田灣核電站1、2號機組主給水泵暖泵系統改造

楊均勇，歐陽欽

(1. 中廣核研究院有限公司系統工程與改造中心，深圳 518035；2. 江蘇核電有限公司，江蘇 連云港 222042)

田灣核電廠1號、2號1 060 MW機組是由俄羅斯圣彼得堡設計院設計，設備及管道也由俄羅斯整體供貨，分別于2007年5月17日和2007年8月16日投入運行。主給水系統共有5臺主給水泵，正常運行期間4臺工作，1臺備用。2010年4月21日，2號機組啟動5號主給水泵時，泵出口逆止閥旁路管線手動閥門雙端管道斷裂，閥門整體飛出，閥門所在管道扭曲變形，導致大量高溫水蒸氣泄漏，觸發房間火災報警，幸未造成人員傷亡。從飛出管道的斷口發現管道內壁沖刷腐蝕明顯，管道多處壁厚不到1 mm(設計壁厚為3 mm)。本文重點對田灣核電站1、2號機組主給水泵暖泵系統改造。

1 系統運行狀況

1.1 原設計暖泵系統

主給水泵暖泵流程如圖1所示，原設計為當泵處于備用狀態下，除氧器中壓力0.8 MPa，溫度172℃的給水經主給水泵入口閥門1及主給水泵入口7進入主給水泵體，加熱主給水泵后，經主給水泵疏水閥6進入壓力為常壓的疏水系統。當主給水泵上下溫差小于15℃時，自動關閉疏水閥6，當主給水泵上下溫差大于25℃時，自動打開疏水閥6。但因疏水閥6所在的疏水管線較小，僅為Φ18 mm×2 mm，導致暖泵時間長(見圖1)，不能滿足運行要求。

根據原設計要求，給水泵出口逆止閥的旁路閥3及其所在管線，主要用于啟泵前預熱泵組的出口管道，每次啟泵前閥門3只需打開7 min。

1.2 系統實際運行情況

因原設計暖泵系統的暖泵時間長，不能滿足運行要求，從機組調試開始就一直利用主給水泵出口逆止閥旁路管線進行暖泵。具體流程為：主給水泵出口集管壓力9.2 MPa，溫度172℃的給水經主給水泵出口閥門4及出口逆止閥旁路管線閥門3，從主給水泵出口8逆流流入泵體，當泵體上下本體溫差小于25℃時，逆流給水經主給水泵入口7及泵入口閥門1流入除氧器。當泵體上下本體溫差大于25℃時，一部分逆流給水經主給水泵出口7及泵入口閥門1流入壓力約為0.8 MPa的除氧器，另一部分經主給水泵疏水閥門6進入疏水系統。

主給水泵暖泵流程圖如圖1所示。

圖1 主給水泵暖泵流程圖

因主給水泵逆止閥旁路管線閥門3為手動閥，按運行規程的要求[1]，在泵備用期間必須保證泵體上下溫差小于25℃，因此在泵備用期間，閥門3必須保持常開。

2 缺陷原因分析

自2008年9月12日首次發現1號主給水泵閥門3焊縫泄漏蒸汽，歷次大修都對1、2號機組各5臺主給水泵的閥門3所在管線進行了測厚，對于壁厚小于2 mm的管道進行更換，截至2號機組第三次大修，2臺機組10條主給水泵逆止閥旁路管線共更換21次。

但是，2010年4月21日，在啟動2號機組5號主給水泵時，主給水泵逆止閥旁路管線在閥門3兩側雙端斷裂，閥門整體飛出，導致大量高溫水蒸氣漏出，觸發房間火災報警，斷裂管道及閥門如圖2所示。

圖2 斷裂的主給水泵逆止閥旁路管道

2.1 管道壓降太大

主給水系統正常運行時，1臺主給水泵處于備用狀態，其入口除氧器壓力為0.8 MPa，出口壓力約為9.2 MPa。當打開主給水泵逆止閥旁路管線閥門3時，出口的高壓水便會經過閥門3所在管線、流經給水泵逆流進入除氧器。主給水泵出口逆止閥旁路管線設計為Φ32 mm×3 mm碳鋼管，由于8.4 MPa的壓降主要由主給水泵逆止閥旁路管線及該管線上的閥門承擔，造成閥門本身和其所在的管道沖刷汽蝕減薄，以致在壓力作用下發生斷裂。

2.2 原設計不合理

在原設計中閥門3及所在管道用于預熱泵組的出口管道，在系統啟動時閥門3只開啟7 min，在泵正常運行及備用狀態時，該閥門處于關閉狀態。暖泵的功能通過打開6閥門實現，該閥門處于泵本體引出的管道[2]。但是，在機組調試過程中發現利用原設計暖泵管線暖泵時，由于該管道為Φ18 mm×2 mm，管徑較小，導致暖泵時間長，甚至達不到暖泵的要求。而微開閥門3時，很快可以達到暖泵的效果。因此，B版的運行規程采用微開備用泵出口逆止閥的旁路閥3，以確保泵處于備用狀態。改變了主給水泵逆止閥旁路管線的設計功能，加速了閥門3及所在管道的汽蝕減薄過程。

2.3 此管道為流體加速腐蝕(FAC)敏感管道

有研究表明，FAC出現的溫度范圍為100～300℃，在150℃附近達到峰值，而該管道內流體的溫度為172℃，處于FAC敏感溫度峰值附近。另外，FAC的速率幾乎正比于流速，通過超聲波流量計測量發現，在主給水泵備用狀態下，閥門3開度1/3的情況下，測量流量為27 m3/h，計算流速約為20 m/s，遠遠大于推薦的設計流速1～3 m/s，加速了FAC。

3 改進措施

3.1 改造方案一

在主給水泵出口再循環管線上接Φ32 mm×5 mm的管道，通過兩個快關閥1和2(5 s內關閉)接到Φ60 mm×7 mm的集管上通過截至閥3、調節閥4、水封閥5接到進入凝汽器的管道上，如圖3所示。

圖3 改造方案一

當主給水泵處于備用狀態時，打開兩個快關閥1和2，水從給水泵入口管線流經給水泵對泵體進行加熱，然后從Φ60 mm×7 mm的集管上通過截至閥3、調節閥4、水封閥5進入凝汽器。當泵啟動時，關閉快關閥1和2。

該方案主要存在以下幾點問題。

(1)對快關閥的可靠性要求較高，新增調節閥易發生故障、投入較大。

(2)額外的熱水進入冷凝器，造成二回路熱量損失，從而會減少汽輪機的工作效率。

(3)當泵在“熱備用”狀態時，其再循環管線Dn150及逆止閥到給水集管上的Dn400管道得不到預熱，泵在投用過程中，會發生嚴重的“水錘”現象。

(4)除氧器經主給水泵自流到冷凝器管線上的閥門溫度，處在不超過40℃的范圍內，而除氧器的水溫為172℃，流經泵本體溫度后的溫度估計為130℃左右，存在高溫差導致“水錘”的風險。

(5)除氧器內溫度、壓力較高的水直接流入凝汽器會發生沸騰，可導致汽機冷凝器真空破壞，引起機組的事故停堆。

3.2 分頻下垂控制策略

3.2.1改變管道的幾何尺寸

部件的幾何尺寸直接影響流速和質量交換速率，一般而言，若部件中有能增加流速和湍流的幾何條件存在，則FAC會更嚴重。雖然直管中很少發生FAC，但是當流體速度很高時也是會發生的。為避免高速流體沖蝕管道，引起管道表面氧化膜剝離，降低流速對FAC的影響，通過將主給水泵逆止閥旁路管線由原設計的Φ25 mm×3 mm改造為Φ57 mm×6 mm，使改造后的流通面積增加為改造前的5.6倍，流速下降為原來的1/5.6。

按照FAC機理，FAC最可能在流體擾動部位發生，如彎頭、彎管、漸縮管、三通、管道入口、流量控制孔板和閥門的下游湍流區域。因此，在最初方案中考慮取消主給水泵逆止閥旁路管線手動閥。

但如果發生失去廠外交流電，輔主給水泵將啟動，并首先需通過旁路對給水集管升壓，此時流量為20 kg/s左右。而因5臺主給水泵逆流暖泵管線沒有閥門，給水將依次經過高壓加熱器、主給水泵出口集管、5臺主給水泵逆流暖泵管線返回除氧器，5臺主給水泵逆流暖泵總流量約75 t/h ，即20.8 kg/s，大于輔助給水泵旁路管線的流量，將導致輔助給水泵無法啟動，從而降低事故工況下蒸發器給水可靠性。

3.2.2增加節流孔板

為避免由于閥門結構不合理造成的閥體內部沖蝕，通過系統分析，在此管線上增加多級節流孔板分級降壓，避免因單個節流孔板的劇烈節流作用導致管道氣蝕沖刷。

設計輸入流量：3 m3/h，溫度：172℃，逆止閥旁路進口壓力：9.09 MPa，出口壓力：1.02 MPa(除氧水箱0.84 MPa加上20 m水柱高度)。假設閥門LAB15AA001、泵給水管道閥門(LAB15AA101)及循環水管道閥門(LAB15AA105/002)處于全開狀態，使回流到除氧水箱的除鹽水為單相液體，壓力為除氧器工作壓力。根據《火力發電廠汽水管道設計技術規定》[1]，節流孔板孔徑按下式計算：

(1)

式中dk——節流孔板的孔徑， mm；G——通過孔板的流量，t/h；ρ——水的密度，kg/m3；Δρ——孔板前后壓差，MPa。

表1 逆止閥旁路管道節流孔板參數(三級)

表2 逆止閥旁路管道節流孔板參數(四級)

表3 逆止閥旁路管道節流孔板參數(五級)

表4 孔板厚度設計結果

節流孔板阻塞流壓差按照下式[2]計算。

(2)

式中P1——孔板進口壓力，MPa；PC——水的熱力學臨界壓力，取22.5 MPa；PV——節流孔板處流體溫度對應的飽和蒸氣壓，水在172℃時的飽和蒸氣壓為0.83 MPa；FL——液體壓力恢復系數，取值0.9。

下面分別按照三級、四級及五級進行設計，計算結果見表1至表3。

由表1可知，采用三級節流孔板在末級孔板處發生汽蝕和空化(△Ps≤△P，節流件最小處介質壓力下降到對應溫度下的飽和溫度對應的壓力以下，液體中將會有蒸汽以氣體的形式溢出，即產生空化現象，引起節流孔板后的管道氣蝕)，受現場空間限制，采用五級孔板的方案較困難，因此采用四級孔板方案(見表2)。

由于第一、二級孔板的節流件進出口壓差遠小于節流孔板阻塞流壓差，因可將孔徑適當縮小，分別選定第一、二級孔板孔徑為4.0 mm和5.0 mm，第三、四級孔板的節流件進出口壓差與節流孔板阻塞流壓差較為接近，如節流件進出口壓差較大容易導致發生汽蝕和空化，因此將第三、四級孔板孔徑適當增加，分別選定第三、四級孔板孔徑為6.2 mm和7.5 mm。

孔板厚度按照材料的強度設計[1]，即：

(3)

計算結果見表4，計算厚度為3.66 mm，但考慮到系統長期運行，節流孔板會受沖擊減薄，因此選擇孔板厚度為10 mm。

3.2.3改變管道材質

通常認為，流體加速腐蝕(FAC)是因為碳鋼或低合金鋼的正常保護性氧化膜溶進流體的水或汽水混合物中，使與流體直接接觸的材料表面氧化膜會變薄，從而降低了材料抗腐蝕性，加快了材料的腐蝕速率。合金元素可以與Fe生成比Fe3O4的可溶性更小的氧化物(如FeCr2O4)，同時氧化物中的孔也減少了，從而提高了材料的抗腐蝕性能。而氧化膜的穩定性和可溶性由合金材料的成分及含量決定，研究表明最有益的材料是Cr，當材料中的Cr質量含量大于1%時就能使FAC的速率降低很多，甚至可以忽略。因此，在改造中將管道材質由原設計的20碳鋼更換為Cr質量含量為18%的18-8不銹鋼無縫管道。

3.2.4其他措施

在主給水泵逆止閥旁路管線上增加了防甩支架，避免主給水泵逆止閥旁路管道再次發生因管道壁厚減薄飛出，造成人員或設備損害。另外，在每次大修期間對該管線進行測厚，待壁厚減薄到4 mm時更換管道。

表5 主給水泵逆流暖泵歷次改造方案及改造效果

4 改造過程

2010年2號機組第2次小修期間按四級節流孔板、分級降壓的方案對5號主給水泵逆止閥旁路管線進行了改造。改造后只有打開閥門6，泵體上下溫差維持在23.5℃左右，雖小于設計要求的25℃，但不能低于15℃，致使閥門6需持續打開。分析認為改造不成功的原因具體如下。

(1)逆流暖泵水不能在泵體內形成循環流動，影響暖泵效果。根據測算，通過閥門6的流量為2.5～3.0 m3/h，通過節流孔板的流量約為1.0 m3/h，從除氧器經泵入口進出泵體的水及通過孔板經泵出口進入泵體的水直接通過閥門6進入疏水系統，沒有返回除氧器，不能在泵內形成循環流動，從而影響暖泵效果。

(2)暖泵流量設計裕量不足，雖在設計前通過高溫超聲測量的逆流暖泵流量在2.5～3.5 m3/h區間波動(但管道太小，測量誤差很大)，主給水泵廠也認為3.0 m3/h的流量滿足暖泵要求，因此選擇了3.0 m3/h作為設計輸入，但未考慮設計裕量。

根據DL/T 5054—2016《火力發電廠汽水管道設計規范》，逐步調整設計流量，重新計算孔板孔徑。T204大修前，按照修改后的方案先后在5號主給水泵上進行了7次驗證，歷次改造方案及效果見表5。

由表5可見，第2、3、5次方案改造后暖泵管線存在不同程度的噪聲，第3、5次改造后實測流量在20 m3/h左右，滿足暖泵要求，但管線噪聲較大，存在汽蝕；第6種方案改造后解決了暖泵管線的噪聲，改造是成功的，但是在第2個彎頭處存在管道沖刷聲；按照第2、4、7方案改造后暖泵流量較小，現場也沒有噪聲，但需調整運行規程，即在系統在線時，暖泵初始階段關閉再循環管線上的閥門5，待泵殼體上下溫差滿足要求后再打開再循環管線上的閥門5，然后按照現有規程投主給水泵到備用狀態。

根據數次試驗情況，在T204按照第6次改造的節流孔板，為消除第2個彎頭處流體沖刷管道的聲音，重新布置了暖泵管道(改造前后的逆流暖泵管線布置圖見圖4)，對2LAC11的暖泵管線進行改造。改造后泵殼體上下溫差為17.6℃左右，再循環流量4.67 m3/h，暖泵流量9.71 m3/h，改造后節流孔板及管道沒有明顯的沖刷聲或流體汽化噪聲。

T204大修后按照第8次改造的方案對2LAC13逆流暖泵管線進行了改造，改造后泵殼體上下溫差為9.5℃左右，再循環流量5.5 m3/h，暖泵流量9.7 m3/h，改造后節流孔板及管道沒有明顯的沖刷聲或流體汽化噪聲，滿足暖泵要求。

圖4 改造前后逆流暖泵管線布置圖

5 效果評定

5.1 理論校核

通過9次試驗最終確定的四級節流孔板的尺寸分別為9.0，9.0，12.0 mm和16.5 mm。根據DL/T 5054—2016《火力發電廠汽水管道設計規范》,迭代推算出流量及各級壓降，并證明阻塞流壓差滿足△Ps>△P的要求。逆止閥旁路管道節流孔板校核具體見表6。

表6 逆止閥旁路管道節流孔板校核

5.2 實踐檢驗

在T204/205期間分別對1、2號主給水泵的逆流暖泵管線進行了測厚，分別見表6和表7。通過比較發現已實施改造的逆流暖泵管線管道減薄不明顯，數據偏差為0.1～0.2 mm，未實施改造的逆流暖泵管線有明顯減薄現象(見表8)，且減薄主要發生在彎頭及閥門后的直管段，減薄量約為0.4 mm。

6 結語

田灣核電站按多級節流、分級降壓的原則對主給水泵逆流暖泵管線進行改造。從運行情況看，改造后的管道抵抗流體沖刷腐蝕的能力明顯提高，管道內的流速明顯降低，保障了機組的安全、可靠運行。

表7 改造后的1號主給水泵逆流暖泵管線測厚數據對比

表8 未改造的2號主給水泵逆流暖泵管線測厚數據對比 mm

參考文獻：

[1] 火力發電廠汽水管道設計規范, DL/T 5054—2016[S].

[2]張寶峰.多級節流孔板的設計計算[J].西北電力技術，2005(5)：27-30.