高溫氣冷堆主蒸汽隔離閥高溫蠕變疲勞特性研究

2013-09-03 王海濤清華大學核能與新能源技術研究院

　　主蒸汽隔離閥是高溫氣冷堆二回路的關鍵設備，其結構完整性對反應堆的安全至關重要。根據ASME鍋爐與壓力容器規范第III卷第1冊NH分卷，對主蒸汽隔離閥閥體的高溫蠕變疲勞特性進行研究，分析閥體在高溫、高壓和地震載荷作用下的應力和變形水平，計算閥體關鍵部位的蠕變與疲勞損傷程度，并進一步探索閥體壽命對應力類型和水平的敏感性。結果表明，溫度是影響主蒸汽隔離閥結構完整性的重要因素;高溫蠕變在高溫結構損傷量中占有優勢比重。

1、引言

　　主蒸汽隔離閥是高溫氣冷堆二回路的關鍵設備，由閥體、閥蓋、閥桿、閥座、填料箱、填料壓板、支架、電動裝置等組成。主蒸汽隔離閥應力分析滿足的規范等級為ASME鍋爐與壓力容器規范第III卷第1冊NB分卷或NH分卷。主蒸汽隔離閥的閥體材料為A182M-F91，根據NB-1120和NH-1110的規定，對于材料A182M-F91，低于370℃的部位采用NB分卷進行評價，高于370℃的部位采用NH分卷進行評價。本文根據NH分卷對高溫氣冷堆主蒸汽隔離閥閥體的高溫蠕變疲勞特性進行研究。

2、高溫部件使用限制及評價準則

　　根據NH-3220確定高溫部件的應力限值;此外，還需要根據NH分卷的附錄T進行高溫部件變形和應變限制評定以及蠕變-疲勞評定。

2.1、高溫部件應力限值

　　根據NH分卷，高溫下的A級應力限值為：

　　式中，Pm為一次總體薄膜應力;PL為一次局部薄膜應力;Pb為一次彎曲應力;Sm為與時間無關的應力強度限值;St為與溫度和時間有關的應力強度限值;Kt為考慮彎曲應力蠕變衰減的因子Smt為總體一次薄膜應力的許用強度，是Sm和St的最小值。

2.2、高溫部件的變形和應變限制

　　在預計經受高溫的區域內，最大累積非彈性應變應滿足下列要求：①沿厚度平均的應變不超過1%;②應變沿厚度等效線性分布引起的表面應變不超過2%;③在任何點的局部應變不超過5%。

2.3、高溫部件的蠕變-疲勞評定

　　對于可接受的設計，累積蠕變和疲勞損傷應滿足如下關系式：

(2)

　　式中，D為總的允許的蠕變-疲勞損傷值;p為循環類型的數目;n為循環的重復次數;Nd為設計許用循環次數;q為蠕變損傷計算的時間間隔數;Td為某時間間隔過程中，根據所研究點上的應力水平和最高溫度應力-斷裂曲線確定的持續時間。

　　總蠕變-疲勞損傷不應超過NH分卷中圖T-1420-2給出的蠕變-疲勞損傷包絡線。

3、模型和計算結果

3.1、模型

　　本文選擇保守的載荷組合和應力評價方法進行等效：對主蒸汽隔離閥在設計內壓、設計溫度下的熱應力、自重和安全停堆地震(SSE)載荷共同作用下產生的應力，按照A級使用限值進行保守評價。主蒸汽隔離閥的設計溫度為576℃，設計壓力為15.7MPa;采用等效靜力法施加地震載荷，3個正交方向的SSE載荷取4.5g。

　　使用通用有限元軟件ABAQUS對閥體進行建模。閥體采用四面體有限單元離散，有限元模型見圖1。

圖1 閥體有限元模型

3.2、溫度場結果

　　主蒸汽隔離閥閥體內蒸汽溫度為設計溫度，閥體外設置保溫層。閥體溫度場分布由主蒸汽隔離閥整體的溫度場有限元計算得到，本文給出閥體的溫度場剖面結果(圖2)。由圖2可以看出，閥體各區域的溫度均高于370℃，因此應根據NH分卷進行結構完整性評價。

圖2 閥體溫度場分布

3.3、應力結果

　　在設計溫度、設計內壓、自重和SSE載荷共同作用下閥體剖面的Tresca應力分布見圖3。根據閥體應力集中位置的分布特點，選擇閥體2個正交橫截面，每個面上4個危險應力位置用于應力分解(圖4)。4個位置的應力(即圖4中A1與B1的最大值、A2與B2的最大值、A3與B3的最大值、A4與B4的最大值)分類結果見表1，其中Q和F分別為二次應力和峰值應力。

圖3 閥體Tresca應力分布

圖4 應力分解位置

表1 閥體4個位置的應力

4、結果評價

4.1、應力評價

　　閥體4個位置的應力評價見表2，其中，對方形彎曲截面Kt取1.25。位置1由于處于相對低溫的區域(低于450℃，見圖2)，因此按照450℃進行保守的應力評價，其余3個位置按照576℃進行應力評價。

　　由表2可以看出，在4個選定位置的應力值與許用應力相比均有較大的安全裕度，應力結果滿足規范要求。另外，576℃下的許用應力相比450℃有大幅度的降低，這表明在高溫下，溫度范圍對主蒸汽隔離閥的結構完整性有重要影響。因此，在設計階段，在確保溫度的前提下，有必要盡可能降低主蒸汽隔離閥閥體高應力區域的溫度。

表2 閥體4個位置的應力評價 MPa

4.2、變形和應變限制

　　根據附錄T-1320和T-1710，本節采用彈性分析校核高溫區域的應變限制是否滿足。在設計內壓、設計溫度、自重和SSE載荷作用下，

　　選定閥體4個高應力區域的最大線性化(一次+二次)應力為Smax=143.2MPa(見表1，位置3)。由于Kt=1.25，因此可知：

(3)

　　式中，QR為循環中的二次應力強度;Sy為材料A182M-F91在576℃時的屈服極限(242MPa)。則由上式可知X+Y<1，滿足應變限制滿足要求。

4.3、蠕變-疲勞評定

　　根據附錄T-1433和T-1715，對4個高應力區域進行蠕變-疲勞評定，其中以Pm最大的位置4為例給出詳細評定步驟，其余3個位置直接給出評定結果。根據T-1432(a)，應變范圍Δεmax=2Salt/E，其中Salt為交變應力;取E=170.9 GPa(576℃時)，取該位置的最大Mises應力為73MPa(見表1 的總體應力)，則Salt=73/2，可得：

　　(4) 在有限元計算中已考慮了局部結構的不連續性，因此令K=1且修正最大等效應變范圍Δεmod=Δεmax。按T-1432(e)計算，KΔεmax=0.0427%，3

/E=0.104%。由此可知KΔεmax<3

/E條件滿足，因此Ke=1。根據T-1432(f)計算，KeKΔεmaxE/3

=0.411，并按圖T-1432-3查得K'v=1.0，因此Kv=1.0。由X+Y<1和T-1332可得Z=X=0.215。其中

、Ke、K、K'v、Kv、Z的定義。

　　根據T-1432(g)，將1.25σc=65MPa代入圖T-1800中查得300000h對應蠕變應變增量Δεc=0.0015%。由T-1432(h)中的式(16)計算得到總應變范圍εt=KvΔεmod+KΔεc=0.045%。查圖T-1420-1E得到Nd>1×108次。其中σc、Δεc、εt的定義。因此：