基于蠕變疲勞損傷評(píng)定的管板邊緣結(jié)構(gòu)合理化研究

曾祥盛，錢(qián)才富，李 歡，邵素銘，邸加亮

(1.北京化工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，北京 100029；2.北京巴布科克·威爾科克斯有限公司，北京 100043)

0 引言

太陽(yáng)能光熱發(fā)電技術(shù)作為一種清潔的可再生能源發(fā)電技術(shù)，近年來(lái)備受關(guān)注?！笆濉逼陂g，隨著國(guó)家能源局與可再生能源司發(fā)布《太陽(yáng)能發(fā)電“十二五”規(guī)劃》，我國(guó)光熱電站從研究階段轉(zhuǎn)為建設(shè)階段[1-2]。截至目前，十余座光熱電站成功投運(yùn)且運(yùn)行良好。作為光熱電站中的核心設(shè)備，蒸發(fā)器主要用于產(chǎn)生汽輪機(jī)發(fā)電的高品質(zhì)蒸汽。蒸發(fā)器一般為管殼式換熱器，具體結(jié)構(gòu)為固定管板式換熱器或U形管換熱器[3-4]。相比于一般換熱器，蒸發(fā)器長(zhǎng)期在鋼材蠕變溫度以上運(yùn)行，且往往因電網(wǎng)調(diào)度需要而頻繁啟停，因此，蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)必須考慮蠕變和疲勞的交互作用。

蒸發(fā)器的常規(guī)設(shè)計(jì)有標(biāo)準(zhǔn)可依，但國(guó)內(nèi)在高溫蠕變疲勞損傷分析和評(píng)定方面技術(shù)尚不成熟。目前，高溫部件評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)主要有ASME，RCC-MR和R5等。盡管ASME規(guī)范基于線(xiàn)彈性路線(xiàn)分析蠕變-疲勞耦合損傷的非線(xiàn)性問(wèn)題，但分析蠕變疲勞損傷的流程十分復(fù)雜，容器局部應(yīng)力松弛、應(yīng)力多軸度和應(yīng)力集中因子等因素也增加了蠕變疲勞損傷分析的復(fù)雜性。

趙姿貞等[5-6]對(duì)2.25CrMo鋼加氫設(shè)備進(jìn)行蠕變疲勞損傷分析，結(jié)果表明，操作壓力和操作溫度升高均會(huì)導(dǎo)致設(shè)備的蠕變斷裂時(shí)間大幅度降低；加大接管過(guò)渡圓角尺寸可以有效降低接管圓角處的疲勞損傷和蠕變損傷。王海濤等[7]研究發(fā)現(xiàn)，溫度是制約高溫氣冷堆主隔離閥蠕變疲勞壽命的主要因素，并且高溫蠕變損傷在閥體總?cè)渥兤趽p傷中占據(jù)較大比重。沈鋆等[8]對(duì)ASME案例2843進(jìn)行了詳細(xì)解讀，該案例基本參照ASME-NH分卷，但整體采用線(xiàn)彈性分析方法，容易執(zhí)行但相對(duì)保守，同時(shí)案例2843給出了蠕變篩分準(zhǔn)則，滿(mǎn)足蠕變篩分準(zhǔn)則的高溫容器可以直接按照ASME Ⅷ-2進(jìn)行分析。龔瑋等[9]對(duì)釷基熔鹽堆回路管道進(jìn)行了蠕變疲勞損傷分析，結(jié)果表明，原管道由于應(yīng)力強(qiáng)度過(guò)大，無(wú)法通過(guò)ASME高溫蠕變疲勞損傷評(píng)定，改變管道的折彎半徑和支撐位置均不能有效降低管道的應(yīng)力水平；改變管道的走向，利用管道的自然補(bǔ)償可以有效降低管道彎頭處的應(yīng)力水平，且降幅達(dá)50%。劉芳等[10]橫向?qū)Ρ攘薃SME NB和NH分卷在應(yīng)力設(shè)計(jì)準(zhǔn)則、應(yīng)變和變形設(shè)計(jì)準(zhǔn)則及蠕變疲勞設(shè)計(jì)準(zhǔn)則三方面的異同之處，結(jié)果表明，NB分卷和NH分卷計(jì)算得出的疲勞損傷相差不大，但NB分卷忽略蠕變的影響，高溫設(shè)備采用NB分卷進(jìn)行校核偏于危險(xiǎn)。

本文基于有限元分析，根據(jù)ASME Ⅲ-5 HBB非強(qiáng)制性附錄，對(duì)熔鹽蒸發(fā)器管板進(jìn)行高溫蠕變疲勞損傷評(píng)定，著重研究GB/T 151—2014推薦的管板與殼體連接形式對(duì)管板蠕變疲勞損傷評(píng)定的影響，為蒸發(fā)器管板設(shè)計(jì)提供參考。

1 蒸發(fā)器管板溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析

對(duì)于固定管板換熱器中不兼作法蘭的管板，GB/T 151—2014《熱交換器》附錄Ⅰ推薦了多種與殼體的連接結(jié)構(gòu)，圖1，2示出典型的兩種形式，其中圖1為管板一側(cè)有溝槽過(guò)渡，圖2的管板兩側(cè)均是圓角過(guò)渡。本文以熔鹽蒸發(fā)器為例，研究在高溫疲勞載荷作用下這兩種管板邊緣結(jié)構(gòu)的合理性。

圖1 溝槽過(guò)渡管板結(jié)構(gòu)示意

圖2 圓角過(guò)渡管板結(jié)構(gòu)示意

在進(jìn)行管板蠕變疲勞損傷評(píng)定之前，應(yīng)進(jìn)行溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析，以圖1所示的溝槽過(guò)渡管板為例，建立有限元模型，進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算和應(yīng)力分析。對(duì)于圖2所示的圓角過(guò)渡管板結(jié)構(gòu)，由于分析過(guò)程與溝槽過(guò)渡管板類(lèi)似，不再贅述。

1.1 有限元幾何模型及網(wǎng)格模型

該熔鹽蒸發(fā)器為立式固定管板換熱器，換熱管根數(shù)1 800根，管板厚350 mm，材料分別為2.25Cr-Mo鋼和9Cr-1Mo-V鋼，其具體性能見(jiàn)表1。本文采用有限元方法對(duì)蒸發(fā)器管板進(jìn)行溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析。由于蒸發(fā)器整體呈軸對(duì)稱(chēng)，故只建立蒸發(fā)器1/2對(duì)稱(chēng)模型。在所建模型中，除換熱管外，其余與介質(zhì)接觸的零部件均考慮管殼程腐蝕余量；不考慮折流板、導(dǎo)流裝置及定距管等非承壓部件。蒸發(fā)器幾何模型與局部網(wǎng)格模型分別如圖3，4所示。

表1 蒸發(fā)器材料性能參數(shù)

圖3 蒸發(fā)器整體及管板邊緣結(jié)構(gòu)幾何模型

圖4 管板邊緣部位網(wǎng)格模型

1.2 載荷及約束

蒸發(fā)器溫度場(chǎng)邊界條件如下：上下管箱、管程接管及換熱管內(nèi)表面施加管程介質(zhì)溫度及對(duì)流換熱系數(shù)；殼程、殼程接管及換熱管外表面施加殼程介質(zhì)溫度及對(duì)流換熱系數(shù)；蒸發(fā)器外部有保溫層，不考慮蒸發(fā)器外表面與外部介質(zhì)之間的對(duì)流換熱，其具體載荷如圖5所示。

圖5 蒸發(fā)器溫度場(chǎng)載荷示意

蒸發(fā)器應(yīng)力場(chǎng)邊界條件如下：上下管箱、管程接管及換熱管內(nèi)表面施加管程設(shè)計(jì)壓力；殼程、殼程接管及換熱管外表面施加殼程設(shè)計(jì)壓力；接管端部外表面施加等效接管載荷；考慮重力及殼程液柱靜壓力，其具體載荷如圖6所示。

圖6 蒸發(fā)器應(yīng)力場(chǎng)載荷示意

蒸發(fā)器約束條件如下：在蒸發(fā)器模型對(duì)稱(chēng)面施加對(duì)稱(chēng)約束，裙座下表面施加位移約束。

1.3 管板溫度、應(yīng)力場(chǎng)分析

在對(duì)管板進(jìn)行蠕變疲勞損傷分析和評(píng)定之前，進(jìn)行了管板溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算，圖7,8分別為蒸發(fā)器管板溫度場(chǎng)云圖、設(shè)計(jì)壓力和溫度場(chǎng)耦合作用下應(yīng)力強(qiáng)度分布云圖。對(duì)于9Cr-1Mo-V鋼材，371 ℃之上便進(jìn)入蠕變狀態(tài)。

圖7 蒸發(fā)器管板溫度場(chǎng)分布云圖

圖8 蒸發(fā)器管板應(yīng)力分布及強(qiáng)度評(píng)定路徑示意 Fig.8 Schematic diagram of stress distribution and strength assessment path of evaporator tubesheet

從圖7可以看出，管板殼程溝槽區(qū)域長(zhǎng)期在蠕變溫度以上運(yùn)行。從圖8可以看出，管板應(yīng)力強(qiáng)度峰值為455.19 MPa，位于管板管程圓角處。由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)，管板殼程溝槽處的應(yīng)力水平也相對(duì)較高。

為進(jìn)行應(yīng)力評(píng)定，應(yīng)在管板不同部位沿厚度作應(yīng)力校核線(xiàn)(路徑)并進(jìn)行應(yīng)力線(xiàn)性化，本文著重研究管板邊緣結(jié)構(gòu)的合理性，故只在邊緣處作了3條路徑，具體如圖8所示。應(yīng)力線(xiàn)性化結(jié)果表明，所有路徑上的SIV均小于3倍材料的許用應(yīng)力，因此按JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(2005年確認(rèn))》，不考慮蠕變疲勞時(shí)管板邊緣強(qiáng)度滿(mǎn)足要求。

2 溝槽過(guò)渡管板蠕變疲勞損傷評(píng)定

2.1 管板應(yīng)力強(qiáng)度校核

圖7表明，管板溝槽處的溫度高于材料蠕變起始溫度，同樣也高于JB 4732—1995附錄C中S-N曲線(xiàn)的最高適用溫度，若仍采用JB 4732—1995進(jìn)行評(píng)定，評(píng)定結(jié)果不嚴(yán)謹(jǐn)且偏于危險(xiǎn)。國(guó)內(nèi)暫無(wú)高溫壓力容器蠕變疲勞評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)，故本文按照ASME規(guī)范對(duì)蒸發(fā)器管板進(jìn)行蠕變疲勞損傷評(píng)定。根據(jù)ASME Ⅲ-5 HBB，蒸發(fā)器正常運(yùn)行工況時(shí)承受的載荷對(duì)應(yīng)于A類(lèi)使用載荷。與不考慮時(shí)間影響的低溫部件應(yīng)力強(qiáng)度限值不同，ASME規(guī)范考慮蠕變對(duì)鋼材性能的影響，引入依賴(lài)于時(shí)間的應(yīng)力強(qiáng)度限值St，并對(duì)A類(lèi)使用載荷下設(shè)備一次應(yīng)力作出如下限制：

(1)

式中，Smt為組合一次薄膜應(yīng)力和一次彎曲應(yīng)力的強(qiáng)度限制值，取Sm和St的最小值;Sm為與時(shí)間無(wú)關(guān)的應(yīng)力強(qiáng)度限制值;St為與時(shí)間和溫度相關(guān)的應(yīng)力強(qiáng)度限制值;K為截面系數(shù);Kt為蠕變彎曲形狀因子。

該蒸發(fā)器設(shè)計(jì)壽命20年，設(shè)計(jì)循環(huán)次數(shù)6 000次；管程壓力波動(dòng)范圍為6.4～13.9 MPa，殼程壓力保持3 MPa；管程溫度波動(dòng)范圍為280～332 ℃，殼程溫度波動(dòng)范圍為290～442 ℃；每次循環(huán)穩(wěn)態(tài)保載時(shí)間為16 h。由ASME Ⅱ Part D-Metric中Sm,St,Smt曲線(xiàn)插值得Sm=165 MPa，St=206.8 MPa，Smt=165 MPa。由于管板殼程溝槽長(zhǎng)期運(yùn)行于蠕變溫度之上，故選取圖8中Path A和Path B，對(duì)管板溝槽進(jìn)行高溫蠕變強(qiáng)度評(píng)定。根據(jù)ASME Ⅲ-5 HBB中壓力容器典型應(yīng)力分類(lèi)建議，圖8中Path A和Path B上的彎曲應(yīng)力視為由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)所引起的二次應(yīng)力。表2列出蒸發(fā)器管板邊緣結(jié)構(gòu)在疲勞工況終態(tài)(最危險(xiǎn)狀態(tài))下的蠕變強(qiáng)度評(píng)定。

表2 蒸發(fā)器管板邊緣結(jié)構(gòu)蠕變強(qiáng)度評(píng)定

2.2 管板應(yīng)變校核

研究表明，承受變化的熱載荷或者其他往復(fù)作用的耦合載荷的壓力容器，往往會(huì)因?yàn)檫^(guò)量的塑性變形累積發(fā)生塑性垮塌或斷裂[11]。為防止壓力容器發(fā)生棘輪失效，ASME規(guī)范提供彈性分析方法，對(duì)部件關(guān)鍵位置的一次和二次應(yīng)力參量進(jìn)行評(píng)定，從而保證結(jié)構(gòu)安全。表3列出蒸發(fā)器在疲勞載荷循環(huán)下，圖8中Path A,Path B兩條路徑的應(yīng)變?cè)u(píng)定結(jié)果。上述路徑評(píng)定方法采用ASME Ⅲ-5 HBB中Test A-2。

表3 Test A-2應(yīng)變限值評(píng)定結(jié)果

2.3 管板蠕變疲勞損傷計(jì)算

本文基于ASME Ⅲ-5 HBB中的彈性分析方法，計(jì)算管板的疲勞損傷和蠕變損傷。疲勞損傷主要計(jì)算公式如下：

Δεmax=2Salt/E

(2)

(3)

εt=KVΔεmax+KsΔεC

(4)

KV=1.0+f(K′V-1)

(5)

σC=ZSyL

(6)

計(jì)算蠕變損傷，需要確定設(shè)備在循環(huán)過(guò)程中高于材料蠕變溫度的總時(shí)間Δt。根據(jù)疲勞損傷計(jì)算的總應(yīng)變幅，從對(duì)應(yīng)溫度的等時(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)中確定Δt內(nèi)不同時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值，得到松弛應(yīng)力-時(shí)間曲線(xiàn)，并確保整個(gè)過(guò)程中松弛應(yīng)力值不低于SLB(1.25倍有效蠕變應(yīng)力)。本文采用如圖10,11所示的方法確定應(yīng)力松弛曲線(xiàn)。由于該蒸發(fā)器處于單疲勞載荷循環(huán)，故用于蠕變疲勞損傷評(píng)定的應(yīng)力-時(shí)間包絡(luò)曲線(xiàn)與圖11類(lèi)似。選取每個(gè)時(shí)間循環(huán)間隔(Δt)k內(nèi)最危險(xiǎn)的應(yīng)力Sk和溫度Tk。對(duì)于該蒸發(fā)器，最危險(xiǎn)的應(yīng)力、溫度組合即初始應(yīng)力Sj,442 ℃。根據(jù)溫度Tk和應(yīng)力水平Sk/K′，從ASME規(guī)范最小應(yīng)力斷裂曲線(xiàn)中插值獲得Td，高于材料蠕變溫度的總時(shí)間與許用蠕變斷裂時(shí)間的比值(Δt/Td)即蠕變損傷。

圖10 等時(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)確定應(yīng)力松弛示意

圖11 蠕變損傷中應(yīng)力松弛下限示意

ASME規(guī)范基于Miner損傷線(xiàn)性累計(jì)規(guī)律，線(xiàn)性疊加疲勞損傷和蠕變損傷，且滿(mǎn)足如下關(guān)系式：

(7)

式中，D為總?cè)渥兤趽p傷值。

ASME規(guī)范提供了5種典型材料的蠕變疲勞損傷包絡(luò)線(xiàn)，具體如圖12所示。

圖12 ASME Ⅲ-5 HBB分卷中5種材料蠕變疲勞損傷包絡(luò)曲線(xiàn)

將所求出的總?cè)渥兤趽p傷點(diǎn)插值到圖12中，若總?cè)渥兤趽p傷點(diǎn)位于材料蠕變疲勞包絡(luò)線(xiàn)之下，則設(shè)備通過(guò)蠕變疲勞損傷評(píng)定，反之則不然。觀察圖12可知，ASME規(guī)范提供的蠕變疲勞包絡(luò)線(xiàn)由雙折線(xiàn)構(gòu)成，可以通過(guò)基本的數(shù)學(xué)公式推導(dǎo)出蠕變疲勞包絡(luò)線(xiàn)的具體表達(dá)式，這樣便可知在給定疲勞損傷下，滿(mǎn)足公式(7)的最大蠕變損傷。若計(jì)算得出的蠕變損傷值小于相同疲勞損傷下滿(mǎn)足公式(7)的最大蠕變損傷值，則設(shè)備通過(guò)蠕變疲勞損傷評(píng)定，反之則不滿(mǎn)足要求。

按照上述方法，計(jì)算圖8中Path A和Path B的疲勞損傷和蠕變損傷，具體結(jié)果見(jiàn)表4～6。表6及后文中l(wèi)im(Δt/Td)為前文所述給定疲勞損傷下滿(mǎn)足公式(7)的最大蠕變損傷值。

表4 圖8中Path A和Path B疲勞損傷計(jì)算結(jié)果

表5 圖8中Path A和Path B不同時(shí)刻Sj取值

表6 圖8中Path A和Path B蠕變損傷計(jì)算結(jié)果

上述結(jié)果表明，圖8中Path A并不能通過(guò)ASME規(guī)范蠕變疲勞損傷評(píng)定，所允許的最小蠕變斷裂時(shí)間遠(yuǎn)小于實(shí)際保載運(yùn)行時(shí)間。雖然管板的靜強(qiáng)度滿(mǎn)足JB 4732—1995要求，但是溝槽圓角半徑過(guò)小，圓角處峰值應(yīng)力過(guò)大，應(yīng)力集中因子Ks大，結(jié)果是總應(yīng)變幅大，疲勞損傷計(jì)算值較大，管板材料9Cr-1Mo-V在較大的疲勞損傷下，所允許的高溫保載時(shí)間極小，無(wú)法滿(mǎn)足管板長(zhǎng)時(shí)間高溫保載的需求，故管板無(wú)法通過(guò)蠕變疲勞強(qiáng)度校核。

3 圓角過(guò)渡管板蠕變疲勞損傷評(píng)定

相比溝槽過(guò)渡管板，圓角過(guò)渡管板與筒體連接采用圓角過(guò)渡形式，管板加工難度小于溝槽過(guò)渡管板。不過(guò)圖2所示的圓角過(guò)渡管板的圓角半徑R=12 mm也偏小，容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。

圖13 R=12 mm圓角過(guò)渡管板應(yīng)力分布及 蠕變疲勞損傷評(píng)定路徑示意

為作對(duì)比說(shuō)明，文中以R=12 mm和R=40 mm兩種圓角半徑進(jìn)行管板蠕變疲勞損傷評(píng)定。圓角過(guò)渡管板蠕變疲勞損傷計(jì)算過(guò)程與本文第2節(jié)一樣，在此不再贅述。不同圓角半徑管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖如圖13,14所示，蠕變疲勞損傷評(píng)定結(jié)果如表7～11所示。

圖14 R=40 mm圓角過(guò)渡管板應(yīng)力分布及 蠕變疲勞損傷評(píng)定路徑示意

表7 R=12，40 mm圓角過(guò)渡管板疲勞損傷計(jì)算結(jié)果

表8 R=12 mm圓角過(guò)渡管板不同時(shí)刻Sj取值

表9 R=12 mm圓角過(guò)渡管板蠕變損傷計(jì)算結(jié)果

表10 R=40 mm圓角過(guò)渡管板不同時(shí)刻Sj取值

從表7～9可以看出，R=12 mm圓角過(guò)渡管板不能通過(guò)ASME規(guī)范的蠕變疲勞損傷評(píng)定，其原因和溝槽過(guò)渡管板基本一致。加大圓角半徑至40 mm，圓角處的應(yīng)力集中因子Ks計(jì)算值明顯降低，結(jié)果是總應(yīng)變幅較小，疲勞損傷值較小，表11中R=40 mm管板圓角處的蠕變損傷計(jì)算值Δt/Td遠(yuǎn)小于相同疲勞損傷下滿(mǎn)足公式(7)的蠕變損傷上限值lim(Δt/Td)，故R=40 mm圓角過(guò)渡管板可以通過(guò)ASME規(guī)范的蠕變疲勞損傷評(píng)定。

表11 R=40 mm圓角過(guò)渡管板蠕變損傷計(jì)算結(jié)果

4 討論

上述結(jié)果表明，應(yīng)力集中因子Ks是蠕變疲勞損傷評(píng)定能否通過(guò)的關(guān)鍵因素之一。根據(jù)應(yīng)力集中因子的計(jì)算式(8)可知，峰值應(yīng)力會(huì)直接影響應(yīng)力集中因子計(jì)算值。

Ks=[(PL+Pb+Q+F)/(PL+Pb+Q)]mise

(8)

表12列出了本文所分析的管板邊緣結(jié)構(gòu)所計(jì)算出的Ks值。顯然，增大圓角半徑可以明顯降低圓角處的應(yīng)力水平。加大圓角半徑，并不會(huì)改變圓角處一次加二次應(yīng)力數(shù)值，但應(yīng)力集中因子小，得到的總應(yīng)變幅小，從而允許有較大的設(shè)計(jì)循環(huán)次數(shù)和較長(zhǎng)的蠕變斷裂時(shí)間，滿(mǎn)足管板長(zhǎng)期高溫保載的設(shè)計(jì)需求。

表12 不同管板應(yīng)力集中因子Ks計(jì)算值

關(guān)于固定管板換熱器中管板與殼體的連接，GB/T 151—2014《熱交換器》附錄Ⅰ中給出了參考結(jié)構(gòu)。本文的研究表明，靜載荷作用下，這些結(jié)構(gòu)均滿(mǎn)足強(qiáng)度要求；但如果涉及蠕變疲勞損傷評(píng)定，應(yīng)力集中有很大影響，而標(biāo)準(zhǔn)給出的結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生較大的峰值應(yīng)力，若高溫下運(yùn)行時(shí)間較長(zhǎng)，評(píng)定很難通過(guò)。因此，對(duì)于受高溫和疲勞載荷作用的固定管板換熱器，管板邊緣結(jié)構(gòu)不應(yīng)受標(biāo)準(zhǔn)限制，應(yīng)采用較大的圓角過(guò)渡，力求降低應(yīng)力集中。

5 結(jié)論

本文以熔鹽蒸發(fā)器為例，基于蠕變疲勞損傷評(píng)定，分析了GB/T 151—2014《熱交換器》附錄Ⅰ中管板周邊結(jié)構(gòu)的合理性，結(jié)論如下。

(1)按照GB/T 151—2014設(shè)計(jì)的周邊溝槽管板，其靜載荷作用下的熔鹽蒸發(fā)器強(qiáng)度滿(mǎn)足JB 4732—1995要求；但若依據(jù)ASME規(guī)范進(jìn)行高溫蠕變疲勞損傷評(píng)定，溝槽處應(yīng)力集中因子大，計(jì)算出的應(yīng)變幅值大，若高溫運(yùn)行時(shí)間較長(zhǎng)，評(píng)定難以通過(guò)。

(2)按照GB/T 151—2014設(shè)計(jì)的邊緣圓角管板，若依據(jù)ASME規(guī)范進(jìn)行高溫蠕變疲勞損傷評(píng)定，由于標(biāo)準(zhǔn)給定的圓角半徑偏小，也會(huì)因應(yīng)力集中因子大而難以通過(guò)損傷評(píng)定，需要增加圓角半徑。

(3)若材料為9Cr-1Mo-V的設(shè)備有長(zhǎng)時(shí)間高溫保載的需求，其疲勞損傷計(jì)算值應(yīng)盡可能小，即需要盡可能降低設(shè)備高溫處的峰值應(yīng)力占比，以此滿(mǎn)足設(shè)備長(zhǎng)時(shí)間高溫運(yùn)行的需求。換而言之，采用9Cr-1Mo-V的設(shè)備長(zhǎng)時(shí)間高溫運(yùn)行，其蠕變損傷一般大于疲勞損傷。