一、美国核电站管道的材料选择和焊接（论文文献综述）
郭舒,王海涛,韩恩厚[1]（2021）在《核电站接管安全端异种金属焊接接头残余应力预测的研究现状》文中指出接管安全端异种金属焊接接头是压水堆核电站中连接主设备低合金钢压力容器接管嘴与不锈钢管道的一种典型结构,易发生一次侧应力腐蚀开裂,而焊接残余拉应力是造成此种应力腐蚀开裂的主要因素之一。因此,准确评估接管安全端异种金属接头的焊接残余应力分布至关重要。通过有限元模拟研究焊接残余应力旨在保障核电设备的结构完整性。介绍了接管安全端异种金属焊接接头的结构、材料与焊接工艺特点,综述了有限元模拟方法预测异种金属焊接接头残余应力分布的数值计算工作和典型流程,以及诸多因素对有限元模拟异种金属焊接接头残余应力的影响。
段颉颃,林榕,孙霖杰,刘康林,赖焕生[2]（2021）在《ASME N-755对核电用HDPE管材料选择和性能测试的指导》文中提出对ASME N-755中给出的聚乙烯材料选择和性能测试进行了阐述,总结了ASME N-755用于指导核电用HDPE管的意义,并对规范的发展做出了展望。
董玉凡[3]（2021）在《含复合缺陷X80天然气管道环焊缝完整性安全评价》文中指出油气输送管道的安全问题密切关乎社会公共资源及居民安全,因此受到广泛关注。但近年来发现,管道失效事故时有发生,且大多数为环焊缝失效。环焊缝中存在着大量的焊接工艺缺陷以及错边结构缺陷,是整个管道的薄弱环节。因此对管道环焊缝中的复合缺陷进行完整性安全评价迫在眉睫,这可以最大限度减少事故发生所造成的经济损失、人员伤亡及对环境的破坏。本研究针对中俄东线黑河-长岭段大口径X80天然气管道,从断裂力学基本理论出发,对油气管道中的常见缺陷类型进行分析,了解其成因及分布状况。将焊缝内部的体缺陷全部量化处理为规则的埋藏裂纹,管道内表面的缺陷量化等效为内表面裂纹。基于管道的实际工况,研究了环焊缝中错边与裂纹同时存在时管道的受力情况,给出了新的适用于管道环焊缝“错边+裂纹”复合缺陷的应力强度因子的工程计算方法。为了明确不同参数对应力强度因子的影响,借助有限元软件建立了含错边缺陷和环向裂纹缺陷的管道有限元分析模型,计算了三维裂纹尖端的应力强度因子以及焊缝附近的应力分布。在该模型下分析焊缝附近的应力分布规律与裂尖应力强度因子KI随多个影响因素的变化规律。研究发现,存在错边时,内表面裂纹尖端的应力强度因子大于埋藏裂纹。KI与环焊缝处的错边量变化关系较为复杂,当内表面裂纹较浅时KI随着错边量增加反而有减小趋势,埋藏裂纹与裂纹深度a/t>0.2的内表面裂纹都是随着错边量增大,KI越大。在此基础上,用理论分析与数值模拟相结合的方法将有限元计算的KI结果与理论推导的工程估算KI计算方法相结合,得到了公式中关于裂纹形状尺寸的函数Gm和Gb,这就为实际工程中计算裂纹尖端的应力强度因子提供了简化而精确的工程化模型。将工程估算结果与有限元计算结果进行对比,结果吻合较好,可以在工程安全评定过程中直接利用工程估算公式计算KI,替代了繁琐的有限元计算。为了对管道环焊缝中的缺陷进行安全性评价,本研究通过对实际服役的中俄东线X80管道的环焊缝进行夏比冲击试验和微区拉伸试验测试,得到了焊缝材料的断裂韧性值KIC=53.7 MPa·m1/2以及应力应变数据。基于CEGB-R6的选择曲线2中所提供的真应力应变转换关系,得到了新的针对X80管道环焊缝的工程化失效评定曲线,该曲线比通用评定曲线更加安全。以错边3 mm和6mm的管道具体缺陷尺寸为例,结合给出的KI工程估算公式,在该失效评估曲线中进行安全评定。得到了含埋藏裂纹的错边缺陷为6mm的管道需要维修更换,含其它缺陷尺寸的管道则需要进一步安全评定的结论。
林昌华[4]（2021）在《304不锈钢管环焊缝表面堆焊SNi6625合金应力分布及堆焊层尺寸优化研究》文中研究说明
马驰[5]（2021）在《Z核电检修公司发展战略研究》文中认为
闫晓波[6]（2021）在《超声冲击处理对核电用不锈钢焊接接头局部腐蚀行为的影响》文中进行了进一步梳理核电厂乏燃料等水池的覆面采用不锈钢,其局部腐蚀问题日益受到关注,尤其是不锈钢焊接部分由于焊接时很高的热输入和快速冷却造成焊接残余应力,并在工程安装时产生一定安装应力,都对焊接结构的抗腐蚀性能产生危害。超声冲击处理（ultrasonic impact treatment,UIT）能够使焊接接头表面产生强烈的塑性变形,晶粒得到细化,释放焊接残余应力,带来有益压应力并改善构件表面完整性、力学性能以及抗腐蚀性能。本文采用金相法、硬度法、残余应力测定法、浸泡法和电化学法来研究对比UIT前后用于核电站中乏燃料水池内壁的不锈钢覆面焊接接头其在显微组织、粗糙度、残余应力、硬度的变化以及相关水化学环境下点蚀、缝隙腐蚀和应力腐蚀（stress corrosion cracking,SCC）行为。试验材料为304L/ER316L奥氏体不锈钢和S32101/ER2209双相不锈钢UIT前后焊接接头及纯母材,两类不锈钢均是用于核电站乏燃料水池的内壁。腐蚀试验部分的相关溶液有:a)应力腐蚀测试部分包括:质量分数为42%沸腾Mg Cl2溶液;模拟乏燃料水池不锈钢覆面混凝土侧服役环境的模拟溶液,饱和硼酸+0.5 mol/L H+（盐酸）+1 mol/L Cl-（Na Cl）溶液;高温高压水环境溶液2 mg/L Li++1200 mg/L B3++100 mg/L Cl-溶液;b)点蚀和缝隙腐蚀测试部分包括:质量分数为6%Fe Cl3溶液;饱和硼酸溶液;饱和硼酸+200 mg/L Cl-溶液;试验温度包括250、143、60、40和35℃。主要内容和结论如下:1.通过金相法,轮廓法,硬度法,X射线法等研究UIT后两类材料在显微组织、粗糙度、硬度、残余应力的变化。UIT后两类不锈钢上表面显微组织观察到明显冲击痕迹,晶粒得到细化,在横截面位置观察到约900μm的形变层;粗糙度显着降低,焊接接头母材区和焊缝区降幅约40%;维氏硬度显着提高,横截面上距UIT表层越远硬度值逐渐变小,在约1mm处数值逐渐稳定;残余应力由拉应力转变为压应力,随着深度的递增,残余压应力逐渐变小,影响深度在1 mm左右。2.采用U型弯曲试样和双梁试样（高低两级应力水平）在沸腾Mg Cl2溶液中浸泡试验来对比UIT前后两种不锈钢焊接接头的抗应力腐蚀性能。（1）U型弯曲试样试验结果表明,UIT均没有明显降低两种焊接接头的SCC敏感性。304L和S32101焊接接头的SCC敏感区分别为母材区+热影响区和熔合线处,裂纹类型分别为沿晶+穿晶混合型和穿晶开裂,S32101-BM抗应力腐蚀性能最优。（2）双梁弯曲试样在高低两级应力水平下均显示出UIT显着降低了两种焊接接头的SCC敏感性。两种不锈钢焊接接头的SCC敏感区和裂纹类型与U型弯曲试样相同,304L各类型试样的SCC敏感性随着应力的提高而提高。3.采用U型弯曲试样和高应力（～500 MPa）水平下的双梁弯曲试样在模拟溶液中浸泡来对比UIT前后两种材料的抗应力腐蚀性能。（1）U型弯曲试样测试表明,UIT后未提高两类焊接接头的抗应力腐蚀性能,六种状态试样SCC敏感性排序为:304L-UIT=304L-AW=S32101-BM<304L-BM<S32101-UIT=S32101-AW。（2）双梁试样高应力（～500 MPa）测试表明,UIT显着提高304L焊接接头抗应力腐蚀性能,而S32101焊接接头浸泡80天后未观察到应力腐蚀裂纹,UIT效果未知,六种状态试样SCC敏感性排序为:S32101-BM=S32101-AW=S32101-UIT<304L-UIT<304L-AW=304L-BM。4.采用拉伸试样在250℃,2 mg/L Li++1200 mg/L B3++100 mg/L Cl-的高温高压水环境下进行静载荷拉伸的SCC试验。UIT前后两类材料焊接接头浸泡了14天后均只发生了均匀腐蚀,并且UIT后的焊接接头表面光亮腐蚀产物更少,可以初步认为,UIT后似乎提高了材料在高温水中的耐腐蚀性。5.采用三氯化铁浸泡和电化学法进行点蚀和缝隙腐蚀行为研究。（1）三氯化铁浸泡测试表明,UIT后两种不锈钢焊接接头点蚀抗力有所下降,点蚀坑主要发生在母材区和热影响区,焊缝金属耐点蚀性最优。（2）在40℃饱和硼酸+200 mg/L Cl-溶液中极化曲线测试结果表明,UIT显着提高了304L和S32101焊接接头母材区的点蚀抗力;在60℃饱和硼酸溶液中焊接接头各区域均表现出优异的点蚀性能,随着Cl-浓度和温度的升高焊接接头的点蚀性能下降,两种不锈钢焊接接头各区域点蚀敏感性排序为:焊缝区>母材区>混合区。（3）在40℃饱和硼酸+200 mg/L Cl-溶液中缝隙腐蚀电位法测试表明,UIT提高了304L焊接接头母材区缝隙腐蚀电位,降低了S32101焊接接头母材区缝隙腐蚀电位。
代鑫[7]（2021）在《核压力容器用大锻件SA508-Ⅳ钢疲劳性能的研究》文中研究说明核电站发电与其它发电方式相比具有安全、高效、经济和环保等特点,因此越来越受到关注。核反应堆压力容器是核电站的重要组件,它长期服役于高温、高压和中子辐照等恶劣环境下。此外,核压力容器在服役期间会遭受来自启/停堆、紧急停止和温度波动等过程带来的循环热应力影响,因此ASME规范将核压力容器在服役期间遭受的疲劳损伤做为一个安全考核标准。SA508-Ⅳ钢作为新一代核反应堆压力容器的候选材料,弥补了现役材料SA508-Ⅲ钢淬透性差和低温韧性不足的问题。大锻件SA508-Ⅳ钢的尺寸为φ2000mm× 700 mm（壁厚）,远超以往核压力容器的尺寸。壁厚的增加会导致核压力容器在调质热处理时出现壁厚效应:表面由于冷速大而形成马氏体,心部由于冷速小而形成粒状贝氏体。不同显微组织会导致不同的力学性能和疲劳性能。此外,调质热处理工艺是核压力容器应用之前必不可少的热处理步骤之一,而粒状贝氏体中的M/A岛在调质热处理过程中会分解为贝氏体铁素体和细小碳化物,显微组织演化对材料的力学和疲劳性能具有决定性的影响。核压力容器的锻件属于大型锻造,混晶是锻造过程中常出现的缺陷之一。因此,本文首先利用热压缩试验研究了铸件SA508-Ⅳ钢的锻造工艺,以便获得均匀的显微组织,为后续疲劳试验做准备。主要研究内容和结论如下:（1）利用热压缩试验研究了 SA508-Ⅳ钢的锻造工艺。热压缩试验是在温度为950-1250℃,应变速率为0.001-1 s-1,真应变为0.7的条件下进行。根据热压缩实验结果计算出SA508-Ⅳ钢的激活能为328.73 KJ mol-1。根据真应力-真应变曲线建立了 SA508-Ⅳ钢的本构方程和动态再结晶方程。根据流动应力-应变数据绘制出SA508-Ⅳ钢的热加工图。通过热加工图和显微组织的分析确定出SA508-Ⅳ钢的最优锻造工艺:温度为1050-1175℃,应变速率为0.01-0.1 s-1,在此区间锻造出的晶粒均匀细小,晶粒尺寸为18-62 μm。（2）分别研究了具有马氏体和粒状贝氏体显微组织的SA508-Ⅳ钢力学性能和疲劳性能。力学实验结果表明:马氏体SA508-Ⅳ钢的抗拉强度和冲击韧性分别为830 MPa和158 J,粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢的抗拉强度和冲击韧性分别为811 MPa和115 J。马氏体SA508-Ⅳ钢比粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢具有更好的抗拉强度和冲击韧性,马氏体冲击断口表现为韧窝断裂,而粒状贝氏体则表现为脆性断裂。疲劳实验结果表明:在应变幅±0.45%的条件下,马氏体SA508-Ⅳ钢的疲劳寿命为2717周次,粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢的疲劳寿命为1545周次,马氏体材料的疲劳寿命高于粒状贝氏体。马氏体材料具有比粒状贝氏体更少的裂纹萌生点、更窄的疲劳条带间距和更多的大角度晶界体积分数。更少的裂纹萌生点意味着更少的疲劳裂纹,更窄的疲劳条带间距意味着更慢的裂纹扩展速率,更多的大角度晶界体积分数则可以更有效的阻碍疲劳裂纹扩展,这些原因导致了马氏体SA508-Ⅳ钢具有更高的疲劳寿命。（3）研究了回火温度对粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢显微组织演化的影响以及显微组织演化对其力学性能和疲劳性能的影响。粒状贝氏体试样分别在595℃、620℃、630℃、640℃和675℃回火15 h进行调质热处理。实验验结果表明当回火温度为595℃时,强化相M/A岛发生分解。回火温度升高到630℃时,更多的强化相M/A岛发生分解,导致软化相贝氏体铁素体基体增多,M/A周围应力集中被释放,裂纹萌生形核点减少,材料的抗拉强度从781 MPa降低到738 MPa,韧性由112 J增加到126 J,在应变幅为±0.45%的条件下,疲劳寿命从2145周次增加到2853周次。回火温度升高到675℃时,达到了 SA508-Ⅳ钢的AC1温度,回火后的显微组织为马氏体、铁素体加少量未溶的碳化物,马氏体结构提供强度,材料的抗拉强度增加到863 MPa;裂纹萌生在铁素体相内和马氏体与铁素体相界处,裂纹萌生形核点增多,材料的韧性降低到57 J,疲劳寿命降低到1509周次。（4）研究了回火时间对粒状贝氏体中M/A岛分解的影响以及M/A岛分解和分解产物对其力学性能和疲劳性能的影响。粒状贝氏体试样在630℃分别回火保温30 min、2 h、5 h、15 h和45 h进行调质热处理。在回火30 min时,晶界处的M/A岛优先发生分解,材料的抗拉强度为906MPa,冲击韧性为75 J,在应变幅为±0.45%的条件下,疲劳寿命为1257周次。随着回火保温时间的延长,更多的强化相M/A岛分解为贝氏体铁素体基体和细小的碳化物,应力集中被释放,裂纹萌生形核点减少,裂纹扩展速率降低,导致材料的韧性和疲劳寿命增加;软化相贝氏体铁素体基体增多,导致材料的抗拉强度降低。当回火时间增加到45h时,M/A岛完全分解为贝氏体铁素基体和细小的M3C型碳化物,裂纹萌生形核点最少,裂纹扩展速率最慢,材料的抗拉强度降低到675 MPa,韧性增加到156 J,疲劳寿命增加到2205周次,疲劳性能最好。
胡安琪[8]（2021）在《核安全3级架空聚乙烯管道抗震性能研究》文中认为核电具有经济、环保、可持续和发电稳定等特点,是解决化石能源短缺和地球环境恶化的有效途径。国内外核电厂的冷却水输送管道往往采用碳钢、铸铁、混凝土等传统材料,由于电化学腐蚀、微生物诱发腐蚀等原因,发生了不同程度的腐蚀、结垢等现象,并且定期检测和维护费用极高。高密度聚乙烯（High density polyethylene,HDPE）管道具有耐腐蚀、寿命长、韧性好等特点,过去的十几年中,已经应用于核电厂非核安全级冷却水系统。为了保证核电厂的安全运行,核安全级HDPE管道设计之初需要考虑到各种可能发生的事故,特别是确保安全停堆地震（SSE）后HDPE管道的功能完整性。HDPE管材力学行为有显着的时间相关性,在地震动态载荷作用下的响应与金属管道不同,无法直接采用金属管道的抗震分析方法。国内外尚缺乏架空HDPE管道的抗震力学性能的分析方法和试验数据,制约了HDPE管道在核安全级系统中的应用。针对福清核电华龙一号机组核安全级HDPE管道改造需求,本文在“核电站海水冷却系统用HDPE管道研究”和“核电站冷却水HDPE管道抗震试验”等项目的支持下,对架空HDPE管道的抗震性能进行研究。主要完成的工作有:（1）根据核电厂设计文件建立了核电厂重要厂用水系统（Essential service water system,ESWS或SEC）HDPE管道整体模型,计算重力、热膨胀/收缩、锚固点位移和地震等不同载荷作用下的应力状态。通过计算HDPE管道系统固有模态和地震应力选择支吊架固定位置和约束形式,对支吊架布置位置进行优化。计算修改支吊架布置方式前后,各类载荷作用下的截面力、弯矩、整体应力分布情况并对应力进行校核。采用反应谱法对地震载荷进行分析,确定了HDPE管道系统最危险的三处关键段。（2）对危险的关键段进行了更加精确的局部建模,模拟关键段在重力、内压、热膨胀/收缩等静力载荷以及地震载荷作用下的力学响应,得到了不同单一载荷和组合载荷下的应力分布。对比计算不同支吊架宽度下的应力情况,选择0.5倍管道外径作为支吊架宽度,可以缓解应力集中,并便于施工安装。对比了在原支吊架支承条件下和修改支吊架后的支承条件下,三个关键段在不同载荷下的应力峰值。讨论特殊结构、温度和载荷对关键段应力状态的影响程度,结果表明,内压是主要影响因素,温度和重力影响较小,地震引起的应力峰值是内压的40～60%。（3）设计核安全级HDPE管道抗震试验方案,设计人工地震波加速度时程谱,作为振动试验的输入载荷。采用有限元分析方法模拟试验段模型在试验地震波作用下的动态响应过程,预测地震与水压作用的试验工况下传感器测试点的数据变化。模型预测单向应变均在0.5%以内,试验实际测量单向应变在0.2%以内;HDPE管道在地震波作用下,响应加速度峰值与输入加速度峰值相比下降了30%以上。采用时程分析法计算,HDPE管道在服役过程中发生地震时,应力状态的主要影响载荷仍然是管道内压,地震波会引起应力最大值在3%范围内波动。
王雨[9]（2021）在《基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟》文中进行了进一步梳理蒸汽发生器作为一回路和二回路的换热枢纽,其流动传热特性对核电站安全与经济运行至关重要。由于其高温高压的工作环境,难以直接探测,不能直观的观察蒸汽发生器内部汽液两相流真实的流动特性;但蒸汽发生器内部汽液两相流的流动特性与寿期内传热管和其他部件的振动、热损、应力腐蚀和凹陷等都有直接关系,从世界范围内核电站的运行经验来看,蒸汽发生器传热管破裂事故是核电厂发生频率较高的事故之一。因此有必要对蒸汽发生器二次侧的流动行为和传热特性进行研究,为机械设计、水化学、材料技术等的研究提供基础信息,以期为蒸汽发生器的结构设计提出优化方案,提高传热效率和安全性。目前,对于蒸汽发生器热工水力学的研究一般分为实验研究和数值模拟。实验研究多为工程性试验,试验中大多采用局部或缩比模型装置来验证工程设计的合理性,由于真实蒸汽发生器体型巨大、传热管数目众多加之高温高压参数,试验中难以获得其内部三维流场和温度场的精确参数,而这些参数对于蒸汽发生器的优化设计是十分重要的。在数值模拟方面,虽然商业CFD软件发展相对成熟,功能也齐全,但其应用于蒸汽发生器的数值模拟因其注重于通用性而缺少专用性,在蒸汽发生器的设计中未能广泛应用。因此,世界上大多数蒸汽发生器专业机构还是致力于专用蒸汽发生器三维热工水力程序的研究与开发。在现有的专用软件开发研究中,对于二次侧汽液两相流的描述大多使用均相流或漂移流模型。近几年为了更精确的描述流场流动行为,已有学者采用了两流体模型分别对汽液两相进行精确描述,但在数值模拟程序中,并未考虑湍流模型,但湍流对流场流动和传热影响不可忽视。另一方面,为提高计算效率,大多数程序采用多孔介质模型,但多孔介质的计算精度还有待进一步提高。此外,上述数值模拟的结果也有待进一步获得实验数据的验证。综上所述,开发基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维数值模拟程序、优化多孔介质计算方法和验证计算方法的有效性等工作已成为未来发展的趋势。本文应用两流体模型对蒸汽发生器二次侧流场进行描述,考虑到二次侧汽液两相流流动复杂,引入了同时考虑液相流动和相间动量交换的三维各向异性代数湍流模型。加入了一、二次侧热量耦合传递模型、流动阻力模型及相间的传质传热和动量交换模型。应用多孔介质模型模拟蒸汽发生器内部复杂结构,提出了能够精确快速计算多孔介质系数的方法:基于传热管和网格位置关系的优化多孔介质计算方法（Modified method based on grid combined with tube geometry,M-GTG）。应用国际水和蒸汽性质协会发布的最新标准（IAPWS-IF97公式）实现对物性参数的实时更新。基于Fortran语言编写程序对蒸汽发生器开展真实建模仿真,开发出蒸汽发生器三维瞬态热工水力数值模拟程序2T-THAP（Thermo-Hydraulic Analysis Program based on Two fluid-Turbulence model）。选取以大亚湾蒸汽发生器为原型的小型缩比可视化实验台架的实验数据对程序进行验证,完成合理性验证后,将其应用于大亚湾核电站蒸汽发生器中,对不同给水方式和不同负荷下的热工水力特性进行分析,将含汽率、一次侧温度、二次侧温度压力及传热系数等关键参数及其分布规律与同类程序的计算结果及蒸汽发生器设计参数进行对比,程序对比结果显示各参数变化趋势一致,计算结果与设计参数符合良好,初步验证了多孔介质模型的有效性及程序的准确性。经分析发现:二次侧汽相速度大于液相速度,两者增长趋势一致,流速在直管段出口达到最大值,进入上方倒锥形环腔后,由于流通面积扩大且受传热管阻碍,流速减小。在直管段,受密度差驱动,流体出现从冷侧向热侧的微小偏转;在弯管段,受结构影响,流体出现从热侧向冷侧旋转流动的趋势。流体横向流动对直管段产生的作用力十分小,流体能量（平均横向流体动能）小于10J/m3,对于弯管段,流体能量在冷侧40°和热侧140°左右最大,且相比之下,冷侧流体能量较大。冷、热两侧含汽率呈不均匀分布,改变给水方式对含汽率分布的影响主要体现在管束入口段,非均匀给水时,壁面温降较快,减少了传热管热疲劳失效的风险。传热管热阻占比最大,约占50%以上。传热管出现结垢会使总传热系数减小,降低传热效率,因此随着蒸汽发生器运行年限增长,结垢和堵管增多,需要优化运行方案保证设计功率输出。
陶杨吉[10]（2021）在《聚乙烯管道热熔接头的相控阵超声检测中孔洞缺陷的表征和重构》文中提出聚乙烯管道具有良好的耐腐蚀性、韧性,已经广泛地应用在核电、油气输送领域。热熔焊接是聚乙烯管道常用的焊接方式,焊接的质量较高而成本低廉。热熔焊接过程中,焊接参数、人员操作和环境等因素会影响聚乙烯管道的焊接情况,可能致使热熔接头内部形成缺陷,影响管道安全运行。聚乙烯管道热熔接头需借助相控阵超声检测技术进行安全检测。聚乙烯管道热熔接头的相控阵超声检测采用扇形扫描进行检测,而扇形扫描的声束偏转时声压随着扫描角度增大而减小,造成缺陷检测图像畸变,难以进行缺陷辨识。本文通过聚乙烯管道热熔接头的无损检测、缺陷响应的数值仿真及缺陷仿真数据的统计分析等工作,研究聚乙烯管道热熔接头中相控阵超声检测结果的缺陷表征和重构方法。本文主要完成的工作如下:（1）考虑热熔接头熔合面处的卷边结构限制相控阵探头的检测位置,制定了热熔接头的相控阵超声检测工艺,分类热熔接头中缺陷类型并分析缺陷的形成原因。采用此检测工艺对某市的燃气管道进行现场检测,获得缺陷多发的接头类型和常见的缺陷类型,确定缺陷仿真的研究对象。（2）基于CIVA仿真软件实现了DN315聚乙烯管道热熔接头相控阵超声检测的声场模拟和孔洞缺陷仿真,建立了缺陷仿真结果与实际缺陷特征参数的对应关系,提出了热熔接头检测的缺陷定量和定位的表征方法。缺陷定量中,分析F/B值与缺陷尺寸的规律,探究埋藏深度影响。缺陷定位中,分析轴向距离计算值、埋藏深度计算值与埋藏深度实际值的规律,探究了缺陷尺寸影响。（3）针对缺陷表征结果中F/B值、轴向距离计算值和埋藏深度计算值,通过矩阵散点图得到实际缺陷特征参数与缺陷表征结果之间的关系。采用两种回归模型进行缺陷重构,讨论了回归模型对多项式回归的影响,核函数、核函数系数和惩罚系数对支持向量回归的影响。综合考虑误差和拟合程度,确定了缺陷尺寸、位置差值的多项式回归方程和支持向量回归模型。在此基础上以50%权值对多项式回归方程和支持向量回归模型进行简单加权组合,得到组合回归模型,形成孔洞缺陷的重构方法。
二、美国核电站管道的材料选择和焊接（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、美国核电站管道的材料选择和焊接（论文提纲范文）
（1）核电站接管安全端异种金属焊接接头残余应力预测的研究现状（论文提纲范文）
| 0 引 言 |
| 1 接管安全端异种金属焊接接头的特征 |
| 1.1 结构特征 |
| 1.2 材料特征 |
| 1.3 工艺特征 |
| 1.3.1 保障焊缝成形质量的措施 |
| 1.3.2 焊接方法的演变 |
| 1.3.3 焊接位置 |
| 2 有限元模拟接管安全端异种金属焊接接头残余应力 |
| 2.1 国内外研究现状 |
| 2.2 模拟流程 |
| 2.3 影响因素 |
| 2.3.1 实际生产制造环节 |
| 2.3.2 硬化准则 |
| 2.3.3 结构模型 |
| 2.3.4 焊接顺序 |
| 2.3.5 约束条件 |
| 2.3.6 层间温度 |
| 2.3.7 堆焊修复层 |
| 2.3.8 同种金属焊接 |
| 3 结束语 |
（2）ASME N-755对核电用HDPE管材料选择和性能测试的指导（论文提纲范文）
| 1 对管道材料选择的指导 |
| 2 对材料性能测试的指导 |
| 2.1 目视检测 |
| 2.2 水压试验 |
| 2.3 熔合性能试验 |
| 3 总结与展望 |
| 3.1 总结 |
| 3.2 展望 |
（3）含复合缺陷X80天然气管道环焊缝完整性安全评价（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 含缺陷压力管道研究现状 |
| 1.2.1 管道失效现状 |
| 1.2.2 裂纹尖端断裂参量研究现状 |
| 1.2.3 错边结构缺陷的研究与评价 |
| 1.3 含缺陷压力管道安全评定研究现状 |
| 1.3.1 国外压力容器缺陷安全评定 |
| 1.3.2 国内现行安全评定标准 |
| 1.4 研究内容及技术路线 |
| 2 管道缺陷研究及应力强度因子计算 |
| 2.1 管道常见缺陷及归一化处理 |
| 2.2 含复合缺陷管道受力分析 |
| 2.3 复合缺陷应力强度因子计算 |
| 2.3.1 应力强度因子基本概念的提出 |
| 2.3.2 应力强度因子的计算 |
| 2.4 本章小结 |
| 3 有限元法应力强度因子计算 |
| 3.1 有限元法求解应力强度因子 |
| 3.2 研究对象的设定 |
| 3.3 应力强度因子的有限元模型建立 |
| 3.4 有限元模型的验证 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 环焊缝缺陷断裂应力场及应力强度因子分析 |
| 4.1 “错边+埋藏裂纹”应力场分析 |
| 4.1.1 等效应力场 |
| 4.1.2 弯曲应力场 |
| 4.2 “错边+内表面裂纹”应力场分析 |
| 4.2.1 等效应力场 |
| 4.2.2 弯曲应力场 |
| 4.3 不同因素对应力强度因子的影响 |
| 4.3.1 错边量对K_I的影响 |
| 4.3.2 裂纹位置对K_I的影响 |
| 4.3.3 裂纹尺寸对K_I的影响 |
| 4.3.4 轴向载荷对K_I的影响 |
| 4.3.5 管道壁厚对K_I的影响 |
| 4.4 应力强度因子的计算公式拟合结果 |
| 4.4.1 “错边+埋藏裂纹”计算结果 |
| 4.4.2 “错边+内表面裂纹”计算结果 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 含缺陷X80环焊缝失效评定图的建立 |
| 5.1 X80管道环焊缝断裂韧性研究 |
| 5.1.1 冲击试验材料及取样 |
| 5.1.2 试验结果及断裂韧性结果 |
| 5.2 环焊缝失效评定曲线 |
| 5.2.1 失效评定图(FAD) |
| 5.2.2 拉伸试验取样 |
| 5.2.3 拉伸试验结果 |
| 5.2.4 X80环焊缝失效评定曲线 |
| 5.3 完整性安全评定流程 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 结论 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录 应力强度因子计算结果 |
| 攻读硕士学位期间研究成果及获奖情况 |
（6）超声冲击处理对核电用不锈钢焊接接头局部腐蚀行为的影响（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| 英文摘要 |
| 主要符号及字母缩略表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 乏燃料池功能结构和国内外腐蚀泄露问题及相关研究 |
| 1.2.1 乏燃料水池概述 |
| 1.2.2 国内常温水池不锈钢腐蚀失效及相关研究 |
| 1.2.3 国外常温水池不锈钢腐蚀问题相关研究 |
| 1.3 不锈钢概述 |
| 1.3.1 奥氏体不锈钢 |
| 1.3.2 双相不锈钢 |
| 1.4 不锈钢局部腐蚀 |
| 1.4.1 应力腐蚀破裂 |
| 1.4.2 点腐蚀 |
| 1.4.3 缝隙腐蚀 |
| 1.5 表面强化技术概述 |
| 1.5.1 超声冲击处理原理、特点及应用 |
| 1.5.2 超声冲击处理对腐蚀破裂的影响 |
| 1.6 本文研究意义和内容 |
| 1.6.1 研究意义 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第二章 试验材料和试验方法 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.2 金相组织表征 |
| 2.3 表面粗糙度测试 |
| 2.4 硬度测试 |
| 2.5 残余应力测试 |
| 2.6 腐蚀试验方法 |
| 2.6.1 应力腐蚀试验 |
| 2.6.2 点蚀试验 |
| 2.6.3 缝隙腐蚀试验 |
| 第三章 组织结构和残余应力等表征 |
| 3.1 金相显微组织的变化 |
| 3.2 表面粗糙度的变化 |
| 3.3 硬度的变化 |
| 3.4 残余应力的变化 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 超声冲击处理对应力腐蚀破裂的影响 |
| 4.1 沸腾氯化镁溶液中的应力腐蚀破裂试验结果与讨论 |
| 4.1.1 U型弯曲试样试验 |
| 4.1.2 双梁弯曲试样试验 |
| 4.2 模拟溶液中的SCC试验结果与讨论 |
| 4.2.1 U型弯曲试样试验 |
| 4.2.2 双梁弯曲试样试验 |
| 4.3 高温高压水中SCC试验结果与讨论 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 点蚀和缝隙腐蚀行为的研究 |
| 5.1 三氯化铁中点蚀试验结果与讨论 |
| 5.2 模拟溶液中点蚀试验结果与讨论 |
| 5.2.1 60℃饱和硼酸中动电位极化曲线 |
| 5.2.2 60℃饱和硼酸+200 mg/L Cl~-溶液中动电位极化曲线 |
| 5.2.3 40℃饱和硼酸+200 mg/L Cl~-溶液中动电位极化曲线 |
| 5.3 模拟溶液中缝隙腐蚀试验结果与讨论 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 全文总结和展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间发表的学术论文和参加科研情况 |
（7）核压力容器用大锻件SA508-Ⅳ钢疲劳性能的研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 绪论 |
| 2.1 研究背景 |
| 2.2 核反应堆压力容器用钢 |
| 2.2.1 核反应堆压力容器用钢的发展 |
| 2.2.2 合金元素对SA508-Ⅳ钢的影响 |
| 2.2.3 热处理工艺对SA508-Ⅳ钢的影响 |
| 2.2.4 核反应堆压力容器用钢的特点 |
| 2.3 核反应堆压力容器疲劳失效行为 |
| 2.4 影响核反应堆压力容器用钢疲劳性能的因素 |
| 2.4.1 材料对核反应堆压力容器用钢疲劳性能的影响 |
| 2.4.2 环境对核反应堆压力容器用钢疲劳性能的影响 |
| 2.5 核反应堆压力容器用钢疲劳性能 |
| 2.5.1 第一代核反应堆压力容器用钢疲劳性能 |
| 2.5.2 第二代核反应堆压力容器用钢疲劳性能 |
| 2.5.3 第三代核反应堆压力容器用钢疲劳性能 |
| 2.5.4 第四代核反应堆压力容器用钢力学性能 |
| 2.6 本文研究的目的和内容 |
| 3 实验材料和试验方法 |
| 3.1 实验材料 |
| 3.2 热模拟试验 |
| 3.3 力学试验 |
| 3.3.1 拉伸试验 |
| 3.3.2 冲击试验 |
| 3.3.3 硬度试验 |
| 3.3.4 疲劳试验 |
| 3.4 显微组织观察和分析 |
| 3.4.1 光学显微镜(OM)分析 |
| 3.4.2 体式显微镜分析 |
| 3.4.3 扫描电镜(SEM)分析 |
| 3.4.4 透射电镜(TEM)分析 |
| 3.4.5 电子背散射衍射(EBSD)分析 |
| 4 SA508-Ⅳ钢锻造工艺 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验方法与步骤 |
| 4.3 SA508-Ⅳ钢高温流变模型 |
| 4.3.1 SA508-Ⅳ钢真应力-真应变曲线 |
| 4.3.2 SA508-Ⅳ钢本构方程的建立 |
| 4.3.3 流变曲线的临界条件 |
| 4.4 SA508-Ⅳ钢动态再结晶体积分数模型 |
| 4.5 SA508-Ⅳ钢热加工图 |
| 4.5.1 热加工图简介 |
| 4.5.2 热加工图与显微组织演化的关系 |
| 4.5.3 热加工过程中动态再结晶的形核与长大示意图 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢疲劳性能差异 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验方法与步骤 |
| 5.3 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的显微组织 |
| 5.4 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的性能 |
| 5.4.1 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的力学性能 |
| 5.4.2 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的疲劳性能 |
| 5.4.3 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的疲劳断口 |
| 5.4.4 粒状贝氏体和马氏体SA508-Ⅳ钢的疲劳裂纹萌生和扩展 |
| 5.4.5 M/A岛和微裂纹萌生的关系 |
| 5.4.6 大角度晶界对疲劳裂纹扩展的影响 |
| 5.4.7 不同显微组织的SA508-Ⅳ钢疲劳裂纹萌生和扩展示意图 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢疲劳性能的影响 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 实验方法与步骤 |
| 6.3 回火温度对粒状贝氏体显微组织演化的影响 |
| 6.4 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢性能的影响 |
| 6.4.1 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢力学性能的影响 |
| 6.4.2 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢疲劳性能的影响 |
| 6.4.3 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢疲劳断口的影响 |
| 6.4.4 显微组织演化对SA508-Ⅳ钢疲劳裂纹萌生和扩展的影响 |
| 6.4.5 不同回火温度下SA508-Ⅳ钢疲劳裂纹萌生和扩展示意图 |
| 6.5 本章小结 |
| 7 粒状贝氏体中M/A岛分解对SA508-Ⅳ钢疲劳性能的影响 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 实验方法与步骤 |
| 7.3 回火时间对粒状贝氏体显微组织演化的影响 |
| 7.4 M/A岛分解对粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢性能的影响 |
| 7.4.1 M/A岛分解对粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢力学性能的影响 |
| 7.4.2 M/A岛分解对粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢疲劳性能的影响 |
| 7.4.3 M/A岛分解对粒状贝氏体SA508-Ⅳ钢疲劳断口的影响 |
| 7.4.4 M/A岛分解对粒状贝氏体材料疲劳裂纹萌生和扩展的影响 |
| 7.4.5 不同回火时间下疲劳裂纹萌生和扩展示意图 |
| 7.5 本章小结 |
| 8 结论、创新点及展望 |
| 8.1 结论 |
| 8.2 创新点 |
| 8.3 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（8）核安全3级架空聚乙烯管道抗震性能研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号说明 |
| 1 绪论 |
| 1.1 核电概述 |
| 1.1.1 核电厂原理与结构 |
| 1.1.2 核电厂机械设备分级 |
| 1.1.3 核电设备抗震要求 |
| 1.2 核电厂用HDPE管道 |
| 1.2.1 HDPE管的特点 |
| 1.2.2 核电厂用HDPE管的发展和现状 |
| 1.2.3 核电厂HDPE管道相关标准 |
| 1.3 核安全3 级HDPE管道的材料、设计与连接 |
| 1.3.1 HDPE材料性能 |
| 1.3.2 核安全3 级HDPE管道设计 |
| 1.3.3 核安全3 级HDPE管道连接 |
| 1.4 核电厂设备的抗震分析与试验 |
| 1.4.1 核电厂设备抗震设计相关标准 |
| 1.4.2 核电厂设备抗震分析方法 |
| 1.4.3 核电厂设备抗震试验 |
| 1.5 目前存在的问题 |
| 1.6 研究内容及技术路线图 |
| 1.6.1 课题来源 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 1.6.3 技术路线图 |
| 2 SEC系统HDPE管道整体抗震计算 |
| 2.1 力学计算参数 |
| 2.1.1 SEC系统简介 |
| 2.1.2 设计参数与材料参数 |
| 2.1.3 地震载荷分析方法 |
| 2.2 HDPE管道系统整体有限元计算 |
| 2.2.1 HDPE管道系统整体模型 |
| 2.2.2 整体模型的静力学响应 |
| 2.2.3 管道系统模态 |
| 2.2.4 管道系统地震载荷响应 |
| 2.3 支吊架布置设计 |
| 2.3.1 支吊架间距计算 |
| 2.3.2 支吊架布置优化 |
| 2.3.3 优化后的力学计算 |
| 2.4 管道系统关键段的确定 |
| 2.4.1 应力校核参考公式 |
| 2.4.2 截面力计算结果 |
| 2.4.3 关键段选取 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 HDPE管道关键段抗震计算与分析 |
| 3.1 关键段力学模型 |
| 3.1.1 关键段模型结构与网格划分 |
| 3.1.2 模型边界条件 |
| 3.2 有限元模型计算 |
| 3.2.1 单一载荷与组合载荷下的静力学响应 |
| 3.2.2 关键段模态 |
| 3.2.3 地震载荷响应 |
| 3.3 支吊架尺寸设计 |
| 3.3.1 修改支吊架前后地震载荷对比 |
| 3.3.2 不同支吊架尺寸影响 |
| 3.4 关键段应力状态影响因素分析 |
| 3.4.1 特殊结构(弯头、支吊架、阀) |
| 3.4.2 温度 |
| 3.4.3 载荷 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 HDPE管道水压与抗震试验 |
| 4.1 抗震试验内容与设备 |
| 4.1.1 试验内容 |
| 4.1.2 试样结构与尺寸 |
| 4.1.3 试验台参数 |
| 4.1.4 测试仪器 |
| 4.2 振动试验方案 |
| 4.2.1 试验台架设计 |
| 4.2.2 人工地震波生成 |
| 4.2.3 传感器布置与被测数据 |
| 4.2.4 试验步骤 |
| 4.3 振动试验模拟与结果预测 |
| 4.3.1 时程分析法 |
| 4.3.2 有限元模型 |
| 4.3.3 地震载荷模拟 |
| 4.3.4 动态响应结果 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 总结与展望 |
| 5.1 总结 |
| 5.2 主要创新点 |
| 5.3 展望 |
| 参考文献 |
| 在读硕士期间取得的科研成果 |
（9）基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 主要符号表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究的目的和意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 实验研究现状 |
| 1.2.2 数值研究现状 |
| 1.2.3 研究现状小结 |
| 1.3 主要研究内容 |
| 第2章 理论与方法 |
| 2.1 蒸汽发生器两流体计算模型 |
| 2.2 一、二次侧热量传递 |
| 2.2.1 一、二次侧耦合换热 |
| 2.2.2 传热热阻计算 |
| 2.3 流动压降计算 |
| 2.4 湍流模型 |
| 2.4.1 选择湍流模型依据 |
| 2.4.2 Van Der Welle湍流模型 |
| 2.5 两相相变模型 |
| 2.5.1 汽泡热力学 |
| 2.5.2 汽泡动力学 |
| 2.5.3 两相界面传递特性 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 数值方法及程序开发 |
| 3.1 数值离散方法 |
| 3.1.1 控制方程离散 |
| 3.1.2 速度压力修正 |
| 3.1.3 边界条件 |
| 3.2 多孔介质计算方法及验证 |
| 3.2.1 多孔介质参数计算 |
| 3.2.2 计算方法流程 |
| 3.2.3 方法验证 |
| 3.3 水和蒸汽物性参数计算方法及验证 |
| 3.3.1 计算理论模型 |
| 3.3.2 热力学物性参数计算 |
| 3.3.3 热迁移物性参数计算 |
| 3.3.4 程序结构 |
| 3.3.5 程序验证 |
| 3.4 程序编制 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 程序验证 |
| 4.1 实验简介及主要参数 |
| 4.2 对实验建模与分析 |
| 4.2.1 对比计算模型 |
| 4.2.2 对比结果及讨论 |
| 4.3 本章小结 |
| 第5章 程序应用 |
| 5.1 蒸汽发生器主要技术参数 |
| 5.2 程序计算模型 |
| 5.2.1 计算模型及控制体 |
| 5.2.2 边界条件与换热面积 |
| 5.3 计算结果及分析 |
| 5.3.1 满负荷下计算结果分析 |
| 5.3.2 不同工况下计算结果分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 总结 |
| 6.1 研究结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 攻读博士学位期间参加的科研工作 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（10）聚乙烯管道热熔接头的相控阵超声检测中孔洞缺陷的表征和重构（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号说明 |
| 1 绪论 |
| 1.1 无损检测技术 |
| 1.1.1 X射线检测技术 |
| 1.1.2 红外热成像技术 |
| 1.1.3 微波扫描法 |
| 1.1.4 超声检测技术 |
| 1.2 相控阵超声检测技术 |
| 1.2.1 检测原理 |
| 1.2.2 扫描方式 |
| 1.2.3 研究进展 |
| 1.2.4 相控阵检测标准 |
| 1.3 目前存在的问题 |
| 1.4 研究内容及技术路线图 |
| 1.4.1 研究内容 |
| 1.4.2 技术路线图 |
| 2 热熔接头的相控阵超声检测方法 |
| 2.1 热熔接头及其卷边 |
| 2.2 相控阵超声检测方法 |
| 2.3 热熔接头的缺陷分类 |
| 2.4 燃气管道现场检测 |
| 2.4.1 现场概况 |
| 2.4.2 相控阵超声检测结果 |
| 2.4.3 实际检测的缺陷图谱 |
| 2.4.4 缺陷产生的原因 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 相控阵超声仿真与孔洞缺陷表征 |
| 3.1 热熔接头声场仿真 |
| 3.1.1 声场计算方法 |
| 3.1.2 几何建模和仿真参数设置 |
| 3.1.3 声场仿真结果 |
| 3.2 孔洞缺陷仿真 |
| 3.2.1 孔洞缺陷的特征参数 |
| 3.2.2 孔洞缺陷建模 |
| 3.2.3 孔洞缺陷仿真结果 |
| 3.3 孔洞缺陷的定量表征 |
| 3.3.1 基于底面回波高度法的缺陷定量 |
| 3.3.2 基于半波高度法的缺陷定量 |
| 3.3.3 缺陷定量规律与定量方法对比 |
| 3.3.4 缺陷埋藏深度对定量结果的影响 |
| 3.4 孔洞缺陷的定位表征 |
| 3.4.1 基于缺陷回波高度法的缺陷定位 |
| 3.4.2 基于半波高度法的缺陷定位 |
| 3.4.3 缺陷定位规律与定位方法对比 |
| 3.4.4 缺陷尺寸对于定位结果的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 孔洞缺陷重构 |
| 4.1 影响因素分析 |
| 4.2 缺陷尺寸重构 |
| 4.2.1 基于多项式回归的尺寸重构 |
| 4.2.2 基于支持向量回归的尺寸重构 |
| 4.2.3 组合模型的尺寸重构 |
| 4.3 缺陷位置重构 |
| 4.3.1 基于多项式回归的位置重构 |
| 4.3.2 基于支持向量回归的位置重构 |
| 4.3.3 组合模型的位置重构 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 总结与展望 |
| 5.1 总结 |
| 5.2 主要创新点 |
| 5.3 展望 |
| 参考文献 |
| 在读硕士期间取得的科研成果 |
四、美国核电站管道的材料选择和焊接（论文参考文献）
- [1]核电站接管安全端异种金属焊接接头残余应力预测的研究现状[J]. 郭舒,王海涛,韩恩厚. 机械工程材料, 2021(10)
- [2]ASME N-755对核电用HDPE管材料选择和性能测试的指导[J]. 段颉颃,林榕,孙霖杰,刘康林,赖焕生. 化工机械, 2021(05)
- [3]含复合缺陷X80天然气管道环焊缝完整性安全评价[D]. 董玉凡. 西安理工大学, 2021(01)
- [4]304不锈钢管环焊缝表面堆焊SNi6625合金应力分布及堆焊层尺寸优化研究[D]. 林昌华. 江苏科技大学, 2021
- [5]Z核电检修公司发展战略研究[D]. 马驰. 大连理工大学, 2021
- [6]超声冲击处理对核电用不锈钢焊接接头局部腐蚀行为的影响[D]. 闫晓波. 机械科学研究总院, 2021(01)
- [7]核压力容器用大锻件SA508-Ⅳ钢疲劳性能的研究[D]. 代鑫. 北京科技大学, 2021
- [8]核安全3级架空聚乙烯管道抗震性能研究[D]. 胡安琪. 浙江大学, 2021
- [9]基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟[D]. 王雨. 华北电力大学(北京), 2021(01)
- [10]聚乙烯管道热熔接头的相控阵超声检测中孔洞缺陷的表征和重构[D]. 陶杨吉. 浙江大学, 2021(09)