高温气冷堆主蒸汽隔离阀高温蠕变疲劳特性研究
高温气冷堆技术特点包括
高温气冷堆技术特点包括高温气冷堆（High Temperature Gas-cooled Reactor，HTGR）是一种高效、安全、环保的新型核能技术，其技术特点包括以下几个方面。
首先，高温气冷堆具有高效能的特点。
传统的压水堆和沸水堆采用的是低温冷却剂，限制了核反应堆的热效率。
而高温气冷堆采用氦气作为冷却剂，使得工作温度可以达到800℃以上，相对于传统堆芯的温度提高了几倍。
高温气冷堆可以利用高温热能，提高热效率，提供更多的电力输出，实现核能的高效利用。
其次，高温气冷堆具有更高的安全性。
高温气冷堆采用了三次裂变转变概念，核反应堆芯与冷却循环系统之间的辐射屏蔽层完全隔离，有效避免了裂变产品的泄漏，降低了放射性污染的风险。
此外，高温气冷堆还采用了几何具有安全特性的芯块形状，使其具有良好的自稳定性和应对冲击负荷的能力。
同时，高温气冷堆采用了固体燃料，避免了液体燃料在高温下破裂的可能性，大大降低了核反应堆事故的风险。
另外，高温气冷堆还具有较强的灵活性和适应性。
高温气冷堆采用了球堆的设计形式，模块化程度高，堆芯单节点可拆卸，堆芯构件可根据实际需求进行灵活调整，方便维护和更新。
高温气冷堆还可以根据实际需求提供多种不同形式的热能输出，如发电、煤炭转化、水化制氢等，具有多功能的适用性。
此外，高温气冷堆具有较低的燃料消耗和核废料产生。
高温气冷堆采用了高浓缩程度的燃料球形颗粒，可实现燃料的长周期使用，燃料利用率高达90%以上。
同时，由于反应堆芯温度高于传统堆芯，核废料的销售期相对较长，对于核废料的处理和排放也相对较少，减少了对环境的负面影响。
最后，高温气冷堆具有经济性和可持续性。
高温气冷堆具有较长的寿命和高可靠性，核电经济性指标较高。
由于核反应堆芯温度高，可以与多种工业生产过程进行热耦合，实现齐氏动力系统。
同时，高温气冷堆还具有低碳排放的特点，与新能源和智能电网相结合，能够提供带有较少温室气体排放的能源需求。
综上所述，高温气冷堆具有高效能、高安全性、较强的灵活性和适应性、低燃料消耗和核废料产生、经济性和可持续性等一系列技术特点。
燃气轮机高温部件热疲劳行为研究
燃气轮机高温部件热疲劳行为研究燃气轮机是现代工业领域重要的能量转换设备，广泛应用于电力、石油、航空等领域。
燃气轮机的高温部件承受着严酷的工作环境，热疲劳是其最主要的失效模式之一。
因此，燃气轮机高温部件的热疲劳行为研究具有重要意义。
热疲劳是指当材料在高温条件下持续受到热循环加载时，由于热胀冷缩不均匀而引发的材料失效现象。
燃气轮机高温部件在运行过程中会经历频繁的温度波动，这些温度波动无疑加剧了热疲劳的发生。
了解热疲劳行为对于提高燃气轮机高温部件的可靠性和寿命具有重要意义。
热疲劳行为的研究涉及诸多方面的内容，包括材料本身的内部结构、温度梯度引起的应力、热循环引起的变形等。
材料的组织结构对于热疲劳行为具有重要影响。
燃气轮机高温部件通常采用镍基高温合金作为结构材料，该合金具有良好的高温强度和耐蠕变性能，适用于高温、高压和腐蚀等恶劣工况。
研究发现，镍基高温合金的晶界疏松度和晶内析出物的形态分布会对热疲劳寿命产生很大影响。
在实际应用中，燃气轮机高温部件常常需要承受高温和高应力的双重环境。
高温环境下，材料会发生各种热膨胀现象，导致应力产生。
这些应力会随着热循环的变化而变化，进而导致材料的疲劳破坏。
因此，对于燃气轮机高温部件的热载荷和应力状态进行准确的模拟和预测是研究其热疲劳行为的重要内容之一。
热疲劳寿命是评估燃气轮机高温部件耐久性能的重要指标。
通过实验和数值模拟等手段可以获得燃气轮机高温部件的热疲劳寿命。
实验方面，通常采用高温疲劳试验机对材料进行长时间的研究。
通过不同温度、不同加载条件下的实验，可以获得材料在不同工况下的热疲劳寿命。
数值模拟方面，使用有限元分析方法可以对燃气轮机高温部件的热疲劳行为进行预测和优化设计。
这些方法的综合应用可以提高燃气轮机高温部件的可靠性和寿命。
燃气轮机高温部件在长时间高温条件下的热疲劳行为研究需要考虑许多因素，如温度梯度、循环次数、加载幅值等。
这些因素的变化会直接影响热疲劳寿命。
在实际应用中，工程师们需要根据具体工况和材料特性来选择合适的热疲劳试验方案，并进行实验验证。
锅炉受压元件的高温蠕变疲劳寿命设计计算方法
第29卷第5期 2009年5月动 力 工 程Journal of Power EngineeringVol.29No.5 May.2009 收稿日期:2008211220 修订日期:2009201214基金项目:国家科技部“十一五”科技支撑计划“电站锅炉长周期运行安全保障关键技术研究及工程示范”课题资助项目(2006BA K02B03)作者简介:李立人(19602),男,浙江宁波人,高级工程师,研究方向为:锅炉结构强度.电话(Tel.):0212643587102626;E 2mail :liliren @.文章编号:100026761(2009)0520409208 中图分类号:T K225 文献标识码:A 学科分类号:470.30锅炉受压元件的高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法李立人, 陈 玮, 盛建国, 吴祥鹏, 毛荷芳(上海发电设备成套设计研究院,上海200240)摘 要:介绍了锅炉受压元件高温蠕变2疲劳寿命的设计计算方法.该方法建立在线弹性应力分析理论基础上,对我国锅炉制造业长期积累的锅炉受压元件寿命设计计算经验和方法进行了归纳总结,并参照了美国ASM E 等国际先进标准.它给出了电站锅炉高温受压元件蠕变、低周疲劳及交互作用条件下的寿命损伤计算方法和典型结构及材料的设计计算参数,可供水管锅炉高温受压元件寿命设计使用,在役元件的高温蠕变及高温蠕变2疲劳寿命计算也可借鉴.关键词:电站锅炉;高温受压元件;设计计算方法;蠕变疲劳;寿命损伤Creep 2Fatigue Life Design and Calculation Method for BoilerPre ssure E lements Under Elevated TemperatureL I L i 2ren , C H EN W ei , S H EN G J i an 2g uo , W U X i ang 2peng , M A O He 2f an g(Shanghai Power Equip ment Research Instit ute ,Shanghai 200240,China )Abstract :The creep 2fatigue life design and calculation met hod for boiler pressure element s under elevated temperat ure was int roduced.Based on t he t heory of linear elastic st ress analysis ,t he met hod sums up t he experience and met hod accumulated by Chinese boiler manufact uring indust ry over a long period of time for creep 2fatigue life design and calculation of boiler p ressure element s under elevated temperat ure.It also refers to t he international advanced standard such as ASM E ,etc.It gives t he life damage calculation met hod under elevated temperat ure creep ,low cycle fatigue and interaction condition ,typical st ruct ure and material design parameters of t he p ressure element s of power boiler.It can be used for life design of p ressure element s of water t ube boiler under elevated temperat ure.It also offers a reference for t he creep and creep 2fatigue life calculation of p ressure element s of in service boilers under elevated temperat ure.Key words :station boiler ;p ressure element s under elevated temperat ure ;design &calculation met hod ;creep &fatigue ;life damage 高温蠕变和低周疲劳是锅炉受压元件寿命损伤的两大主要机理,按现行的常规锅炉强度设计标准,锅炉高温受压元件的设计使用寿命为1.0×105h ,受压元件的疲劳寿命主要通过限制元件应力集中和控制壁厚以降低热应力来保证.为适应电力发展的需要,电厂用户要求锅炉按30年使用寿命设计,主要受压元件设计使用寿命大于2×105h ,并需要满足电网调峰等频繁负荷变化的要求,这意味着许多锅炉受压元件的实际运行工况已超出常规设计的使用范围.由于锅炉受压元件的低周疲劳寿命计算涉及受压元件的应力集中、热应力等复杂的技术问题,更主要的是高温元件低周疲劳与高温蠕变的交互作用及锅炉材料高温蠕变2疲劳损伤性能方面研究滞后、数据缺乏,给锅炉受压元件寿命设计计算带来诸多困难.为了对锅炉高温集箱、三通等元件的寿命进行校核,国内几大锅炉制造厂在引进技术的基础上,各自建立了一些计算校核方法.目前,国际典型的高温元件寿命计算标准有:(1)美国标准ASM E Boiler&Pressure Vessel Code III Division1Subsection N H class1 component s in elevated temperat ure service[1].(2)欧洲标准EN1295224Water2t ube boiler and auxiliary installations2part4:in2service boiler life expectancy calculations[2].近年来,我国在电站锅炉受压元件寿命设计计算方面进行了大量研究,国家标准G B/T9222给出了“水管锅炉锅筒低周疲劳寿命计算”方法,“锅炉承压部件高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法”研究项目列入了国家科技部“十一五”科技支撑计划.由上海发电设备成套设计研究院、哈尔滨锅炉厂有限责任公司、东方锅炉(集团)股份有限公司、上海锅炉厂有限公司、武汉锅炉股份有限公司以及发电设备国家工程研究中心等单位组成了“锅炉高温受压部件寿命评定方法研究及规范制订”课题小组.在评定方法研究及规范制订中,各单位收集和翻译了大量有关高温受压元件寿命设计的技术资料,并在此基础上形成了“锅炉受压元件高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法”(草案),并在工程中得到了应用[3],本文是该方法的简略介绍.1 适用范围本方法适用于按我国“蒸汽锅炉安全技术监察规程”设计、制造和检验,强度满足G B/T922222008“水管锅炉受压元件强度计算”标准,工作温度大于材料高温蠕变起始温度的水管锅炉受压元件.本方法提供了水管锅炉高温受压元件的高温蠕变及高温蠕变2疲劳交互作用的寿命设计计算方法,在役元件的高温蠕变及高温蠕变2疲劳寿命计算也可借鉴本方法.适用本方法的水管锅炉受压元件包括集箱、管道、三通和弯头等.2 结构要求采用本方法进行寿命计算的受压元件,寿命考核部位如接管等与筒体连接的焊缝等结构,应与筒体具有良好的整体性,推荐的接管连接焊缝形式示于图1.图1 推荐的接管连接焊缝形式Fig.1 Recommended welding for pipe connection3 设计和计算步骤一般情况下,高温元件寿命计算应包括以下步骤:①确定元件设计参数和运行工况;②确定元件几何尺寸、材料及结构;③确定元件最大工作应力及寿命考核点;④计算元件蠕变损伤;⑤计算元件疲劳损伤;⑥校核元件总寿命.4 寿命设计和计算的准则设计安全性评定累计损伤准则为:∑mj=1n jN j+∑mj=1ΔtjT j≤D(1)式中:m为循环工况数;n j为第j循环工况设计预期循环次数;N j为第j循环工况的允许循环次数,根据第j循环工况的应变幅,由疲劳曲线确定;Δt j 为第j循环工况超过蠕变起始温度段的设计预期累计运行时间,h;T j为由持久强度曲线确定的第j循环工况超过蠕变起始温度段的允许运行时间,h;D为材料蠕变2疲劳交互作用寿命损伤包络线(图2).图2 蠕变2疲劳交互作用寿命损伤包络曲线Fig.2 Creep2fatigue life damage enveloping curve5 应力应变计算原则(1)本方法的应力应变计算建立在线弹性理论基础上.・14・ 动 力 工 程 第29卷 (2)塑性和蠕变的影响通过修正因子予以考虑.(3)假设考核点的主应力方向固定不变.(4)考核点的应力通过应力指数方法获得,应力指数定义为考核点最大应力与元件一次应力区截面平均应力之比.(5)疲劳寿命计算应变变化范围根据各工况出现的应力峰谷值对应的峰谷应力差确定,温度取各工况中出现的最高温度,弹性模量E 、线膨胀系数α和导温系数a 均按单个工况的最高介质温度取值.(6)蠕变寿命计算的持续运行时间可取稳定运行的、超过蠕变起始温度的持续运行时间.应力取最大应力.(7)寿命考核点的确定应建立在应力分析的基础上,确定的原则为:①总应力强度最大点和截面;②总体(局部)一次薄膜应力强度最大点和截面;③总体(局部)一次薄膜应力强度和总应力强度均较大的点和截面.6 应力计算6.1 内压应力考核点峰(谷)值时,由内压力引起的一次加二次主应力分量σ1p 、σ2p 和σ3p 按下式计算:σ1p =K 1p σp (2)σ2p =K 2p σp (3)σ3p =K 3pσp (4)σp =D m 2δyp (5)式中:K ip (i =1,2,3)为内压应力指数;D m 为元件(集箱、弯头、三通主管等)的平均直径,mm ;δy 为元件有效厚度,等于公称厚度减附加厚度,mm ;p 为峰(谷)值时的工作压力,M Pa.内压应力指数可通过有限元数值计算方法获得,也可采用本方法的推荐值(表1).表1 内压应力指数推荐值T ab.1 R ecommended internal pressure stress index结构形式图1(a )异径接管图1(b )～(d )异径接管图1(a )等径接管图1(b )～(d )等径接管弯头R D w1)≥1集箱内壁K 1p 6 4.585 1.514+δ2D 2wK 2p 4 1.35 1.511K 3p-2δD m2)-2δD m-2δD m-2δD m-2δD m-2δD m 注:1)为弯头弯曲半径;2)为集箱厚度.6.2 径向温差热应力[3]考核点在峰(谷)值时,由径向温差引起的一次加二次主应力分量σ1tr 、σ2tr 和σ3tr 可通过数值计算方法得到,也可分别按下式计算:σ1tr =K 1tr σd t (6)σ2tr =K 2tr σd t (7)σ3tr =K 3tr σd t(8)σd t =αEf (1-μ)Δt r (9)式中:f =4β2(β2-1)ln β-2(β2-1)24β4ln β-(3β2-1)(β2-1);K itr (i =1,2,3)为径向温差应力指数;α为材料的线膨胀系数,1/℃;E 为材料的弹性模量,M Pa ;μ为材料的泊松比,μ=0.3;β为元件外径与内径比值;Δt r 为内外壁温差,K.外壁绝热的筒体内外壁温差可按下式计算:Δt r =T w -T n =-<δ2V a(1-e -ηt τ)(10)式中:<=2β2ln β-β2+14(β-1)2;η=β-1 β12;τ=D 2n16a,min ;β=D wD n;β=β5-15-4β2β3ln β-13-β3-19+4β4[β(ln β-1)2+β-2]+22β2[β(ln β-1)+1]-β3-13+β-1;T w 为外壁温度,℃;T n 为内壁温度,℃;D w 为外径,mm ;D n 为内径,℃;δ为取用壁厚,mm ;V 为介质温度变化速度,K/min ;t 为介质温度变化速度持续时间,min ;a 为导温系数,(mm )2/min ;e 为自然常数.径向温差应力指数可通过有限元数值计算方法获得,也可采用本方法的推荐值(表2).6.3 内压和温差合成主应力考核点在峰(谷)值时,由内压和温差引起的一次加二次主应力分量σ1、σ2和σ3分别按下式计算:・114・ 第5期李立人,等:锅炉受压元件的高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法表2 径向温差应力指数推荐值T ab.2 R ecommended stress index by radial temperature difference结构形式图1(a)接管图1(b)～(d)接管弯头集箱K1tr 1.5 1.8 1.21K2tr1111K3tr0000 σ1=σ1p+σ1tr(11) σ2=σ2p+σ2tr(12) σ3=σ3p+σ3tr(13) 考核点在峰(谷)值时,合成主应力差分量Δσ1、Δσ2和Δσ3分别按下式计算: Δσ1=σf1-σg1(14) Δσ2=σf2-σg2(15) Δσ3=σf3-σg3(16)式中:σf i(i=1、2、3)为按式(11)～式(13)计算的合成峰值主应力;σg i(i=1、2、3)为按式(11)～式(13)计算的合成谷值主应力.单个循环周期的应力幅值σa按下式计算:σa=1212[(Δσ1-Δσ2)2+(Δσ2-Δσ3)2+(Δσ3-Δσ1)2]1/2(17)7 应变及应变范围计算7.1 设计疲劳总应变范围设计疲劳总应变范围的计算建立在线弹性应力分析基础上.考虑蠕变应变、应力松弛、多轴塑性和泊松比调整情况,单个循环周期设计疲劳总应变范围εt按下式计算:εt=K vΔεmod+KΔεc(18)K=σm+σb+σfσm+σb(19)式中:Δεmod为最大等效应变范围;Δεc为蠕变应变增量;σm为膜应力;σb为弯曲应力;σf为峰值应力;K 为蠕变应力集中系数.7.2 多轴塑性和泊松比调整系数多轴塑性和泊松比调整系数K v按下式计算: K v=max(1.0+f(K′v-1.0),1.0)(20) 塑性多轴调整系数f根据T f从图3查得,T f 按下式计算:T f=|σ1+σ2+σ3|12[(σ1-σ2)2+(σ2-σ3)2+(σ3-σ1)2]1/2(21)塑性双轴泊松比调整系数K′v根据K r从图4查得,K r按下式计算:图3 塑性多轴调整系数Fig.3 Plastic multiaxial adjusting coefficient图4 塑性双轴泊松比调整系数Fig.4 Plastic biaxial Poisson’s ratio adjusting coefficientK r=Eσ3mK e KΔεmax(22) 当KΔεmax E≤σ3m时,K e=1(23) 当KΔεmax E>σ3m时,K e=KΔεmax Eσ3m(24)σ3m=S r H+S rL(25)式中:E为单个循环周期最高金属温度对应的材料弹性模量;S r H为热端温度应力松弛强度;S rL为冷端温度应力松弛强度.7.3 最大等效应变范围最大等效应变范围Δεmax取所有极值点等效应变范围Δεe的最大值:Δεmax=(Δεe)max(26) 等效应变范围Δεe按下式计算:Δεe=22(1+v)Δε2xy+Δε2yz+Δε2zx+32(Δγ2xy+Δγ2yz+Δγ2zx)1/2(27) 计算完整循环周期内等效应变范围Δεe时,泊松比v取值为0.3.周期内应变(以下标1标记)与极值点应变差(以下标0标记)的差值按下式计算:Δεxy=(εx1-εx0)-(εy1-εy0)(28)Δεyz=(εy1-εy0)-(εz1-εz0)(29)・214・ 动 力 工 程 第29卷 Δεzx=(εz 1-εz 0)-(εx 1-εx 0)(30)Δγxy =(γx 1-γx 0)-(γy 1-γy 0)(31)Δγyz =(γy 1-γy 0)-(γz 1-γz 0)(32)Δγzx=(γz 1-γz 0)-(γx 1-γx 0)(33) 考核点所有时刻应变分量(εx 0,εy 0,εz 0,γx 0,γy 0,γz 0,εx 1,εy 1,εz 1,γx 1,γy 1,γz 1)由于几何不连续产生的峰值应变可不计.7.4 最大等效应变范围的非线性修正考虑局部塑性和蠕变效应的最大等效应变范围Δεmod 按下式计算:Δεmod =S3ΔσmodK 2Δεmax(34)式中:S 3为图5上Δεmax 对应的应力强度;Δσmod 为图5上Δεm 对应的应力范围.Δσmod 和Δεmod 可通过绘制或分析的方法拟合图5所示适合的应力2应变曲线上获得.适合的合成应力2应变曲线(图5)由热端温度应力松弛强度S r H 的弹性应力2应变曲线与适合的等时应力2应变曲线(σ′,ε′)相加得到.图5中:O 为分析采用的合成等时应力2应变曲线的原点;O ′为与时间无关的适合的等时应力2应变曲线的原点.图5 应变-应力关系Fig.5 Stress 2strain relationship7.5 积累蠕变应变增量单个循环内积累的蠕变应变增量Δεc 可通过数值计算或其他方法得出,也可由材料应变应力关系或曲线当应力为等效蠕变应力σc ,按式(35)计算得到.温度取循环中最高金属温度,时间取循环中超过蠕变起始温度的累计运行时间.等效蠕变应力σc 按下式计算:σc =Zσy (35)式中:σy 为材料屈服强度;Z 由图6曲线确定.在图6中:x =σL +σb Kt max 1σy ;y =(σR )max σy;图6 系数Z 与x ,y 的关系曲线Fig.6 Parameter Z vs.x and yK t =1.25;σL 为一次薄膜应力强度;σb 为一次弯曲应力强度;σR 为二次应力强度范围.8 蠕变寿命8.1 材料的持久强度[5,6]常用材料的持久强度设计曲线示于图7.8.2 允许运行时间超过蠕变起始温度下允许运行时间T j 可按如下步骤计算: (1)根据设计疲劳总应变εt 和金属持续运行温度,由材料等时应变应力曲线求出初始应力σ0.(2)按金属持续运行温度由材料应变应力关系或曲线求出单轴松弛应力 σr .(3)按下式计算多轴松弛应力σr :σr =σ0-0.8G (σ0- σr )(36) 在式(36)中,极值点处最小多轴因子G 按下式计算:G =minσ1-0.5(σ2+σ3)σ1-0.3(σ2+σ3)min,1.0(37) (4)按下式计算蠕变计算应力σj :σj =max (σr ,σc )(38) (5)根据蠕变计算应力σj ,由图7所示材料持久强度设计曲线,确定蠕变断裂时间T d .(6)将超过蠕变起始温度下运行的时间分成若干段Δt ji (i =1,…,n ),在每段中,允许超过蠕变起始温度下运行时间取为常数T ji ,使得在该时间段中T ji 接近且不大于T d .允许运行时间T j 按下式计算:T j =Δt j ∑ni =1Δt jiT ji(39)式中:n 为设计预期单个工况超过蠕变起始温度的温度分段数.・314・ 第5期李立人,等:锅炉受压元件的高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法(a ) 12Cr1MoV(b ) 214Cr1Mo(c ) 9Cr1MoV图7 常用材料的持久强度设计曲线Fig.7 Permanent strengt h design curve of general material8.3 蠕变损伤根据单个循环工况的设计预期蠕变运行时间Δt j 和时间分段Δt ji (i =1,…,n ),单个循环蠕变损伤D c j 按下式计算:D c j =∑ni =1ΔtjiTji(40) 总累计蠕变寿命损伤D c 按下式计算:D c =∑mjD c j(41)9 疲劳寿命9.1 疲劳寿命的设计曲线常用材料疲劳寿命的设计曲线示于图8.(a ) 12Cr1MoV(b ) 214Cr1Mo (c ) 9Cr1MoV图8 常用材料的疲劳寿命设计曲线Fig.8 Fatigue life design curve of general material9.2 允许累计疲劳循环次数按式(18)计算得到设计疲劳总应变范围εt ,根据应变幅,通过材料疲劳寿命设计曲线,即可得到单个工况的允许疲劳循环次数N j .9.3 疲劳损伤根据设计单个循环工况预期疲劳循环数n j 和允许疲劳循环次数N j ,单个循环疲劳损伤率D f j 按下式计算:D f j =n j N j(42) 总累计蠕变寿命损伤率D f 按下式计算:D f =∑mjD f j(43)・414・ 动 力 工 程 第29卷 10 计算实例计算实例为超临界锅炉再热器鼓型三通,材料为12Cr1MoV ,其结构示于图9,主要设计参数和结构尺寸示于表3.图9 三通结构尺寸(单位:mm )Fig.9 Structural dimension of t he tee (unit :mm )表3 主要设计参数和结构尺寸T ab.3 Main design p arameters and structural dimensions 名称数值工作压力/MPa 4.30工作温度/℃495支管外径/mm 660主管外径/mm 559相贯处最小壁厚/mm 21.9支管壁厚/mm 26主管最小壁厚/mm4010.1 材料的物理性能三通材料12Cr1MoV 的物理性能参数见表4.10.2 工况和应力本计算案例的设计工况和各设计工况的工作参数示于表5. 三通的内压应力和热应力通过有限元计算获得,三通的最大内压应力发生在纵向截面内转角(肩部)处,最大应力为249.3M Pa ;三通内压应力指数表4 12C r1MoV 材料的物理性能T ab.4 Physical characteristics of m aterial 12C r1MoV温度/℃20100200300400500密度/(kg ・m -3)785078507850785078507850比定压热容/(kJ ・kg -1・℃-1)0.460.500.500.540.630.71导热系数/(W ・m -1・℃-1)35.635.635.635.233.532.2线膨胀系数/×106℃-110.0811.3012.1813.3013.70弹性模量/×10-5MPa 2.06 2.062.031.98 1.90 1.79许用应力/MPa163152135118表5 计算工况的主要参数T ab.5 Main p arameters for calculating conditions工况设计循环次数蠕变时间/h 最高压力/MPa 最高温度/℃最低压力/MPa 最低温度/℃温速/(K ・min -1)冷态启动210400 4.304950.0203温态启动120053 4.30495 1.02003热态启动45009 4.30495 2.03003负荷变动120002 4.30495 3.04003水压试验106.45200.020(肩部应力与主管应力之比)为:K 1p =7.25;K 2p =4.43;K 3p =-0.13.三通肩部被视为元件寿命的考核点. 当锅炉持续升(降)温时,受压元件径向温差与壁厚有关,壁厚越厚温差越大.当升温速度为3K/min 时,三通考核点处(肩部)的径向温差引起的热应力指数(肩部应力与主管应力之比)为:K 1tr =1.08;K 2tr =0.8;K 3tr =0.0.10.3 疲劳寿命的损伤结果表5各设计工况对应的疲劳应变范围εt 和疲劳损伤结果示于表6.・514・ 第5期李立人,等:锅炉受压元件的高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法表6 蠕变疲劳寿命的计算结果T ab.6 C alculated results of the creep 2fatigue life 工况应变范围εt允许循环次数设计循环次数疲劳寿命损伤冷态启动 2.57396×10-328882100.0727温态启动 1.33671×10-38380012000.0143热态启动8.45215×10-41000000045000.0005负荷变动 4.66726×10-410000*********.0012水压试验 1.60757×10-320200100.0005累计0.089210.4 蠕变寿命的计算表5各设计工况(水压试验除外)对应的蠕变寿命损伤结果示于表7.表7 蠕变寿命的计算结果T ab.7 C alculated results of the creep life工况设计次数蠕变时间/h初始应力σ0/MPa允许时间/h损伤冷态启动210400149.08556720.0980温态启动120053144.58587000.0732热态启动45009143.68566990.0490负荷变动120002133.08590440.0244累计0.244610.5 总寿命损伤判定由疲劳寿命计算得到疲劳累计损伤D f =∑mjD f j =0.0892,由蠕变寿命计算得到蠕变累计损伤D c =∑mjD c j =0.2446.在图2蠕变2疲劳损伤评定曲线中,计算点(0.0892,0.2446)在曲线D 的下方,蠕变2疲劳损伤评定结果示于图10,故本三通部件在上述工况运行下能满足累计损伤安全准则.11 结 论本设计计算方法建立在线弹性应力分析理论的基础上,并参照了美国ASM E 等国际先进标准,是对我国锅炉制造行业长期积累的高温受压元件寿命设计计算经验和方法的归纳总结. 本设计计算方法提供了常用锅炉材料的高温蠕变2疲劳寿命计算的设计值及曲线、典型元件的应力 图10 蠕变2疲劳损伤评定结果Fig.10 Assessed result s of creep 2fatigue damage集中系数和高温蠕变2疲劳寿命设计计算方法,可供水管锅炉高温受压元件寿命设计使用,也可作为在役元件的高温蠕变及高温蠕变2疲劳寿命计算的借鉴.参考文献:[1] ASM E.Boiler and pressure vessel code ,section Ⅲdivision1subsection N H :class 1components in elevated temperature service[S].USA :ASM E ,2004.[2] European Committee for Standardization.Water 2tubeboiler and auxiliary installations 2part4:in 2service boiler life expectancy calculations EN 1295224:2000[S ].Britain :CEN National Member ,2000.[3] 史平洋,李立人,盛建国,等.电站锅炉高温受压元件蠕变和低周疲劳寿命损伤计算及在线监测[J ].动力工程,2007,27(3):4632468,472.[4] ZUCCA S ,BO T TO D ,GOL A M M.Faster on 2linecalculation of thermal stresses by time integration[J ].I nternational Journal of Pressure V essels and Piping ,2004,81(5):3932399.[5] WOODFORD D A ,SWINDEMANRW.Creepstrength evaluation of serviced and rejuvenated T91using the stress relaxation method [C ]//Proceeding from the Fourth I nternational Conference on Advances in Materials T echnology for Fossil Pow er Plants.Hilton Head Island ,South Carolina :ASM International ,2004.[6] Institution of Mechanical Engineers.Hightemperature design data for ferritic pressure vessel steels [M ].London :MechanicalEngineeringPublications L td.,1988.・614・ 动 力 工 程 第29卷 。
10MW高温气冷堆蒸汽安全阀全性能试验
第38卷第5期原子能科学技术Vol.38,No.5 2004年9月Atomic Energy Science and Technology Sep.200410MW 高温气冷堆蒸汽安全阀全性能试验吴莘馨,厉日竹(清华大学核能与新能源技术研究院,北京 100084)摘要:文章介绍10MW 高温气冷堆(HTR 210)二回路超压保护系统中的核二级蒸汽安全阀的设计要求、结构特点及性能要求,并对其性能进行了实验验证。
实验结果表明:蒸汽安全阀的性能满足设计要求,达到了核规范的标准。
关键词:高温气冷堆;核级安全阀;全性能试验中图分类号:TL353.11 文献标识码:A 文章编号:100026931(2004)0520391204Full Performance T est of the Steam Safety V alves for10MW High T emperature G as 2cooled R eactorWU Xin 2xin ,L I Ri 2zhu(Institute of N uclear and New Energy Technology ,Tsinghua U niversity ,Beijing 100084,China )Abstract : The design requirements and structural peculiarity as well as performance require 2ments of the steam safety valves which are nuclear safety class 2component installed in the over 2pressure protection system of the second loop of 10MW High Temperature G as 2cooled Reactor (HTR 210)are introduced.The demonstration test for full performance of the steam safety valves was carried out in special test system.The test results show that the perfor 2mance of the steam safety valves can meet the design requirement and relevant nuclear code.K ey w ords :High Temperature G as 2cooled Reactor ;nuclear class safety valve ;full perfor 2mance test收稿日期:2003210209;修回日期:2003212205基金项目:国家“863”计划资助项目(8632614202)作者简介:吴莘馨(1961-),女,安徽肥东人,副教授,硕士,核科学与工程专业 10MW 高温气冷堆HTR 210二回路超压保护系统中安装了2台核二级蒸汽安全阀。
高温高压条件下的材料疲劳行为研究
高温高压条件下的材料疲劳行为研究引言高温高压环境是许多工业过程中常见的条件，对材料性能和寿命带来了极大的挑战。
疲劳行为指的是材料在承受周期性应力加载后出现的失效现象。
了解材料在高温高压条件下的疲劳行为对于提高材料的可靠性和延长使用寿命具有重要意义。
本文将介绍高温高压条件下材料疲劳行为研究的相关内容。
第一章材料疲劳行为材料的疲劳行为是指在交变应力作用下，材料发生的循环应变引起的损伤和破坏。
疲劳行为是材料工程中的一个重要研究方向，研究的内容主要包括疲劳寿命、疲劳裂纹扩展速率、疲劳寿命曲线等。
在高温高压条件下，由于温度和压力的影响，材料的疲劳行为可能表现出与常温常压条件下不同的特点。
第二章高温高压条件下的材料疲劳行为实验方法高温高压条件下的材料疲劳行为研究需要特定的实验方法。
常用的实验方法包括高温高压旋转弯曲疲劳实验、高温高压拉伸疲劳实验、高温高压循环角度振幅疲劳实验等。
这些实验方法能够模拟实际工作条件下材料所承受的应力状态，从而更准确地评估材料在高温高压环境下的疲劳性能。
第三章材料疲劳机理研究高温高压条件下的材料疲劳机理是进行疲劳行为研究的关键。
材料疲劳破坏的机理包括裂纹萌生、裂纹扩展和最终破裂等过程。
高温高压环境下，材料的疲劳机理可能会受到温度和压力的影响发生变化。
通过研究材料的疲劳机理，可以深入了解材料在高温高压条件下的疲劳行为规律，并优化材料的设计和使用。
第四章高温高压条件下的材料疲劳寿命预测高温高压条件下的材料疲劳寿命预测是应用研究的一个重要方向。
通过建立适合高温高压条件下的材料疲劳寿命预测模型，可以评估材料在特定工作条件下的使用寿命，指导材料选择和使用。
常用的材料疲劳寿命预测方法包括传统的S-N曲线法和基于损伤机制的寿命预测法等。
结论高温高压条件下的材料疲劳行为具有较高的专业性和挑战性。
研究该领域对于理解材料的疲劳行为规律、提高材料性能并延长使用寿命具有重要意义。
通过实验方法的选择和疲劳机理的深入研究，可以更好地理解材料在高温高压条件下的疲劳行为，并通过寿命预测为工程应用提供指导。
高温气冷堆技术研究
高温气冷堆技术研究一、综述高温气冷堆（High Temperature Gas-Cooled Reactor，HTGR）是一种基于氦气作为冷却剂，球形燃料颗粒构成燃料元件，使用含有放射性210Pb和226Ra的天然矿石球团体作为反应堆壳的中子反射层的一种核反应堆。
由于其独特的设计和系统性能，HTGR 已经成为当前核电技术研究的热点之一，具有开发和推广的潜力。
本文将在深入分析HTGR技术原理的基础上，对不同类型的HTGR技术进行研究论述和探讨。
二、技术原理1.堆芯设计HTGR堆芯设计一般采用球形燃料颗粒构成燃料元件，燃料颗粒由内而外分布不同结构，包括燃料核心、内降温层、内热输出层、外降温层和外热输出层五个部分。
燃料元件都串联在控制棒组、反应堆内壳、中子反射层和球壳之间，构成了HTGR的正常燃料链。
2.冷却剂拥堵特性HTGR使用氦气作为冷却剂，其特性是高热传导、惰性和透明，对于核燃料具有优异的散热性和防护性能，在HTGR的设计和控制中发挥了重要的作用。
HTGR 氦气冷却系统的主要功能是通过散热管式燃料元件的外壳和头部将热量传递到冷却剂中，而氦气冷却通过各种机制保证在一定范围内的温度水平来有效地控制燃料和减轻设备运行过程中的冷却剂拥堵。
3.安全特性HTGR对安全性的关注已经在其设计和应用阶段中进行了鉴定和评价。
HTGR通过基础防线和二次防线两种符合原则和目的的安全机制来保证其安全性能。
基础防线工作原理是在堆芯内部设计足够的容量来保证对堆芯内部故障的快速响应和封堵，而二次防线的目的是在基础防线封闭之前保证超额保护能力。
三、技术类型1.复合型复合型气冷堆用于煤制气合成，采用下列动力学模拟方法，在反应器水平开堆模式下，达到化学品的高度稳定的水平：1) 分层模拟：通过解决运动方程和固定基本参数来进行模拟。
2) 长程热效应模拟：通过区分化学反应机理，通过 MATLAB 来进行模拟。
3) 质量传递模拟：通过分析气固反应的动力学过程，来达到气体的质量传递。
高温气冷堆电站简介解析
应急柴油发电机组参数要求
AC380V 800kW 1000kVA 1E级、QA1、C类质量鉴定程序 寿期：40年 应急起动时间要求：
确认母线失电后，机组第一次应急自起动恢 复供电的时间〈20S，并应具有连续自起动三 次成功投入的能力，母线上的负荷按照带载 程序投入。手动完成机组起动和加载的时间 不大于60分钟。
2009.5
2011.2 2010.8
主厂房封顶
压力容器到场
2012.12
2012.4 首次装料
主回路试压
100小时满 功率发电
2007.8
2008.3
2007.12
浇注第一罐混凝土
初步设计
可研核准 审查通过
压力容器采购 合同签订
高温堆项目建设周期线
19
二. HTR-PM应急电力系统方案
HTR-PM应急电力系统图
80升 30MPa 氧气 瓶8个
包容体泄放管
26
HTR-PM柴油发电机房
27
HTR-10柴油发电机房
28
三. 需要协助的问题
机组的基本参数
机组的基本参数：一周内
机组电气性能数据 柴油机的机械数据 发电机的短路计算数据 尺寸、重量：机组及辅助设备 噪音及振动数据
设备报价及加工周期
11
1.3 高温气冷堆应用前景
高温气冷堆受到广泛关注
布什能源政策报告认为(p5-16)：“先 进反应堆技术为改进核能安全提供了 新的前景。例如，作为先进反应堆类 型的球床气冷反应堆具有固有的安全 特性。工业界对这种类型和其它的先 进反应堆设计具有兴趣。”
12
1.4 高温气冷堆发展
HTR-10高温气冷实验堆
23
应急柴油发电机组设备要求
高温气冷堆实习报告[1]
![高温气冷堆实习报告[1]](https://img.taocdn.com/s3/m/f04a0006c1c708a1284a44f8.png)
高温堆相关技术及安全性摘要：以清华大学核研院10MW高温气冷堆为基础，简要地介绍高温堆的应用及其安全性，高温堆的使用现状及其应用前景等。
经过科学的分析和大量的实验经验验证了：高温气冷堆较其他堆型是具有较强竞争力的。
关键词：高温堆安全性一、高温堆的的简介高温气冷堆是采用耐高温的陶瓷型涂敷颗粒燃料、用化学惰性和热工性能良好的氦作冷却剂、用耐高温的石墨作慢化剂和结构材料、冷却剂出口温度可达750~950 ℃的核反应堆，甚至更高。
高温气冷堆具有热效率高（40%~41%），燃耗深（最大高达20MWd/t铀），转换比高（0.7~0.8）等优点。
由于氦气化学稳定性好，传热性能好，而且诱生放射性小，停堆后能将余热安全带出，安全性能好。
其核燃料一般采用高浓二氧化铀，亦有采用低浓二氧化铀的。
根据堆芯形状，高温气冷堆分球床高温气冷堆和棱柱状高温气冷堆。
人们通常把五、六十年代建造的验证性核电站称为第一代；70、80年代标准化、系列化、批量建设的核电站称为第二代；第三代是指90年代开发研究成熟的先进轻水堆；第四代核电技术是指待开发的核电技术，其主要特征是防止核扩散，具有更好的经济性，安全性高和废物产生量少。
第四代核反应堆的六个构型中，就有高温气冷堆，这是一个很有前途的方案，现行的高温气冷堆有两个流派：石墨球床和柱状燃料的，前者的使用者是中国和南非，后者是美、俄和日本喜欢的，这里着重说一下我国的石墨球床堆电厂的技术特点。
石墨球床堆也叫卵石堆，最早是德国在本世纪60年代建成了原理堆，由于技术和需求的限制，30年没有大的发展，直到上个世纪90年代，国际能源危机的压力日趋严重，南非和中国先后开始了对这一技术的现代化研究和实用化探索，分别是南非国营电力设计的PBMR(400MW热功率)和中国原子能技术研究院设计的HTR-PM(460MW)。
两者的设计都已经基本完成，其间中国完成了清华大学10Mw原理堆(HTR-10)的建造和运行工作，HTR-10已经并网多时了。
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书山有路勤为径，学海无涯苦作舟
高温气冷堆主蒸汽隔离阀高温蠕变疲劳特性研究
主蒸汽隔离阀是高温气冷堆二回路的关键设备，其结构完整性对反应堆的安全至关重要。
根据ASME 锅炉与压力容器规范第
1、引言主蒸汽隔离阀是高温气冷堆二回路的关键设备，由阀体、阀盖、阀杆、阀座、填料箱、填料压板、支架、电动装置等组成。
主蒸汽隔离阀应力分析满足的规范等级为ASME 锅炉与压力容器规范第
2、高温部件使用限制及评价准则根据NH-3220 确定高温部件的应力限值;此外，还需要根据NH 分卷的附录T 进行高温部件变形和应变限制评定以及蠕变-疲劳评定。
2.1、高温部件应力限值
根据NH 分卷，高温下的A 级应力限值为：
式中，Pm 为一次总体薄膜应力;PL 为一次局部薄膜应力;Pb 为一次弯曲应力;Sm 为与时间无关的应力强度限值;St 为与温度和时间有关的应力强度限值;Kt 为考虑弯曲应力蠕变衰减的因子Smt 为总体一次薄膜应力的许用强度，是Sm 和St 的最小值。
2.2、高温部件的变形和应变限制
在预计经受高温的区域内，最大累积非弹性应变应满足下列要求：①沿厚度平均的应变不超过1%;②应变沿厚度等效线性分布引起的表面应变不超过2%;③在任何点的局部应变不超过5%。
2.3、高温部件的蠕变-疲劳评定
对于可接受的设计，累积蠕变和疲劳损伤应满足如下关系式：
(2) 式中，D 为总的允许的蠕变-疲劳损伤值;p 为循环类型的数目;n 为循环。