陳時(shí)健，談建平，付 佳，龍?jiān)骑w，王 磊，于新海，汝 強(qiáng)

（1.中核蘇閥科技實(shí)業(yè)股份有限公司，江蘇蘇州 215129；2 華東理工大學(xué) 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200237；3.華東理工大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237）

0 引言

隨著第四代核電技術(shù)研發(fā)與工程應(yīng)用的需求，閥門的可靠性面臨著更為嚴(yán)苛的極端工況以及更高服役溫度的考驗(yàn)［1-5］。

數(shù)值模擬仿真技術(shù)的快速發(fā)展有力地推動(dòng)了閥門高溫可靠性設(shè)計(jì)的技術(shù)進(jìn)步。例如，楊承帥等［6］通過(guò)理論計(jì)算與有限元模擬相結(jié)合的方式獲得了高溫?fù)胶祥y的溫度場(chǎng)分布。余航等［7］通過(guò)有限元數(shù)值模擬的方法，對(duì)止回閥的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)以及變形情況進(jìn)行模擬分析。ZHANG 等［8］通過(guò)單向耦合數(shù)值模擬的方法，研究了泄壓閥在機(jī)械載荷、溫度載荷及其組合載荷下的應(yīng)力分布，并指出溫度載荷遠(yuǎn)高于機(jī)械載荷對(duì)減壓閥應(yīng)力大小的影響。費(fèi)揚(yáng)等［9］采用有限元軟件對(duì)高溫、高壓減壓閥閥體進(jìn)行了溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析，發(fā)現(xiàn)機(jī)械載荷產(chǎn)生的壓應(yīng)力與溫度載荷產(chǎn)生的熱應(yīng)力共同作用時(shí)有相互抵消的效果，緩解了應(yīng)力集中現(xiàn)象。在高溫閥門的強(qiáng)度校核中，蠕變是需要重點(diǎn)考慮的問(wèn)題。MAREK 等［10］分析了高溫蒸汽閥門在機(jī)械載荷與溫度載荷共同作用下的應(yīng)力場(chǎng)分布，發(fā)現(xiàn)閥門的蠕變變形主要取決于機(jī)械載荷。吳穹［11］基于蠕變本構(gòu)方程對(duì)汽輪機(jī)中壓閥門進(jìn)行了高溫蠕變分析和強(qiáng)度校核。

第四代核電高溫閥門的結(jié)構(gòu)完整性研究目前尚缺乏。鑒于此，本文建立了第四代核電某新型高溫調(diào)節(jié)閥的有限元模型，進(jìn)行了熱力耦合計(jì)算，在分析ASME NB 和NH 分卷中的熱力學(xué)強(qiáng)度評(píng)定方法的基礎(chǔ)上對(duì)調(diào)節(jié)閥進(jìn)行了強(qiáng)度評(píng)定，將熱力耦合的結(jié)果和ANSYS 軟件的creep 子模塊結(jié)合進(jìn)行了調(diào)節(jié)閥閥體的蠕變計(jì)算與校核，通過(guò)閥體結(jié)構(gòu)材料蠕變性能測(cè)試試驗(yàn)和相關(guān)閥門的實(shí)際服役結(jié)果驗(yàn)證了蠕變計(jì)算結(jié)果的正確性。

1 應(yīng)力強(qiáng)度準(zhǔn)則分析

在ASME、RCC-MR 以及R5 規(guī)范中對(duì)高溫部件的評(píng)定方法已有較多的規(guī)定，本文結(jié)合國(guó)內(nèi)外學(xué)者［12-20］對(duì)標(biāo)準(zhǔn)的研究對(duì)比分析了ASME NB 和NH 分卷，見表1。

表1 熱力學(xué)分析強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)歸納Tab.1 Induction of strength evaluation standards for thermodynamic analysis

2 有限元模型

調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)如圖1 所示，主要由閥體、閥芯、閥蓋、閥桿、導(dǎo)向套等組成，由于執(zhí)行機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，而且對(duì)閥門的應(yīng)力影響微弱［9］，故在模型中去除了執(zhí)行機(jī)構(gòu)。此外，為盡可能地使模擬分析接近實(shí)際情況，設(shè)計(jì)了一段外接管道用來(lái)添加位移約束，避免固定約束造成應(yīng)力集中。

圖1 調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural diagram of regulating valve

采用SolidWorks 軟件建立調(diào)節(jié)閥的三維實(shí)體模型，簡(jiǎn)化圓角、倒角等對(duì)計(jì)算結(jié)果影響微弱的結(jié)構(gòu)。由于調(diào)節(jié)閥的結(jié)構(gòu)和約束條件是對(duì)稱的，為了節(jié)省計(jì)算資源，對(duì)該調(diào)節(jié)閥的結(jié)構(gòu)進(jìn)行鏡像處理［21］。

有限元模型采用SOLID187 結(jié)構(gòu)實(shí)體單元和TARGE170、CONTA174 接觸單元進(jìn)行結(jié)構(gòu)離散化。模型網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析結(jié)果如圖2 所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為565 351 時(shí)，調(diào)節(jié)閥的熱應(yīng)力最大值穩(wěn)定在240 MPa。所以隨后的計(jì)算模型網(wǎng)格數(shù)選擇為565 351，此時(shí)的網(wǎng)格質(zhì)量為0.81，調(diào)節(jié)閥的局部網(wǎng)格如圖3 所示。

圖2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析Fig.2 Grid independence analysis

圖3 調(diào)節(jié)閥局部網(wǎng)格Fig.3 Local grids of regulating valve

調(diào)節(jié)閥設(shè)計(jì)內(nèi)壓為2.5 MPa，設(shè)計(jì)溫度為550 ℃，閥門的主體材料為316H，閥桿材料為718，設(shè)計(jì)溫度下材料的相關(guān)物性和力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 550 ℃下調(diào)節(jié)閥主要材料參數(shù)Tab.2 Material property parameters of regulating valve at 550 ℃

3 熱力耦合計(jì)算

物體間熱量傳遞的形式有熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和熱輻射，其中熱輻射對(duì)閥門的影響較?。?2］。閥門熱力耦合的求解方法有順序耦合法和直接耦合法［23］。本文采用順序耦合法，即進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析得出溫度場(chǎng)，將機(jī)械載荷施加到生成的溫度場(chǎng)中，在熱應(yīng)力和機(jī)械載荷產(chǎn)生的應(yīng)力的共同作用下進(jìn)行熱力耦合計(jì)算。

3.1 邊界條件

3.1.1 溫度場(chǎng)計(jì)算邊界條件

（1）將閥門內(nèi)介質(zhì)流過(guò)的區(qū)域表面溫度設(shè)置為550 ℃；

（2）閥體以及閥蓋外表面有保溫層，保溫層空氣對(duì)流系數(shù)設(shè)置為1 W/（m2·K），無(wú)保溫位置設(shè)置為10 W/（m2·K）；

（3）閥門對(duì)環(huán)境輻射較小，無(wú)保溫位置熱輻射發(fā)射率為0.2。

3.1.2 應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算邊界條件

（1）入口及介質(zhì)流過(guò)區(qū)域施加內(nèi)壓為2.5 MPa；

（2）閥體出口端施加扭矩，大小為78 901 N·m；

（3）管道入口面限制X 方向位移為0，管道截面限制Y 方向位移為0，閥體底部限制Z 方向位移為0；

（4）閥芯與導(dǎo)向套的接觸方式為無(wú)摩擦接觸，閥蓋與壓環(huán)的接觸方式為有摩擦接觸，摩擦因數(shù)為0.2。

3.2 結(jié)果與討論

調(diào)節(jié)閥的溫度以及熱應(yīng)力分布如圖4 所示。

圖4 閥門的溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)Fig.4 Temperature field and thermal stress field of the valve

從圖可知，閥蓋與法蘭連接處溫度從550 ℃降低至320 ℃，此處較大的溫度梯度造成顯著的熱應(yīng)力，其最大值為234 MPa，其他位置熱應(yīng)力較小。

機(jī)械載荷作用下的調(diào)節(jié)閥機(jī)械應(yīng)力分布如圖5 所示，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在閥體出口處，應(yīng)力值為116 MPa，而閥蓋與法蘭連接處應(yīng)力很小。對(duì)應(yīng)力最大值位置進(jìn)行了應(yīng)力線性化分析，一次薄膜應(yīng)力Pm值為45.3 MPa，一次局部薄膜及彎曲應(yīng)力Pl+Pb值為82.8 MPa。

圖5 閥門的機(jī)械應(yīng)力場(chǎng)云圖及其線性化Fig.5 Cloud map of mechanical stress field and its linearization of valve

閥門熱應(yīng)力與機(jī)械應(yīng)力共同作用下的耦合應(yīng)力分布如圖6 所示，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在閥蓋與法蘭連接處，最大值為236 MPa。在應(yīng)力最大值位置進(jìn)行應(yīng)力線性化，一次加二次薄膜及彎曲應(yīng)力Pl+Pb+Q 值為185.4 MPa。

圖6 閥門的耦合應(yīng)力場(chǎng)云圖及其線性化Fig.6 Cloud map of coupled stress field and its linearization of valve

閥體的耦合應(yīng)力分布如圖7 所示，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在閥體出口處，最大值為101 MPa，與圖4進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)耦合后的應(yīng)力值最大值降低，熱應(yīng)力與機(jī)械應(yīng)力在此處產(chǎn)生了應(yīng)力抵消。

圖7 閥體的耦合應(yīng)力場(chǎng)云圖及其線性化Fig.7 Cloud map of coupled stress field and its linearization of valve body

閥體不僅長(zhǎng)時(shí)間處于高溫環(huán)境中，還受到機(jī)械載荷的長(zhǎng)期作用，不可忽略蠕變的影響，因此對(duì)閥體應(yīng)力最大值位置進(jìn)行應(yīng)力線性化，薄膜及彎曲應(yīng)力值為79.4 MPa。

3.3 熱力學(xué)強(qiáng)度評(píng)定

調(diào)節(jié)閥、閥體應(yīng)力強(qiáng)度具體評(píng)定過(guò)程見表3和表4。

表3 調(diào)節(jié)閥應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定Tab.3 Stress intensity evaluation of regulating valve

表4 閥體應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定Tab.4 Stress intensity evaluation of valve body

常溫下，調(diào)節(jié)閥在機(jī)械載荷作用下產(chǎn)生的應(yīng)力分布可采用ASME NB 分卷中對(duì)設(shè)計(jì)工況的應(yīng)力最大值進(jìn)行校核評(píng)定。高溫下，調(diào)節(jié)閥在機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力的共同作用下產(chǎn)生耦合的應(yīng)力分布，除閥體外均不考慮蠕變影響，采用ASME NB分卷中A 級(jí)工況評(píng)價(jià)方法對(duì)應(yīng)力最大值進(jìn)行分析評(píng)定。閥體耦合應(yīng)力強(qiáng)度采用ASME-NH 分卷中A 級(jí)工況評(píng)價(jià)方法進(jìn)行校核評(píng)定。

4 蠕變分析

將熱力耦合計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入ANSYS creep 子模塊進(jìn)行蠕變計(jì)算，蠕變計(jì)算包括蠕變應(yīng)力松弛、蠕變應(yīng)變以及蠕變損傷［24］。蠕變應(yīng)力松弛是材料在高溫下產(chǎn)生的一種現(xiàn)象，在初始高應(yīng)力的條件下蠕變應(yīng)力松弛更明顯［25］。

4.1 蠕變本構(gòu)方程的選擇

蠕變本構(gòu)方程目前使用比較廣泛的有Baily、Norton 和Baily-Norton 蠕變本構(gòu)方程［26-28］，本文選用適用于穩(wěn)態(tài)計(jì)算的Norton 蠕變本構(gòu)方程：

4.2 蠕變計(jì)算結(jié)果與討論

在耦合應(yīng)力場(chǎng)下計(jì)算閥體30 萬(wàn)h 的穩(wěn)態(tài)蠕變，結(jié)果如圖8 所示。蠕變應(yīng)力和應(yīng)變主要集中在閥體出口端，初始階段由于彈性變形，應(yīng)力出現(xiàn)上升，隨著彈性變形的減小，閥體開始發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致應(yīng)力松弛，最后最大蠕變應(yīng)力穩(wěn)定在43.9 MPa，30 萬(wàn)h 的蠕變應(yīng)變最大值為0.91%。

圖8 閥體蠕變應(yīng)力及蠕變應(yīng)變?cè)茍DFig.8 Creep stress and creep strain cloud maps of valve body

4.3 蠕變應(yīng)變?cè)u(píng)定

高溫閥門的蠕變變形校核中，蠕變應(yīng)變最大累積非彈性應(yīng)變應(yīng)滿足下列要求：

（1）沿厚度平均的應(yīng)變?chǔ)舖不超過(guò)1%；

（2）應(yīng)變沿厚度等效線性分布引起的表面應(yīng)變?chǔ)舃不超過(guò)2%；

（3）在任何點(diǎn)的局部應(yīng)變?chǔ)舕ocal不超過(guò)5%。

計(jì)算結(jié)果表明，設(shè)計(jì)工況下閥門在550 ℃下持續(xù)服役30 萬(wàn)h 的閥體累積變形量為0.91%，小于εm不超過(guò)1%的條件，滿足非彈性應(yīng)變限值要求。

4.4 蠕變損傷評(píng)定

設(shè)備使用壽命內(nèi)產(chǎn)生蠕變的服役時(shí)間為Δt，由于模擬計(jì)算得出的松弛應(yīng)力為單軸蠕變情況，ASME NH 分卷中將穩(wěn)態(tài)蠕變松弛應(yīng)力Sj除以安全系數(shù)K'（316H 材料的K'=0.67）。以Sj/K'值從NH 分卷中最小應(yīng)力斷裂曲線中獲得許用斷裂時(shí)間Td，計(jì)算出蠕變損傷為Δt/Td，需要滿足式（2）的要求。

式中，Dc為蠕變損傷限制。蠕變損傷評(píng)定結(jié)果見表5。

表5 蠕變損傷評(píng)定Tab.5 Creep damage assessment

5 蠕變性能試驗(yàn)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證316H 不銹鋼的蠕變性能，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試了316H 不銹鋼在550 ℃和不同應(yīng)力作用下所產(chǎn)生的的蠕變應(yīng)變。如圖9 所示，在420，400，380，360，150 MPa 的應(yīng)力作用下，316H不銹鋼展現(xiàn)了不同的蠕變速率。150 MPa 應(yīng)力作用下的316H 不銹鋼幾乎不產(chǎn)生變形。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合出Norton 蠕變本構(gòu)方程參數(shù)與公式（1）所選取C1和C2值基本一致。

圖9 550 ℃和不同應(yīng)力作用下316H 不銹鋼的蠕變應(yīng)變Fig.9 Creep strain of 316H stainless steel at 550 ℃ and under different stresses

結(jié)合美國(guó)Crosby 公司的超超臨界火電機(jī)組過(guò)熱器出口安全閥的實(shí)際服役情況對(duì)本調(diào)節(jié)閥高溫強(qiáng)度可靠性進(jìn)行佐證。該安全閥使用材料為316H、設(shè)計(jì)壓力35.9 MPa、設(shè)計(jì)溫度610 ℃，經(jīng)有限元計(jì)算其在蠕變第二階段的最大蠕變應(yīng)力為89 MPa，該閥門在相關(guān)電廠30 年內(nèi)未發(fā)生高溫強(qiáng)度失效破壞。由于該安全閥蠕變第二階段的最大蠕變應(yīng)力89 MPa 大于本論文調(diào)節(jié)閥的43.9 MPa，溫度也高出60 ℃，所以本文所設(shè)計(jì)的調(diào)節(jié)閥在30 萬(wàn)h 下高溫運(yùn)行是可以保證的。

6 結(jié)論

（1）溫度梯度大是造成第四代核電高溫調(diào)節(jié)閥熱應(yīng)力集中的主要原因。

（2）調(diào)節(jié)閥服役30 萬(wàn)h 時(shí)閥體最大蠕變應(yīng)力值為43.9 MPa，蠕變應(yīng)變值為0.91%，蠕變損傷值為0.1，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)和材料蠕變性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)閥體在30 萬(wàn)h 設(shè)計(jì)壽命下不會(huì)發(fā)生蠕變強(qiáng)度失效。

本文并未對(duì)調(diào)節(jié)閥實(shí)際服役過(guò)程中可能出現(xiàn)的蠕變-疲勞交互作用產(chǎn)生的損傷進(jìn)行分析，有待后續(xù)進(jìn)一步深入研究。