某核電廠高壓加熱器疏水管道多參數(shù)疲勞監(jiān)測與評估

林 磊，徐德城，浦燕明，劉寅立

(蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004)

疏水是蒸汽因為壓力、溫度下降而產(chǎn)生的凝結(jié)水。疏水應及時排放，否則不僅吸收管內(nèi)蒸汽熱量、影響蒸汽流動，嚴重的將會由于汽液相變而產(chǎn)生水擊現(xiàn)象，造成嚴重后果，甚至損毀管道或管道上的部件。因此，在電廠管道設(shè)計中，根據(jù)不同的管路參數(shù)，設(shè)置有各種疏水管道。但由于設(shè)計或制造、運行等原因，國內(nèi)已發(fā)生很多疏水管道失效事件。國內(nèi)電廠疏水管道失效的主要原因有：

1)設(shè)計因素造成的失效，如：管道及支吊架設(shè)計不合理造成管道運行交變熱應力過大導致開裂[1-5]、支吊架布置不合理導致局部靜應力超標造成的焊縫處開裂[6-9];

2)制造工藝導致的失效，如：焊接質(zhì)量不佳或焊材使用不當導致疏水管爆破[10-12]，錯用鋼材及管道壁厚過薄導致疏水管道爆管[13-14]；

3)運行條件導致的失效，如氣蝕沖刷導致管壁減薄造成的泄漏[15-21]；疏水管振動疲勞開裂[22-23]，應力腐蝕開裂造成泄漏[24]，高溫條件、腐蝕介質(zhì)和循環(huán)應力共同作用導致的疏水管內(nèi)壁鈍化膜破壞，產(chǎn)生腐蝕和裂紋[25-26]，氣蝕、振動、交變熱應力、管材質(zhì)量等綜合因素導致疏水管泄漏[27]。

在所有疏水管道失效原因中，氣蝕和交變應力造成的開裂占了總失效量的50%，但上述文獻多是從理論分析和斷口特征來推斷其失效原因的，并未進行實際的監(jiān)測驗證。

本文通過對某核電廠高壓加熱器疏水管道進行應變、加速度和溫度監(jiān)測，確認導致疏水管道開裂的真正原因，并根據(jù)監(jiān)測結(jié)果進行疲勞壽命評估，以便電廠制定管道改造和更換計劃。

1 疏水管道疲勞監(jiān)測及分析方法

圖1給出了疏水管道的主要工藝流程，疏水管道上的疏水閥A為由電磁閥控制的氣動閥門，當同列高加解列或汽機脫扣或相應管道疏水罐水位高高(或水位高延時2 s)，電磁閥控制回路失電動作，打開疏水閥。所有控制閥都裝有手輪，在氣源失效時就地手動操作。疏水閥兩端與管道均采用對接焊連接，三通、彎頭與直管采用承插焊連接。每個疏水閥的上游側(cè)和下游側(cè)各安裝有一個截止閥B和C。

每個疏水閥配置有一個電動疏水旁路閥D。當疏水閥故障未全開時，自動聯(lián)鎖打開相應的疏水旁路閥。疏水旁路閥在就地MCC控制(Motor Control Center，指電機控制中心)和就地接線盒上設(shè)有手動操作按鈕，疏水旁路閥除了SCS(SCS，Sequence Control System，指順序控制系統(tǒng))外，運行人員也可在就地MCC和就地接線盒上手動操作。疏水管的基本信息見表1。

表1 疏水管道基本信息

1.1 疲勞監(jiān)測方法

根據(jù)疏水管道的運行特征，可能引起疲勞開裂的因素包括：

1)振動疲勞：由于管道振動或疏水閥間歇疏水引起的管道水錘或空化，使管道承受振動引起的交變應力，產(chǎn)生疲勞開裂。

2)熱疲勞：疏水閥間歇疏水，使得疏水閥下游管道承受周期性的溫度和壓力載荷，這種周期載荷引起的交變應力導致應力集中處發(fā)生疲勞開裂。

為此，從振動加速度、溫度、表面應力三個方面進行疏水管道的疲勞監(jiān)測，并在啟機至滿功率運行的全過程中連續(xù)監(jiān)測，分析各參數(shù)的變化特征，以確認導致疲勞開裂的主要因素。

1.2 測點布置

因疏水管道開裂主要位于疏水閥與上游截止閥之間焊縫處、疏水閥下游與疏水旁路管連接三通的焊縫處，故重點關(guān)注這些部位的應力水平和溫度變化；同時為了對比疏水閥上、下游管道應力水平，在疏水閥上游三通處也進行監(jiān)測。應力監(jiān)測采用管道表面粘貼應變花的方式進行，在每個應變測點的圓周90°位置，采用熱電偶測量管道表面溫度。疏水閥間歇疏水可能引起瞬時水錘或空化，引起疏水閥下游管道的振動，故在疏水閥及其下游截止閥上安裝加速度傳感器來監(jiān)測振動情況。應變和振動監(jiān)測采用LMS數(shù)采系統(tǒng)，采樣頻率為1.6 kHz，溫度監(jiān)測采用RDXL12SD溫度采集儀，采樣頻率為1 Hz。疏水管道監(jiān)測測點布置如圖1所示。

1.3 管線應力范圍評估方法

根據(jù)ASME BPV CODE NC3653.2標準，管線由于自重、內(nèi)壓等持續(xù)載荷，以及熱膨脹作用下產(chǎn)生的應力范圍評估公式：

(1)

其中：

P=內(nèi)壓，MPa；

Do=管道外徑，m；

tn=管道名義壁厚，m；

Z=管道截面模量，m3；

i=應力增強系數(shù)；本文管道對接焊縫的應力， 無量綱；

增強系數(shù)為1.9，角焊縫的應力增強系數(shù)為2.1。

MA=橫截面上由自重等持續(xù)載荷引起的彎矩N·m；

MC=橫截面上由熱膨脹以及由循環(huán)載荷引起的錨固點位移產(chǎn)生的合彎矩的變化范圍；

SA=允許的熱膨脹應力范圍，SA=f[11.25SC+0.25Sh]；SC=冷態(tài)下管線材料的基本許用應力，304 L材料為115 MPa；Sh=為熱態(tài)下管線材料的基本許用應力，為109 MPa；f=應力減小系數(shù)，當壽期內(nèi)循環(huán)次數(shù)大于100 000次時，取0.5。計算可得304 L管道的應力范圍限值為193.9 MPa。

實測應變?yōu)閮?nèi)壓、自重、溫度等引起的管道外表面總應變，采用式(1)進行評估時，首先將實測軸向總應力減去內(nèi)壓引起的軸向應力SLP，得到總彎矩引起的軸向應力SLB，考慮疏水管道管徑較小，重力引起的應力較小，略去式(1)中系數(shù)0.75，則STE=iSLB+SLP。

1.4 管線疲勞評估方法

ASME BPVC標準中采用第三強度理論進行疲勞交變應力計算和評估，對于主應力方向變化的情況，通常采用最大-最小循環(huán)統(tǒng)計法[28]或3D雨流統(tǒng)計法[29]，進行交變應力幅計算。本文基于3D雨流統(tǒng)計法開展疏水管線的交變應力幅計算。

對于計算得到的交變應力幅，還應使用疲勞強度減弱系數(shù)對局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的應力進行修正。非核級管道的疲勞強度減弱系數(shù)可用應力增強系數(shù)的2倍來取值。

修正后的交變應力幅Sa應滿足：

Sa≤SAM

(2)

式中:SAM為材料疲勞極限，不銹鋼材料常溫疲勞極限為93.7 MPa，其他溫度的疲勞極限通過對彈性模量進行修正獲得。

2 測試結(jié)果分析

2.1 溫度測試結(jié)果分析

各測點在不同機組狀態(tài)下的平均溫度測量結(jié)果見表2，溫度變化范圍見表3?？梢钥闯觯瑱C組升功率過程中疏水管線的最高溫度呈緩慢增大趨勢，同時存在溫度波動，達到478 MW平臺后溫度波動范圍最大。位于疏水閥下游的T2/T10測點，溫度波動范圍最大，位于疏水閥上游的T1測點和位于旁路管上的T3測點溫度波動范圍最小。當疏水閥開啟時，上游高溫疏水流經(jīng)下游管道，使管道壁溫受內(nèi)部疏水加熱而升高，當疏水閥關(guān)閉后，管內(nèi)無疏水或僅存少量疏水，管壁溫度下降，因此疏水閥下游溫度波動范圍較大。而疏水閥上游T1測點和旁路管T3測點處，其內(nèi)部一直有疏水存在，管道外壁散熱的原因使T3測點溫度略低于T1測點，疏水閥開啟使疏水閥上游集水箱內(nèi)的疏水通過，集水箱內(nèi)水的溫度略高于疏水閥處，因此造成溫度的小范圍波動。

表2 最高溫度隨機組狀態(tài)變化(單位：℃)

表3 溫度波動范圍隨機組狀態(tài)變化(單位：℃)

圖2給出了管線上溫度波動范圍偏大的測點在649 MW平臺的溫度曲線，各測點溫度波動周期基本一致，約為60 s。進一步對全過程的溫度監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析，發(fā)現(xiàn)：

1)機組電功率為99 MW時，疏水管道表面溫度開始發(fā)生周期性波動，波動周期均約為60 s；

2)當機組功率升至338 MW時，溫度波動周期短期內(nèi)增加至約86 s，隨后又變?yōu)?0 s；

3)其他工況下溫度波動周期基本維持在約60 s。

根據(jù)對啟機過程中疏水閥動作情況的記錄，閥門啟閉周期也約為60 s，與溫度波動周期相同，這也說明了疏水閥間歇疏水是導致內(nèi)部流體溫度波動的直接原因。

圖2 649 MW平臺溫度變化曲線Fig.2 Temperature fluctuating curves at 649 MW

2.2 振動測試結(jié)果分析

圖3給出了由并網(wǎng)至滿功率過程中管道上V1點Y方向的振動加速度時域曲線，在電功率升至99 MW時，管線開始出現(xiàn)間歇周期振動特征，一直持續(xù)到滿功率，這種間歇周期變化特征與管道上溫度測點的變化情況一致。V2測點振動特征與V1Y相似，但幅值為V1Y的1.9～3.7倍，這是因為V1位于疏水閥A的本體上，疏水閥A開啟時其下游側(cè)溫度、壓力均低于上游側(cè)，疏水流出后會存在一定的汽化，這種汽液兩相流體推動疏水沖擊下游彎頭，使得靠近管段中部的截止閥C產(chǎn)生較大振動。整個啟機過程中管道的間歇振動周期相對穩(wěn)定，維持在59～69 s，僅在由305 MW向368 MW升功率過程中周期變長，約為80～107 s。各測點間歇振動情況與溫度波動周期一致。

圖3 V1Y振動加速度時域信號Fig. 3 Vibration acceleration curves of V1Y

表4給出了啟機過程各測點三個方向的最大振動加速度幅值?？梢钥闯觯鳒y點以水平橫向(Y方向)振動為主，振動加速度幅值最大值僅6.85g。根據(jù)筆者多年的管道振動疲勞評估經(jīng)驗，振動疲勞交變應力超出限值的小管道，其振動加速度通常在10g以上，而本文疏水管道的振動加速度較小，且現(xiàn)場觀察管道也沒有明顯位移，說明振動對管道疲勞損傷的貢獻很小。

表4 各測點最大加速度幅值 (單位：g)

2.3 管線應力測試結(jié)果分析

圖4給出了整個啟機過程中疏水閥下游側(cè)G2測點45°方向(沿管道軸向)的應變曲線。在不同工況下疏水管道的應變變化也不同，對照機組狀態(tài)發(fā)現(xiàn)：機組升功率至97 MW時，管道表面應變開始出現(xiàn)周期性波動，開始階段的波動范圍較小，約80 με；當機組功率升至406 MW后，應變波動范圍開始增大至約400 με，且由該狀態(tài)至滿功率期間，應變波動范圍基本維持在320～400 με。應變波動周期與瞬態(tài)振動及溫度波動周期一致，大部分時間保持在60 s左右。這種變化趨勢與疏水管道內(nèi)的疏水量變化趨勢是一致的，在啟機初始階段，疏水溫度相對較低、疏水量相對較少；隨著功率上升，疏水的溫度和流量也變大。

圖4 冷態(tài)至滿功率過程G2-45°應變周期波動情況Fig.4 Strain curves of Point G2-45° during the power raising

各測點的最大應力范圍和最大交變應力幅如表5所示。可以看出，疏水閥A上游G1測點、下游G4、G5測點的應力范圍均超出允許限值，說明管線設(shè)計中對靜應力考慮不足，尤其未充分考慮熱膨脹應力的釋放，應通過優(yōu)化管道布局來降低最大應力范圍。疏水閥A下游G2測點的交變應力幅約為允許值的2倍，其他位置的交變應力幅均低于允許值，但下游G4測點的交變應力幅接近限值。

表5 最大交變應力幅計算結(jié)果

結(jié)合電廠疏水管道失效的實際情況，疏水閥下游大部分焊縫均出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，且均從內(nèi)壁啟裂，而表5中并非下游每個測點的外壁交變應力均超出限值，其原因可能如下： 1)對于振動或熱膨脹等彎曲載荷造成的管系應力來說，由于外壁距離管道中性軸更遠，因此均勻厚度的管道截面上外壁應力要高于內(nèi)壁應力，這類疲勞開裂通常從外壁啟裂。由此判斷，振動或熱膨脹不是造成疏水管道疲勞開裂的原因；2)疏水閥啟閉的過程中，管道外壁包裹保溫棉進行絕熱，管壁具有一定厚度，使得內(nèi)壁與外壁之間存在溫度梯度，每次疏水過程中內(nèi)壁與外壁的溫度變化量必然不同，當內(nèi)壁溫升高于外壁溫升時，內(nèi)壁軸向熱變形受到阻礙而呈壓縮狀態(tài)，外壁軸向則處于拉伸狀態(tài)；反之，當內(nèi)壁溫升低于外壁溫升時，內(nèi)壁軸向熱變形處于拉伸狀態(tài)、外壁軸向處于壓縮狀態(tài)；因此疏水過程中內(nèi)壁和外壁應力始終處于拉伸和壓縮交變應力作用。同時由圓筒在溫度場的應力分布[30]可知，內(nèi)壁軸向溫度應力的幅值總是高于外壁，因此溫度波動引起的內(nèi)外壁交變應力是導致內(nèi)壁啟裂的主要原因；3)大多數(shù)焊縫內(nèi)壁表面狀態(tài)相對外壁要差，如存在焊瘤、余高過高等現(xiàn)象(如圖5所示)，這些局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)將使得應力集中加劇。同時，對接焊縫外壁殘余應力多呈壓應力狀態(tài)、而內(nèi)壁多呈拉應力狀態(tài)，內(nèi)壁的拉應力狀態(tài)疊加較大幅度的交變應力，將進一步促使內(nèi)壁快速啟裂；4)管道局部應力范圍過大，可能導致局部小區(qū)域的屈服，這種小范圍屈服雖不會導致整體塑性變形，但其作為應力交變過程的平均應力，也會一定程度上降低結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。

圖5 某疏水管對接焊縫宏觀形貌Fig.5 The macroscopic feature of a drain pipe

綜合溫度、振動加速度和應變測試的結(jié)果可知，引起疏水管道焊縫處頻繁開裂的主要原因為，疏水閥周期性啟閉導致下游管道承受周期性載荷(溫度、振動、壓力)，其中溫度波動使管道內(nèi)壁和外壁承受交變的拉伸和壓縮應力，且內(nèi)壁應力變化范圍大于外壁應力變化范圍，這是疏水管道疲勞開裂的直接原因。而內(nèi)壁應力集中程度高于外壁進一步加劇了內(nèi)壁疲勞載荷的幅值，管道設(shè)計不佳帶來的過大平均應力則降低了其疲勞強度，最終在這些多因素共同作用下，導致焊縫處由于疲勞累積作用而出現(xiàn)內(nèi)壁啟裂，并最終形成穿壁裂紋而導致泄漏。同時，疏水閥開啟瞬間流體沖擊閥門及管路，這種瞬時沖擊力有可能加快初始裂紋的形成及其擴展。因此，對于這類疲勞開裂問題，應審查管道應力狀態(tài)，并改變管道的疏水方式，盡量采用連續(xù)疏水，消除內(nèi)外壁溫升差異，從根本上消除疲勞應力的源頭；同時，提高焊縫的焊接質(zhì)量，降低焊縫處疲勞強度減弱系數(shù)，也能提高其抗疲勞性能，延長疲勞壽命。

3 結(jié)論

對核電廠疏水管道進行了應變、振動及溫度多參數(shù)監(jiān)測，采用3D雨流統(tǒng)計法進行交變應力幅的計算分析，得到了疏水管道應力范圍、交變應力幅、振動加速度和溫度變化特征。通過對多參數(shù)特征的綜合分析，得到主要結(jié)論如下：

1)疏水閥啟閉周期與疏水管道溫度、振動和應變信號波動周期吻合;

2)間歇疏水的溫度波動導致管道承受交變應力，且內(nèi)壁交變應力范圍大于外壁是造成疏水管道焊縫開裂的主要原因，同時焊縫內(nèi)壁形態(tài)不佳導致應力集中過大、內(nèi)壁殘余拉應力降低疲勞強度等起到很大的促進作用;

3)對于這類疏水管道的治理，應從改進疏水管線設(shè)計、改變疏水方式和改進焊接形式等方面入手，消除疲勞載荷、減小焊縫應力集中、降低平均應力，并提高接頭抗疲勞性能，從根本上消除疲勞開裂的風險。