CN112284897A - 核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法 - Google Patents

核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法 Download PDF

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Abstract

本发明公开了一种核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，包括步骤：通过传热管拉伸试验获得传热管材料强度分布数据，并计算传热管材料强度平均值和标准差；对缺陷传热管进行涡流探伤试验获得缺陷尺寸数据，与真实缺陷尺寸对比计算涡流探伤尺寸数据与真实缺陷尺寸之间的关系函数、涡流探伤尺寸测量误差的标准差；建立含缺陷传热管爆破压力预测模型；计算传热管的概率失效压力；给定缺陷传热管的缺陷长度、给定传热管失效压力，计算传热管缺陷的临界深度；根据传热管降质失效的历史数据，计算给定检修周期的临界缺陷深度，并确定堵管准则。本发明可以准确确定是否进行堵管操作。

Description

核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法
技术领域
本发明属于核电站安全部保障技术领域，涉及一种核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法。
背景技术
核电站的安全运行是社会对核电技术发展的基本要求。蒸汽发生器是连接压水堆核电厂一、二回路的关键设备，蒸汽发生器内的数千根传热管是压水堆一、二回路间的主要压力边界(占压力边界总面积50％以上)，也是最薄弱环节。一旦发生传热管破裂，一回路的含辐射冷却剂将漏向二回路，产生核辐射泄漏隐患。传热管是薄壁金属管，其内外表面受水化学环境腐蚀、流致振动磨损等影响常出现缺陷降低其承载能力，因此蒸汽发生器传热管破裂是核电厂主要防范的重大事故之一，应引起高度的重视。
M310核电机组蒸汽发生器的传热管由尺寸为
Figure BDA0002712640380000011
的Inconel690合金制造，该材料具有优异的抗应力腐蚀开裂性能，运行经验表明，M310蒸汽发生器传热管的主要损伤模式是防振条(AVB)与传热管由于流致振动产生的微振磨损。磨损的导致传热管壁厚减薄，传热管破裂风险升高，因此，在核电机组的定期检修中，需对全部蒸发器传热管进行涡流探伤，根据堵管准则判断带伤传热管在下个运行周期中是否能够保持结构完整性，若不能，需对带伤传热管进行堵管操作。
核电机组的利用率随经济活动周期而波动，具体表现为机组并非时刻满负荷发电，时常临停甚至于中长期备用。机组在循环寿期内因为多次临停甚至长期停运，导致蒸汽发生器涡流探伤和维护间隔由36个月增长为最长不超过42个月，现有的蒸汽发生器传热管堵管准则基于国外工程经验和固定的检修周期，不适用于考虑临停后延长的检修周期的检测。
发明内容
本发明要解决的技术问题在于，针对现有技术的缺陷，提供一种准确确定是否进行堵管操作的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法。
本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：
一种核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，包括以下步骤：
S1、传热管拉伸试验：通过传热管拉伸试验，获得传热管材料强度分布数据，并计算得到传热管材料强度平均值和标准差；
S2、传热管涡流探伤试验：对含有缺陷的传热管进行涡流探伤试验，获得传热管的涡流探伤缺陷尺寸数据，与传热管的真实缺陷尺寸进行对比，计算得到涡流探伤缺陷尺寸数据与真实缺陷尺寸之间的关系函数、涡流探伤尺寸测量误差的标准差；
S3、建立含缺陷传热管爆破压力预测模型；
S4、概率失效压力计算：根据步骤S1-S3获得的数据，采用半概率公式计算传热管的概率失效压力；
S5、传热管缺陷的临界尺寸计算：给定缺陷传热管的缺陷长度、给定传热管的失效压力，采用二分法计算传热管缺陷的临界深度；
S6、计算堵管准则：根据传热管降质失效的历史数据，计算给定检修周期的临界缺陷深度，检出缺陷深度≥临界缺陷深度时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度时，设备继续运行。
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S1中，包括以下子步骤：
S11、在传热管的设计温度下测量传热管材料的平均屈服强度Sy和平均抗拉强度Sm；
S12、采用式(1)计算材料强度分布的标准差σm；
Figure BDA0002712640380000031
S13、采用式(2)计算材料流变应力Sf
Sf＝k(Sy+Sm+Zmσm) (2)
其中，k：材料的流变应力系数；Zm：材料强度分布的正态离差。
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S2中，包括以下子步骤：
S21、选择一定数量含缺陷的传热管，采用涡流探伤方法测量这些传热管的缺陷深度；
S22、采用线性函数拟合步骤S21所得涡流探伤结果与缺陷真实深度之间的关系式
α＝AαNDE+B (3)
其中，α：含缺陷传热管的真实缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
αNDE：真实缺陷深度为αi的传热管涡流探伤缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
A，B：待定系数；
S23、用正态分布描述涡流探伤的绝对误差，绝对误差定义为
εNDE＝αNDE-α (4)
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S2中，还包括以下子步骤：
S24、在涡流探伤检测传热管缺陷深度的同时，检测缺陷长度，采用线性函数拟合所得涡流探伤缺陷长度与缺陷真实长度之间的关系式：
lFFS＝ClNDE+D (5)
其中：lFFS：用于进行和于使用评价的缺陷长度，mm；
lNDE：涡流探伤缺陷长度结果，mm；
C，D：待定系数。
S25、用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
αFFS＝AαNDE+B+1.12ZασNDE,α
lFFS＝ClNDE+D+1.12ZlσNDE,l (6)
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
lFFS：合于使用评价中使用的缺陷长度，mm；
Zα：缺陷深度无损检测误差的正态离差；
Zl：缺陷长度无损检测误差的正态离差。
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选若对含缺陷传热管进行爆破试验，所述步骤S3中，包括以下子步骤：
S31、在传热管的设计温度下，进行一系列不同尺寸缺陷传热管的爆破试验和无缺陷传热管的爆破试验，试验结果可表示为[α,l,pb]，其中pb为含缺陷传热管的爆破压力；
S32、对所有试验结果，计算y值
Figure BDA0002712640380000041
其中：
D——传热管外径，mm
t——传热管壁厚，mm
pb0——无缺陷传热管的爆破压力，MPa
以α2为自变量，以y为因变量，采用最小二乘法拟合式(8)中的待定系数c0～c2；
y＝c0+c1α2+c2α4 (8)；
S33、计算流变应力系数k
Figure BDA0002712640380000051
S34、定义预测误差为
Figure BDA0002712640380000052
对所有试验结果[α,l,pb]，采用式(10)计算εp的以及εp的标准差σp
S35、用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure BDA0002712640380000053
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选若不进行传热管爆破试验，所述步骤S3中，包括以下子步骤：
S31’、若不进行传热管爆破试验，用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure BDA0002712640380000061
A1＝-3.8793×10-10L2+1.7543×10-8L-1.7968×10-7
A2＝1.5194×10-8L2-7.2103×10-7L-6.2659×10-6
A3＝2.0812×10-6L2-9.2430×10-5L-3.3094×10-4 (12)
其中
Figure BDA0002712640380000062
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S4中，包括以下子步骤：
S41、根据实际工程需要选择临界失效概率Pf，从标准正态分布
Figure BDA0002712640380000066
中选择Pf对应的正态离差Zc；
S42、若采用式(11)计算爆破压力，执行S43，若采用式(12)～式(13)计算爆破压力，执行S44；
S43、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure BDA0002712640380000063
基于式(14)，采用式(15)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000064
Figure BDA0002712640380000065
S44、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure BDA0002712640380000071
基于式(16)，采用式(17)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000072
Figure BDA0002712640380000073
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S5中，包括以下子步骤：
S51、给定缺陷长度lNDE；
S52、给定传热管的失效压力pc；
S53、令αt＝100％TW，αb＝0％TW；
S54、计算αNDE＝(αt+αb)/2；
S55、根据式(15)或式(17)计算
Figure BDA0002712640380000074
S56、给定收敛容差εerr，若
Figure BDA0002712640380000075
令αb＝αNDE，返回S54；若
Figure BDA0002712640380000076
令αt＝αNDE，返回S54，否则执行S57；
S57、令临界缺陷深度αc＝αNDE。
进一步地，所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法中，优选所述步骤S6中，包括以下子步骤：
S61、根据传热管降质历史数据分析，给定缺陷的年扩展速率Δα和Δl；
S62、给定评定运行周期Δt，计算运行周期末缺陷的长度lEOC；
lEOC＝lNDE+1.2△l×△t (18)
S63、采用S5，计算lEOC对应的临界缺陷深度αc；
S64、计算堵管临界深度[α]
[α]＝αc-1.2△α×△t；
S65、缺陷深度≥临界缺陷深度αc时，进行堵管操作；缺陷深度＜临界缺陷深度αc时，继续设备运行。
本发明具有以下有益效果：
本发明通过传热管拉伸试验、涡流探伤试验、传热管爆破试验等试验结果数据，并根据传热管降质失效的历史数据，计算传热管缺陷的临界深度。本发明基于具体蒸汽发生器的检修历史数据和检修周期判断传热管是否需要堵管操作，可以针对每台的蒸汽发生器的具体服役历史和检修周期给出不同且准确的堵管准则，克服了现有方法既无法应对长周期临停，也难以考虑每台蒸汽发生器的服役状态差异，且过于保守的不足。
附图说明
下面将结合附图及实施例对本发明作进一步说明，附图中：
图1是本发明实施例拉伸试样的结构示意图；
图2是本发明实施例图1拉伸试样进行拉伸试验的应力-应变曲线图；
图3是本发明实施例缺陷传热管的涡流探伤结果示意图；
图4是本发明实施例涡流探伤结果拟合图；
图5是本发明实施例涡流探伤误差分布图；
图6是本发明实施例传热管爆破试验用试样的结构示意图；
图7是本发明实施例传热管爆破试验中待定系数c0～c2的拟合图；
图8是本发明实施例传热管爆破试验中爆破压力预测误差分布图；
具体实施方式
为了对本发明的技术特征、目的和效果有更加清楚的理解，现对照附图详细说明本发明的具体实施方式。
一种核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，包括以下步骤：
S1、传热管拉伸试验：通过传热管拉伸试验，获得传热管材料强度分布数据，并计算得到传热管材料强度平均值和标准差。
具体步骤为：
S11、在传热管设计温度下测量传热管材料的平均屈服强度Sy和平均抗拉强度Sm；
S12、采用式(1)计算材料强度分布的标准差σm；
Figure BDA0002712640380000091
S13、采用式(2)计算材料流变应力Sf
Sf＝k(Sy+Sm+Zmσm) (2)
其中，k：材料的流变应力系数；Zm：材料强度分布的正态离差。
S2、传热管涡流探伤试验：对含有缺陷的传热管进行涡流探伤试验，获得传热管的涡流探伤缺陷尺寸数据，与传热管真实缺陷尺寸进行对比，计算得到涡流探伤尺寸数据与真实缺陷尺寸之间的关系函数、涡流探伤尺寸测量误差的标准差。
具体步骤为：
S21、选择一定数量含缺陷的传热管，采用涡流探伤方法测量这些传热管的缺陷深度；
S22、采用线性函数拟合步骤S21所得涡流探伤结果与缺陷真实深度之间的关系式
α＝AαNDE+B (3)
其中，α：含缺陷传热管的真实缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
αNDE：真实缺陷深度为αi的传热管涡流探伤缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
A，B：待定系数；
S23、用正态分布描述涡流探伤的绝对误差，绝对误差定义为
εNDE＝αNDE-α (4)
用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
αFFS＝AαNDE+B+1.12ZασNDE，α
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度占壁厚的百分数，％TW。
进一步，所述步骤S2中，还包括以下子步骤：
S24、在涡流探伤检测传热管缺陷深度的同时，检测缺陷长度，采用线性函数拟合所得涡流探伤缺陷长度与缺陷真实长度之间的关系式
lFFS＝ClNDE+D (5)
其中：lFFS：用于进行和于使用评价的缺陷长度，mm；
lNDE：涡流探伤缺陷长度结果，mm；
C，D：待定系数；
以及涡流检测对缺陷长度l的标准差σNDE,l；
S25、用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
αFFS＝AαNDE+B+1.12ZασNDE,α
lFFS＝ClNDE+D+1.12ZlσNDE,l (6)
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度，％TW；
lFFS：合于使用评价中使用的缺陷长度，mm；
Zα：缺陷深度无损检测误差的正态离差；
Zl：缺陷深长度无损检测误差的正态离差。
S3、建立含缺陷传热管爆破压力预测模型。
若对含缺陷传热管进行爆破试验，具体步骤如下：
S31、在传热管的设计温度下，进行一系列不同尺寸缺陷传热管的爆破试验和无缺陷传热管的爆破试验，试验结果可表示为[α,l,pb]，其中pb为含缺陷传热管的爆破压力；
S32、对所有试验结果，计算y值
Figure BDA0002712640380000111
其中：
D——传热管外径，mm
t——传热管壁厚，mm
pb0——无缺陷传热管的爆破压力，MPa
以α2为自变量，以y为因变量，采用最小二乘法拟合式(8)中的待定系数c0～c2；
y＝c0+c1α2+c2α4 (8)；
S33、计算流变应力系数k
Figure BDA0002712640380000121
S34、定义预测误差为
Figure BDA0002712640380000122
对所有试验结果[α,l,pb]，采用式(10)计算εp的以及εp的标准差σp
S35、用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure BDA0002712640380000123
若不进行传热管爆破试验，则采用以下步骤：
S31’、用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure BDA0002712640380000124
A1＝-3.8793×10-10L2+1.7543×10-8L-1.7968×10-7
A2＝1.5194×10-8L2-7.2103×10-7L-6.2659×10-6
A3＝2.0812×10-6L2-9.2430×10-5L-3.3094×10-4 (12)
其中
Figure BDA0002712640380000125
S4、概率失效压力计算：根据步骤S1-S3获得的数据，采用半概率公式计算传热管的概率失效压力。
具体步骤如下：
S41、根据实际工程需要选择临界失效概率Pf，从标准正态分布N(0,12)中选择Pf对应的正态离差Zc；
S42、若采用式(11)计算爆破压力，执行S43，若采用式(12)～式(13)计算爆破压力，执行S44；
S43、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure BDA0002712640380000131
基于式(14)，采用式(15)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000132
Figure BDA0002712640380000133
S44、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure BDA0002712640380000134
基于式(16)，采用式(17)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000135
Figure BDA0002712640380000136
S5、传热管缺陷的临界尺寸计算：给定缺陷传热管的缺陷长度、给定传热管失效压力，采用二分法计算传热管缺陷的临界深度。
具体步骤如下：
S51、给定缺陷长度lNDE；
S52、给定传热管的失效压力pc；
S53、令αt＝100％TW，αb＝0％TW；
S54、计算αNDE＝(αt+αb)/2；
S55、根据式(15)或式(17)计算
Figure BDA0002712640380000141
S56、给定收敛容差εerr，若
Figure BDA0002712640380000142
令αb＝αNDE，返回S54；若
Figure BDA0002712640380000143
令αt＝αNDE，返回S54，否则执行S57；
S57、令临界缺陷深度αc＝αNDE。
S6、计算堵管准则：根据传热管降质失效的历史数据，计算给定检修周期的临界缺陷深度，检出缺陷深度≥临界缺陷深度时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度时，继续设备运行。
具体步骤如下：
S61、根据传热管降质历史数据分析，给定缺陷的年扩展速率Δα和Δl；
S62、给定评定运行周期Δt，计算运行周期末缺陷的长度lEOC；
lEOC＝lNDE+1.2△l×△t (18)
S63、采用S5，计算lEOC对应的临界缺陷深度αc；
S64、计算堵管临界深度[α]
[α]＝αc-1.2△α×△t；
S65、缺陷深度≥临界缺陷深度αc时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度αc时，设备继续运行。
为使本发明的目的、技术方案和技术效果更加清楚，下面将以M310蒸汽发生器传热管在防振条处的微振磨损降质检测评价过程为例，结合附图对本发明实施方式作进一步地详细描述。
M310核电机组蒸汽发生器采用尺寸为
Figure BDA0002712640380000152
的Inconel690合金传热管，其设计温度为350℃，防振条厚度为11mm。采用本发明公开的方法，该传热管微振磨损降质的评定过程包括以下步骤：
S1：传热管拉伸试验：通过传热管拉伸试验，获得传热管材料强度分布数据，并计算得到传热管材料强度平均值和标准差。
S11：从核电站备用传热管中提取如图1所示的拉伸试样，在拉伸试验机上进行350℃下的拉伸试验，试验获得的应力应变曲线如图2所示，三个试样在350℃下的平均屈服强度Sy＝239MPa，平均抗拉强度Sm＝570MPa。
S12：计算材料强度分布的标准差σm
Figure BDA0002712640380000151
S13：材料流变应力Sf表示为
Sf＝k(809+Zm×37.08)MPa (21)
其中，k：材料的流变应力系数；Zm：材料强度分布的正态离差。
S2：计算涡流探伤结果与真实缺陷尺寸间的关系式以及涡流探伤尺寸误差的标准差。
S21：由检测公司提供了A～D四种类型的含缺陷传热管涡流探伤数据，缺陷类型中，A型缺陷为环形整圈减薄，B型缺陷为圆形孔，C型缺陷为瓦片形局部减薄，D型缺陷为平面磨损，涡流探伤结果如图3所示。
S22：根据涡流探伤结果，采用线性函数拟合涡流探伤结果与缺陷真实深度之间的关系式，得到如图4所示的拟合结果，拟合结果通过下式表示：
α＝0.995αNDE+0.7069％TW (22)
其中，α：含缺陷传热管的真实缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
αNDE：真实缺陷深度为αi的传热管的涡流探伤结果占壁厚的百分数，％TW；
S23：用正态分布描述涡流探伤的绝对误差，统计所有涡流探伤误差数据，结果如图5所示，得到涡流探伤的标准差σNDE,α＝2.89％TW。
S24：本实施例中，防振条微振磨损缺陷的长度等于防振条的宽度，即l＝11mm，不考虑缺陷长度测量的误差。
S25：用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
Figure BDA0002712640380000161
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度，％TW；
lFFS：合于使用评价中使用的缺陷长度，mm；
S3：建立含缺陷传热管爆破压力预测模型。
为详细说明本发明的效果，本例中执行S31～S36。
S31：在传热管的设计温度350℃下，进行一系列含不同尺寸(深度×长度)缺陷传热管的爆破试验(试样A-01～A-15)和无缺陷传热管爆破试验(试样B-01～B-03)，试样如图6所示，试验结果列于表1。
表1 350℃传热管爆破试验结果
Figure BDA0002712640380000162
Figure BDA0002712640380000171
S32：对所有试验结果，计算y值
Figure BDA0002712640380000172
以α2为自变量，以y为因变量，采用最小二乘法拟合式(8)中的待定系数c0～c2，结果如图7所示，c0＝0.1437，c1＝-0.444，c2＝1.0777。
S33：计算流变应力系数k，将表1中试样B-01～B-03的平均爆破压力pb0＝59.6MPa带入式(9)，即
Figure BDA0002712640380000173
S34：对所有试验结果计算式(10)所表示的预测误差，采用统计方法计算所有εp的标准差σp，统计结果见图8，σp＝2.51MPa。
S35：用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure BDA0002712640380000174
S36：由于本例中采用了S31～35，故不再用式(12)和式(13)计算爆破压力。
S4：计算传热管概率失效压力；
S41：根据实际工程需要选择临界失效概率Pf，从标准正态分布N(0,12)中选择Pf对应的正态离差Zc。本实施例中令临界失效概率Pf＝0.05，即5％失效概率，对应的正态离差Zc＝1.645；
S42：若采用式(11)计算爆破压力，执行S43，若采用式(12)～式(13)计算爆破压力，执行S44。本例中执行S43；
S43：对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure BDA0002712640380000181
基于式(14)，采用式(15)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000182
Figure BDA0002712640380000183
以无损检测结果[40％TW,11mm]为例，不考虑缺陷轴向检测误差，其在失效概率Pf下的爆破压力
Figure BDA0002712640380000184
计算过程如下
Figure BDA0002712640380000191
Figure BDA0002712640380000192
Figure BDA0002712640380000193
Figure BDA0002712640380000194
Figure BDA0002712640380000195
Figure BDA0002712640380000196
Figure BDA0002712640380000197
Figure BDA0002712640380000198
Figure BDA0002712640380000199
Figure BDA00027126403800001910
S5：采用二分法找到缺陷的临界尺寸：给定缺陷传热管的缺陷长度、给定传热管失效压力，采用二分法计算传热管缺陷的临界深度；
S51：给定缺陷长度lNDE，本实施例中lNDE＝11mm；
S52：给定传热管的失效压力pc，该值根据用户需要确定，本实施例中pc＝25.83MPa
S53：令αt＝100％TW，αb＝0％TW
S54：计算αNDE＝(αt+αb)/2
S55：根据式(17)计算
Figure BDA00027126403800001911
S56：给定收敛容差εerr，本例中取εerr＝0.001，若
Figure BDA00027126403800001912
令αb＝αNDE，返回S54；若
Figure BDA00027126403800001913
令αt＝αNDE，返回S54，否则执行S57，S54～S57的迭代过程如下所示：
Figure BDA0002712640380000201
S57：令临界缺陷深度αc＝αNDE，本例中，对于lNDE＝11mm的缺陷，临界深度αc＝63.756％TW。
S6：计算堵管准则：根据传热管降质失效的历史数据，计算给定检修周期的临界缺陷深度，缺陷深度≥临界缺陷深度时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度时，设备继续运行；
S61：给定缺陷的年扩展速率Δα和Δl，该数据应由用户根据传热管降质历史数据分析得到，本例中Δα＝3.5％TW/运行年，Δl＝0％TW/运行年；
S62：给定评定运行周期Δt，本例中取Δt＝2运行年，计算运行周期末缺陷的长度lEOC
lEOC＝lNDE+1.2△l×△t＝11mm (18)
S63：采用S5，计算lEOC对应的临界缺陷深度，结果为αc＝69.4％TW；
S64：计算堵管临界深度[α]，[α]即为堵管准则，当检出缺陷深度超过[α]时应进行堵管。
[α]＝αc-1.2△α×△t＝63.376-1.2×3.5×2＝54.98％TW (19)
因此，本发明基于M310核电机组蒸汽发生器的检修历史数据和检修周期，就可以判断传热管是否需要堵管操作，针对每台的蒸汽发生器的具体服役历史和检修周期给出不同且准确的堵管准则。克服了现有方法既无法应对长周期临停，也难以考虑每台蒸汽发生器的服役状态差异，且过于保守的不足。

Claims (9)

1.一种核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，包括以下步骤：
S1、传热管拉伸试验：通过传热管拉伸试验，获得传热管材料强度分布数据，并计算得到传热管材料强度平均值和标准差；
S2、传热管涡流探伤试验：对含有缺陷的传热管进行涡流探伤试验，获得传热管的涡流探伤缺陷尺寸数据，与传热管的真实缺陷尺寸进行对比，计算得到涡流探伤缺陷尺寸数据与真实缺陷尺寸之间的关系函数、涡流探伤尺寸测量误差的标准差；
S3、建立含缺陷传热管爆破压力预测模型；
S4、概率失效压力计算：根据步骤S1-S3获得的数据，采用半概率公式计算传热管的概率失效压力；
S5、传热管缺陷的临界尺寸计算：给定缺陷传热管的缺陷长度、给定传热管的失效压力，采用二分法计算传热管缺陷的临界深度；
S6、计算堵管准则：根据传热管降质失效的历史数据，计算给定检修周期的临界缺陷深度，检出缺陷深度≥临界缺陷深度时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度时，设备继续运行。
2.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S1中，包括以下子步骤：
S11、在传热管的设计温度下测量传热管材料的平均屈服强度Sy和平均抗拉强度Sm；
S12、采用式(1)计算材料强度分布的标准差σm；
Figure FDA0002712640370000021
S13、采用式(2)计算材料流变应力Sf
Sf＝k(Sy+Sm+Zmσm) (2)
其中，k：材料的流变应力系数；Zm：材料强度分布的正态离差。
3.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S2中，包括以下子步骤：
S21、选择一定数量含缺陷的传热管，采用涡流探伤方法测量这些传热管的缺陷深度；
S22、采用线性函数拟合步骤S21所得涡流探伤结果与缺陷真实深度之间的关系式
α＝AαNDE+B (3)
其中，α：含缺陷传热管的真实缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
αNDE：真实缺陷深度为αi的传热管涡流探伤缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
A，B：待定系数；
S23、用正态分布描述涡流探伤的绝对误差，绝对误差定义为
εNDE＝αNDE-α (4)
用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
αFFS＝AαNDE+B+1.12ZασNDE，α
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度占壁厚的百分数，％TW。
4.根据权利要求3所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S2中，还包括以下子步骤：
S24、在涡流探伤检测传热管缺陷深度的同时，检测缺陷长度，采用线性函数拟合所得涡流探伤缺陷长度与缺陷真实长度之间的关系式
lFFS＝ClNDE+D (5)
其中：lFFS：用于进行合于使用评价的缺陷长度，mm；
lNDE：涡流探伤缺陷长度结果，mm；
C，D：待定系数；
以及涡流检测对缺陷长度l的标准差σNDE,l；
S25、用下式表示合于使用评价时使用的缺陷尺寸
Figure FDA0002712640370000031
其中：
αFFS：合于使用评价中使用的缺陷深度占壁厚的百分数，％TW；
lFFS：合于使用评价中使用的缺陷长度，mm；
Zα：缺陷深度无损检测误差的正态离差；
Zl：缺陷长度无损检测误差的正态离差。
5.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，若对含缺陷传热管进行爆破试验，所述步骤S3中，包括以下子步骤：
S31、在传热管的设计温度下，进行一系列不同尺寸缺陷传热管的爆破试验和无缺陷传热管的爆破试验，试验结果可表示为[α,l,pb]，其中pb为含缺陷传热管的爆破压力；
S32、对所有试验结果，计算y值
Figure FDA0002712640370000032
其中：
D——传热管外径，mm
t——传热管壁厚，mm
pb0——无缺陷传热管的爆破压力，MPa
以α2为自变量，以y为因变量，采用最小二乘法拟合式(8)中的待定系数c0～c2；
y＝c0+c1α2+c2α4 (8)；
S33、计算流变应力系数k
Figure FDA0002712640370000041
S34、定义预测误差为
Figure FDA0002712640370000042
对所有试验结果[α,l,pb]，采用式(10)计算εp的以及εp的标准差σp；
S35、用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure FDA0002712640370000043
6.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，若不进行传热管爆破试验，所述步骤S3中，包括以下子步骤：
S31’、用下式表示合于使用评价时使用的爆破压力pb,FFS
Figure FDA0002712640370000044
其中
Figure FDA0002712640370000051
7.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S4中，包括以下子步骤：
S41、根据实际工程需要选择临界失效概率Pf，从标准正态分布N(0,12)中选择Pf对应的正态离差Zc；
S42、若采用式(11)计算爆破压力，执行S43，若采用式(12)～式(13)计算爆破压力，执行S44；
S43、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数
Figure FDA0002712640370000052
基于式(14)，采用式(15)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure FDA0002712640370000053
Figure FDA0002712640370000054
S44、对于一个已知无损检测结果的缺陷[αNDE,lNDE]，其概率爆破压力为不确定性因素正态离差的函数；
Figure FDA0002712640370000055
基于式(16)，采用式(17)计算缺陷[αNDE,lNDE]在失效概率Pf下的爆破压力
Figure FDA0002712640370000056
Figure FDA0002712640370000061
8.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S5中，包括以下子步骤：
S51、给定缺陷长度lNDE；
S52、给定传热管的失效压力pc；
S53、令αt＝100％TW，αb＝0％TW；
S54、计算αNDE＝(αt+αb)/2；
S55、根据式(15)或式(17)计算
Figure FDA0002712640370000062
S56、给定收敛容差εerr，若
Figure FDA0002712640370000063
令αb＝αNDE，返回S54；若
Figure FDA0002712640370000064
令αt＝αNDE，返回S54，否则执行S57；
S57、令临界缺陷深度αc＝αNDE。
9.根据权利要求1所述的核电机组蒸汽发生器传热管微振磨损损伤处理方法，其特征在于，所述步骤S6中，包括以下子步骤：
S61、根据传热管降质历史数据分析，给定缺陷的年扩展速率Δα和Δl；
S62、给定评定运行周期Δt，计算运行周期末缺陷的长度lEOC；
lEOC＝lNDE+1.2△l×△t (18)
S63、采用S5，计算lEOC对应的临界缺陷深度αc；
S64、计算堵管临界深度[α]
[α]＝αc-1.2△α×△t；
S65、检出缺陷深度≥临界缺陷深度αc时，进行堵管操作；检出缺陷深度＜临界缺陷深度αc时，继续设备运行。
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