下载文档原格式
ASME规范案例2843中高温分析方法的解读和讨论SHEN Jun;CHEN Zhi-wei;LIU Ying-hua【摘要】2015年9月颁布的ASME规范案例2843,针对按ASMEⅧ-2进行分析的承压部件,给出了高温下多个失效模式的评定方法,其原理和框架基本参照ASMEⅢ-NH,该方法为运行于蠕变温度范围的承压设备设计提供了一条有效途径.通过对ASME规范案例2843中的方法及其与ASMEⅢ-NH的联系和区别进行解读和探讨,为国内工程设计人员更好地理解该规范案例提供参考.【期刊名称】《压力容器》【年(卷),期】2018(035)012【总页数】10页(P47-55,68)【关键词】ASME规范案例2843;蠕变疲劳;蠕变棘轮;分析设计【作者】SHEN Jun;CHEN Zhi-wei;LIU Ying-hua【作者单位】【正文语种】中文【中图分类】TH49;T-6510 引言压力容器分析设计最早源自美国机械工程师协会的ASME Ⅲ《核设施元件建造规则》，该协会于1968年发布ASME Ⅷ-2《压力容器另一规则》。
此后30年，各国纷纷参照ASME Ⅷ-2制定本国的分析设计规范，但总的来说，压力容器分析设计方法与20世纪60年代相比变化并不大。
2007年颁布了重写后的ASME Ⅷ-2[1]，该版本前后制订历时多年，系统总结了近40年来(尤其是近20年来)分析设计方法在基本思想和基本理念方面的重大进展，吸收了诸多压力容器前沿技术，全面引入了数值分析方法和无需应力分类的弹-塑性分析方法。
尽管如此，ASME Ⅷ-2仍然无法完全实现高温下的分析和设计，尤其是蠕变-疲劳分析。
当前ASME Ⅷ-2允许使用弹性分析进行高温下的疲劳设计，但必须符合“基于可比设备经验”的疲劳筛分准则。
在ASME Ⅷ-2全面引进高温分析方法前，基于ASME Ⅷ-2设计的部件，可以借助ASME规范案例2843[2]和ASME规范案例2605[3]来实现蠕变及蠕变-疲劳工况下的分析设计。
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 。
第4章长期高温运行后材料组织和性能的变化室温下材料的组织和性能一般均较稳定，不随使用时间增加而改变。
但在高温下材料的表现与室温下材料的表现不同，材料会发生损伤。
在高温下长期运行后，不论是奥氏体不锈钢还是珠光体钢均会发生两方面性能的劣化：力学性能退化（蠕变、断裂、应力松弛等）和组织变化，金属在高温下还会发生氧化和腐蚀等破坏。
结论：高温下随服役时间的增加，材料性能要改变。
管道材料在高温下长期运行所发生的组织性能变化及损伤形式主要有：(1) 珠光体的球化和碳化物聚集(2) 石墨化(3) 时效和新相的形成(4) 回火脆化(5) 蠕变和蠕变脆化(6) 氢损伤（包括氢腐蚀和氢脆）上述管道材料各种损伤形式，有些在单一的高温环境下就会发生，如球光体球化、石墨化以及时效和形成新相等，有些在高温和介质联合作用下才会产生，如氢损伤等。
由于材料损伤单靠外观检查和无损探伤检查不能有效地发现，因而由材料损伤而引发的事故或管道破坏往往具有突发性。
有鉴于此，对在用压力管道在长期运行下是否发生材料损伤、损伤后的失效形式如何以及预测技术和防范措施的研究，是目前国内外关注的热点。
现行的有效检查方法通常采用理化检查，即进行破坏性试验，如力学性能、化学成分、金相检查、冲击试验以及断裂韧性测试等。
现场金相技术是常用的无损检验方法，可以大致判别管材是否已受到损伤。
4.1珠光体的球化锅炉及压力容器上常用的各种碳素钢及低合金钢大都是珠光体钢。
这种钢的正常组织是由珠光体晶粒与铁素体晶粒组成。
珠光体晶粒中的铁素体及渗碳体是呈薄片状相互间夹的。
片状物的表面积与体积的比值比球状物的表面积与体积的比值大得多，即在同样体积的情况下，片状物比球状物具有更大的表面积。
因此，片状物的表面能也就远比球状物的表面能大。
根据热力学第二定律，具有较大能量的状态有自行向能量较小的状态转变的趋势。
所以，可以认为片状珠光体是一种不稳定的组织，其中的渗碳体有自行转变成球状并聚集成大球团的趋势。
第2部分高温运行设备材料损伤与剩余寿命第1章高温运行设备材料性能要求1.1 高温的定义高温容器及高温管道一般以350℃为界，而高温炉管通常指500℃以上。
例如GB50235-97《工业金属管道工程施工及验收规范》规定，高温（管道工作温度高于250℃）或低温（管道工作温度低于-20℃）管道的螺栓，在试运行时应按规定进行热态或冷态紧固。
又如，GB150-98《钢制压力容器》附录F“钢材高温性能”中给出了钢材在400℃及以上温度10万小时的持久强度值，隐含400℃为高温环境。
而GBJ235-82《工业管道工程施工及验收规范》（金属管道篇）、原中石化公司SH01005-92《工业管道维护检修规范》、原化工部HG25002-91《管道阀门维护检修规范》、原化工部95年颁发的《化工企业压力管道管理规定》和《化工企业压力管道检验规程》等规范(规程)则要求碳素钢370℃以上，合金钢及不锈钢450℃以上，压力管道的类别要提高，这说明对碳素钢370℃是高温界限，而对合金钢及不锈钢450℃才算是高温。
表2-1-1 管道热态紧固、冷态紧固温度（℃）（GB50235-97）说明：250℃和350℃对压力管道来说是两个表示高温的分界值。
1.2 高温装置举例（1）工业领域高温装置举例见表2-1-2。
表2-1-2 高温领域举例（2）石油炼制和石化工业中典型的高温装置表2-1-3和表2-1-4分别为炼油装置和石化装置的高温部位举例。
表2-1-3 炼油装置中高温部位举例表2-1-4 石油化工装置中高温部位举例1.3 高温下对金属材料的基本要求（1）优异的、综合的高温力学性能优良的抗蠕变性能、高温持久强度、良好的高温疲劳性能、适当的高温塑性等（2）在相应的工作环境中具有良好的耐高温腐蚀性能耐高温氧化、耐高温流化、耐高温腐蚀（混合气氛）（3）足够好的冶炼加工等工艺性能复杂形状工件成形，化学成分要求严格。
（4）适宜的经济可行性材料寿命+材料成本+加工成本+部件可更换性+安全可靠性＝选材第2章金属材料的高温力学性能2.1 高温承载金属力学行为特点与常温承载相比，高温承载的金属力学行为具有如下特点（见图2-2-1～2-2-1）。
电站锅炉高温受压元件蠕变和低周疲劳寿命损伤计算和在线监测李立人 ，盛建国，吴祥鹏，史平洋，陈玮（上海发电设备成套设计研究院，上海 200240）摘 要：高温蠕变和低周疲劳是锅炉高温受压元件寿命损伤的主要机理，电站锅炉高温受压元件蠕变和低周疲劳寿命在线监测是提高锅炉安全运行和管理水平的有效途径。
本文给出了电站锅炉高温受压元件蠕变和低周疲劳寿命损伤的计算方法。
扼要介绍了寿命损伤在线监测的技术关键、基本原理、使用范围和实际的应用情况。
关键词：蠕变；蠕变疲劳；寿命损伤；电站锅炉；高温受压元件；在线监测1概 述高温蠕变和低周疲劳是锅炉高温受压元件寿命损伤的两大主要机理，按我国及国际现行锅炉强度计算标准，锅炉高温受压元件的设计使用寿命为10万小时，疲劳寿命主要通过限制元件应力集中和控制壁厚降低热应力来保证。
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，主要高温受压元件设计使用寿命大于20万小时，并需要满足电网调峰等频繁负荷变化要求，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。
为确保锅炉关键高温受压元件的安全运行、提高元件的可靠性，除在设计、制造、检验阶段提高锅炉设计标准外，对锅炉高温受压元件的在役管理和维护也提出了更高要求。
电站锅炉高温受压元件寿命在线监测装置，通过对高温受压元件的工作温度、压力等运行参数的实时监测及在线应力计算，运用有关高温受压元件寿命损伤理论及寿命评估方法，结合有关规范和标准，实现锅炉高温受压元件寿命损伤的在线监测，提高锅炉高温受压元件的管理水平。
电站锅炉高温受压元件寿命在线监测装置能实时监测锅炉运行、记录偶发事故工况，通过对锅炉实时运行参数的归纳处理，随时提供和记录锅炉启停、运行、变负荷等工况中出现的超温超压值。
电站锅炉高温受压元件寿命在线监测装置有助于锅炉高温受压元件的运行监督和事故原因分析，即时给出监测元件的剩余寿命，为实现状态检修提供判断依据，减少停机检修次数，提高设备使用率。
ASME规范案例2605-2的修订解读及算法实现沈鋆;陈志伟;刘应华【摘要】ASME规范案例2605于2008年10月出版,其目的是为了满足炼化行业中加氢工艺设备蠕变疲劳寿命设计的需要.2010年1月第1次修订,即ASME规范案例2605-1,目前,最新的版本为2015年6月第2次修订的ASME规范案例2605-2,这一版修订中有如下重要修改:温度上限由454℃(850°F)提高到了482℃(900下);对上版有误的公式和表格数据及温度单位进行了修正;在蠕变棘轮的校核中引入了弹性分析来代替非弹性分析.将对ASME规范案例2605-2的分析步骤、修订要点和算法实现进行解读和探讨,为国内工程应用和规范修订提供参考.%ASME code case 2605,which was published in October 2008,was aimed to meet the need of the creep fatigue life design of hydrogenation process equipment in the refining industry.This code case was revised for the first time in January 2010,that is,ASME code case 2605-1.The latest version is ASME code case 2605-2 which was revised in June 2015.Some important revisions in the latest version are as follows:raising the highest applicable temperature from 454 ℃ (850 °F) to 482 ℃ (900 °F).Re-vising some incorrect parameters,the temperature units and their corresponding formulas.Providing the elastic analysis instead of inelastic analysis for the creep ratchet checking.The analysis steps of code case 2605-2,the main revisions and the implementation of the algorithm are presented and discussed,which can provide helpful references for domestic engineering application and standard revision.【期刊名称】《压力容器》【年(卷),期】2017(034)012【总页数】6页(P39-44)【关键词】code case 2605;蠕变疲劳;蠕变寿命;ASME Ⅷ-2;分析设计【作者】沈鋆;陈志伟;刘应华【作者单位】清华大学工程力学系,北京100084;全国锅炉压力容器标准化技术委员会,北京100029;清华大学工程力学系,北京100084【正文语种】中文【中图分类】TH49;T-651;TQ050.20 引言石化行业的装置正朝着高参数、大型化的方向发展，越来越多承压设备的载荷条件将会在大范围内进行周期性波动，并服役于高温环境。
