热机疲劳寿命预测能力进行了评估。结果表明，能量法简化模型效果最好。与其他模型相比，能量法简化模型从能量守恒的角度来看具有一定的理论基础，且预测效果较好，适用于预测镍基合金的热机疲劳寿命。 Lee等[42]研究了汽轮机叶片材料镍基超合金热机疲劳性能，首先利用Ostergren模型进行寿命预测，发现Ostergren模型在高循环区域与实际寿命相差很大，不适合热机疲劳和等温低周疲劳寿命预测，再利用Zamrik模型进行对比，结果表明，Zamrik模型比Ostergren模型更合适。 Huang等[43]进行了热机疲劳试验和等温疲劳试验，针对同相位和反相位，裂纹行为不同，比较和选择三种模型利用等温疲劳寿命数据来预测热机疲劳寿命，包括Ostergren、Zamrik和Miller模型，结果表明：由于Zamrik和Miller模型同时包含了弹性应变以及塑性应变，其寿命预测相对Ostergren 模型较为准确。 Oh等[44]提出了一种新的疲劳失效准则来预测构件的疲劳寿命，热机循环中更高的上限温度导致更短的疲劳寿命。通过使用温度因素来修改Coffin-Manson方程成功获得了在不同最大温度下与寿命联系的一个新的参数。 Pan[31]等研究了P92钢热机疲劳和等温疲劳预测模型，得出了预测精度由低到高排序为Coffin-Manson-Basquin模型、Zamrik模型、Ostergren模型。并且提出了一种有关相位角的更高精度的修正Ostergren模型。 参考文献 [1] 何维, 朱骅, 刘宇钢, 等. 超超临界发电技术展望[J]． 能源与环保. 2019,41(6):77-81． [2] 张业圣. 我国火力发电用高压锅炉管现状与需求分析[J]. 钢管. 2008(05):1-10. 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