某核電廠高壓加熱器疏水管道多參數(shù)疲勞監(jiān)測(cè)與評(píng)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?yàn)閴毫?、溫度下降而產(chǎn)生的凝結(jié)水。疏水應(yīng)及時(shí)排放，否則不僅吸收管內(nèi)蒸汽熱量、影響蒸汽流動(dòng)，嚴(yán)重的將會(huì)由于汽液相變而產(chǎn)生水擊現(xiàn)象，造成嚴(yán)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(jì)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(jì)或制造、運(yùn)行等原因，國(guó)內(nèi)已發(fā)生很多疏水管道失效事件。國(guó)內(nèi)電廠疏水管道失效的主要原因有：

1)設(shè)計(jì)因素造成的失效，如：管道及支吊架設(shè)計(jì)不合理造成管道運(yùn)行交變熱應(yīng)力過(guò)大導(dǎo)致開(kāi)裂[1-5]、支吊架布置不合理導(dǎo)致局部靜應(yīng)力超標(biāo)造成的焊縫處開(kāi)裂[6-9];

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

3)運(yùn)行條件導(dǎo)致的失效，如氣蝕沖刷導(dǎo)致管壁減薄造成的泄漏[15-21]；疏水管振動(dòng)疲勞開(kāi)裂[22-23]，應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂造成泄漏[24]，高溫條件、腐蝕介質(zhì)和循環(huán)應(yīng)力共同作用導(dǎo)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(dòng)、交變熱應(yīng)力、管材質(zhì)量等綜合因素導(dǎo)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(yīng)力造成的開(kāi)裂占了總失效量的50%，但上述文獻(xiàn)多是從理論分析和斷口特征來(lái)推斷其失效原因的，并未進(jìn)行實(shí)際的監(jiān)測(cè)驗(yàn)證。

本文通過(guò)對(duì)某核電廠高壓加熱器疏水管道進(jìn)行應(yīng)變、加速度和溫度監(jiān)測(cè)，確認(rèn)導(dǎo)致疏水管道開(kāi)裂的真正原因，并根據(jù)監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估，以便電廠制定管道改造和更換計(jì)劃。

1 疏水管道疲勞監(jiān)測(cè)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(dòng)閥門(mén)，當(dāng)同列高加解列或汽機(jī)脫扣或相應(yīng)管道疏水罐水位高高(或水位高延時(shí)2 s)，電磁閥控制回路失電動(dòng)作，打開(kāi)疏水閥。所有控制閥都裝有手輪，在氣源失效時(shí)就地手動(dòng)操作。疏水閥兩端與管道均采用對(duì)接焊連接，三通、彎頭與直管采用承插焊連接。每個(gè)疏水閥的上游側(cè)和下游側(cè)各安裝有一個(gè)截止閥B和C。

每個(gè)疏水閥配置有一個(gè)電動(dòng)疏水旁路閥D。當(dāng)疏水閥故障未全開(kāi)時(shí)，自動(dòng)聯(lián)鎖打開(kāi)相應(yīng)的疏水旁路閥。疏水旁路閥在就地MCC控制(Motor Control Center，指電機(jī)控制中心)和就地接線盒上設(shè)有手動(dòng)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(yùn)行人員也可在就地MCC和就地接線盒上手動(dòng)操作。疏水管的基本信息見(jiàn)表1。

表1 疏水管道基本信息

1.1 疲勞監(jiān)測(cè)方法

根據(jù)疏水管道的運(yùn)行特征，可能引起疲勞開(kāi)裂的因素包括：

1)振動(dòng)疲勞：由于管道振動(dòng)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(dòng)引起的交變應(yīng)力，產(chǎn)生疲勞開(kāi)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(yīng)力導(dǎo)致應(yīng)力集中處發(fā)生疲勞開(kāi)裂。

為此，從振動(dòng)加速度、溫度、表面應(yīng)力三個(gè)方面進(jìn)行疏水管道的疲勞監(jiān)測(cè)，并在啟機(jī)至滿(mǎn)功率運(yùn)行的全過(guò)程中連續(xù)監(jiān)測(cè)，分析各參數(shù)的變化特征，以確認(rèn)導(dǎo)致疲勞開(kāi)裂的主要因素。

1.2 測(cè)點(diǎn)布置

因疏水管道開(kāi)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(diǎn)關(guān)注這些部位的應(yīng)力水平和溫度變化；同時(shí)為了對(duì)比疏水閥上、下游管道應(yīng)力水平，在疏水閥上游三通處也進(jìn)行監(jiān)測(cè)。應(yīng)力監(jiān)測(cè)采用管道表面粘貼應(yīng)變花的方式進(jìn)行，在每個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的圓周90°位置，采用熱電偶測(cè)量管道表面溫度。疏水閥間歇疏水可能引起瞬時(shí)水錘或空化，引起疏水閥下游管道的振動(dòng)，故在疏水閥及其下游截止閥上安裝加速度傳感器來(lái)監(jiān)測(cè)振動(dòng)情況。應(yīng)變和振動(dòng)監(jiān)測(cè)采用LMS數(shù)采系統(tǒng)，采樣頻率為1.6 kHz，溫度監(jiān)測(cè)采用RDXL12SD溫度采集儀，采樣頻率為1 Hz。疏水管道監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示。

1.3 管線應(yīng)力范圍評(píng)估方法

根據(jù)ASME BPV CODE NC3653.2標(biāo)準(zhǔn)，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(yīng)力范圍評(píng)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(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)；本文管道對(duì)接焊縫的應(yīng)力， 無(wú)量綱；

增強(qiáng)系數(shù)為1.9，角焊縫的應(yīng)力增強(qiáng)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(diǎn)位移產(chǎn)生的合彎矩的變化范圍；

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

實(shí)測(cè)應(yīng)變?yōu)閮?nèi)壓、自重、溫度等引起的管道外表面總應(yīng)變，采用式(1)進(jìn)行評(píng)估時(shí)，首先將實(shí)測(cè)軸向總應(yīng)力減去內(nèi)壓引起的軸向應(yīng)力SLP，得到總彎矩引起的軸向應(yīng)力SLB，考慮疏水管道管徑較小，重力引起的應(yīng)力較小，略去式(1)中系數(shù)0.75，則STE=iSLB+SLP。

1.4 管線疲勞評(píng)估方法

ASME BPVC標(biāo)準(zhǔn)中采用第三強(qiáng)度理論進(jìn)行疲勞交變應(yīng)力計(jì)算和評(píng)估，對(duì)于主應(yīng)力方向變化的情況，通常采用最大-最小循環(huán)統(tǒng)計(jì)法[28]或3D雨流統(tǒng)計(jì)法[29]，進(jìn)行交變應(yīng)力幅計(jì)算。本文基于3D雨流統(tǒng)計(jì)法開(kāi)展疏水管線的交變應(yīng)力幅計(jì)算。

對(duì)于計(jì)算得到的交變應(yīng)力幅，還應(yīng)使用疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)對(duì)局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的應(yīng)力進(jìn)行修正。非核級(jí)管道的疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)可用應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)的2倍來(lái)取值。

修正后的交變應(yīng)力幅Sa應(yīng)滿(mǎn)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(guò)對(duì)彈性模量進(jìn)行修正獲得。

2 測(cè)試結(jié)果分析

2.1 溫度測(cè)試結(jié)果分析

各測(cè)點(diǎn)在不同機(jī)組狀態(tài)下的平均溫度測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表2，溫度變化范圍見(jiàn)表3?？梢钥闯觯瑱C(jī)組升功率過(guò)程中疏水管線的最高溫度呈緩慢增大趨勢(shì)，同時(shí)存在溫度波動(dòng)，達(dá)到478 MW平臺(tái)后溫度波動(dòng)范圍最大。位于疏水閥下游的T2/T10測(cè)點(diǎn)，溫度波動(dòng)范圍最大，位于疏水閥上游的T1測(cè)點(diǎn)和位于旁路管上的T3測(cè)點(diǎn)溫度波動(dòng)范圍最小。當(dāng)疏水閥開(kāi)啟時(shí)，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(dāng)疏水閥關(guān)閉后，管內(nèi)無(wú)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(dòng)范圍較大。而疏水閥上游T1測(cè)點(diǎn)和旁路管T3測(cè)點(diǎn)處，其內(nèi)部一直有疏水存在，管道外壁散熱的原因使T3測(cè)點(diǎn)溫度略低于T1測(cè)點(diǎn)，疏水閥開(kāi)啟使疏水閥上游集水箱內(nèi)的疏水通過(guò)，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(dòng)。

表2 最高溫度隨機(jī)組狀態(tài)變化(單位：℃)

表3 溫度波動(dòng)范圍隨機(jī)組狀態(tài)變化(單位：℃)

圖2給出了管線上溫度波動(dòng)范圍偏大的測(cè)點(diǎn)在649 MW平臺(tái)的溫度曲線，各測(cè)點(diǎn)溫度波動(dòng)周期基本一致，約為60 s。進(jìn)一步對(duì)全過(guò)程的溫度監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)：

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

2)當(dāng)機(jī)組功率升至338 MW時(shí)，溫度波動(dòng)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(dòng)周期基本維持在約60 s。

根據(jù)對(duì)啟機(jī)過(guò)程中疏水閥動(dòng)作情況的記錄，閥門(mén)啟閉周期也約為60 s，與溫度波動(dòng)周期相同，這也說(shuō)明了疏水閥間歇疏水是導(dǎo)致內(nèi)部流體溫度波動(dòng)的直接原因。

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

2.2 振動(dòng)測(cè)試結(jié)果分析

圖3給出了由并網(wǎng)至滿(mǎn)功率過(guò)程中管道上V1點(diǎn)Y方向的振動(dòng)加速度時(shí)域曲線，在電功率升至99 MW時(shí)，管線開(kāi)始出現(xiàn)間歇周期振動(dòng)特征，一直持續(xù)到滿(mǎn)功率，這種間歇周期變化特征與管道上溫度測(cè)點(diǎn)的變化情況一致。V2測(cè)點(diǎn)振動(dòng)特征與V1Y相似，但幅值為V1Y的1.9～3.7倍，這是因?yàn)閂1位于疏水閥A的本體上，疏水閥A開(kāi)啟時(shí)其下游側(cè)溫度、壓力均低于上游側(cè)，疏水流出后會(huì)存在一定的汽化，這種汽液兩相流體推動(dòng)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(dòng)。整個(gè)啟機(jī)過(guò)程中管道的間歇振動(dòng)周期相對(duì)穩(wěn)定，維持在59～69 s，僅在由305 MW向368 MW升功率過(guò)程中周期變長(zhǎng)，約為80～107 s。各測(cè)點(diǎn)間歇振動(dòng)情況與溫度波動(dòng)周期一致。

圖3 V1Y振動(dòng)加速度時(shí)域信號(hào)Fig. 3 Vibration acceleration curves of V1Y

表4給出了啟機(jī)過(guò)程各測(cè)點(diǎn)三個(gè)方向的最大振動(dòng)加速度幅值。可以看出，各測(cè)點(diǎn)以水平橫向(Y方向)振動(dòng)為主，振動(dòng)加速度幅值最大值僅6.85g。根據(jù)筆者多年的管道振動(dòng)疲勞評(píng)估經(jīng)驗(yàn)，振動(dòng)疲勞交變應(yīng)力超出限值的小管道，其振動(dòng)加速度通常在10g以上，而本文疏水管道的振動(dòng)加速度較小，且現(xiàn)場(chǎng)觀察管道也沒(méi)有明顯位移，說(shuō)明振動(dòng)對(duì)管道疲勞損傷的貢獻(xiàn)很小。

表4 各測(cè)點(diǎn)最大加速度幅值 (單位：g)

2.3 管線應(yīng)力測(cè)試結(jié)果分析

圖4給出了整個(gè)啟機(jī)過(guò)程中疏水閥下游側(cè)G2測(cè)點(diǎn)45°方向(沿管道軸向)的應(yīng)變曲線。在不同工況下疏水管道的應(yīng)變變化也不同，對(duì)照機(jī)組狀態(tài)發(fā)現(xiàn)：機(jī)組升功率至97 MW時(shí)，管道表面應(yīng)變開(kāi)始出現(xiàn)周期性波動(dòng)，開(kāi)始階段的波動(dòng)范圍較小，約80 με；當(dāng)機(jī)組功率升至406 MW后，應(yīng)變波動(dòng)范圍開(kāi)始增大至約400 με，且由該狀態(tài)至滿(mǎn)功率期間，應(yīng)變波動(dòng)范圍基本維持在320～400 με。應(yīng)變波動(dòng)周期與瞬態(tài)振動(dòng)及溫度波動(dòng)周期一致，大部分時(shí)間保持在60 s左右。這種變化趨勢(shì)與疏水管道內(nèi)的疏水量變化趨勢(shì)是一致的，在啟機(jī)初始階段，疏水溫度相對(duì)較低、疏水量相對(duì)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(mǎn)功率過(guò)程G2-45°應(yīng)變周期波動(dòng)情況Fig.4 Strain curves of Point G2-45° during the power raising

各測(cè)點(diǎn)的最大應(yīng)力范圍和最大交變應(yīng)力幅如表5所示?？梢钥闯?，疏水閥A上游G1測(cè)點(diǎn)、下游G4、G5測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力范圍均超出允許限值，說(shuō)明管線設(shè)計(jì)中對(duì)靜應(yīng)力考慮不足，尤其未充分考慮熱膨脹應(yīng)力的釋放，應(yīng)通過(guò)優(yōu)化管道布局來(lái)降低最大應(yīng)力范圍。疏水閥A下游G2測(cè)點(diǎn)的交變應(yīng)力幅約為允許值的2倍，其他位置的交變應(yīng)力幅均低于允許值，但下游G4測(cè)點(diǎn)的交變應(yīng)力幅接近限值。

表5 最大交變應(yīng)力幅計(jì)算結(jié)果

結(jié)合電廠疏水管道失效的實(shí)際情況，疏水閥下游大部分焊縫均出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，且均從內(nèi)壁啟裂，而表5中并非下游每個(gè)測(cè)點(diǎn)的外壁交變應(yīng)力均超出限值，其原因可能如下： 1)對(duì)于振動(dòng)或熱膨脹等彎曲載荷造成的管系應(yīng)力來(lái)說(shuō)，由于外壁距離管道中性軸更遠(yuǎn)，因此均勻厚度的管道截面上外壁應(yīng)力要高于內(nèi)壁應(yīng)力，這類(lèi)疲勞開(kāi)裂通常從外壁啟裂。由此判斷，振動(dòng)或熱膨脹不是造成疏水管道疲勞開(kāi)裂的原因；2)疏水閥啟閉的過(guò)程中，管道外壁包裹保溫棉進(jìn)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(guò)程中內(nèi)壁與外壁的溫度變化量必然不同，當(dāng)內(nèi)壁溫升高于外壁溫升時(shí)，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(dāng)內(nèi)壁溫升低于外壁溫升時(shí)，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(guò)程中內(nèi)壁和外壁應(yīng)力始終處于拉伸和壓縮交變應(yīng)力作用。同時(shí)由圓筒在溫度場(chǎng)的應(yīng)力分布[30]可知，內(nèi)壁軸向溫度應(yīng)力的幅值總是高于外壁，因此溫度波動(dòng)引起的內(nèi)外壁交變應(yīng)力是導(dǎo)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(duì)外壁要差，如存在焊瘤、余高過(guò)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(yīng)力集中加劇。同時(shí)，對(duì)接焊縫外壁殘余應(yīng)力多呈壓應(yīng)力狀態(tài)、而內(nèi)壁多呈拉應(yīng)力狀態(tài)，內(nèi)壁的拉應(yīng)力狀態(tài)疊加較大幅度的交變應(yīng)力，將進(jìn)一步促使內(nèi)壁快速啟裂；4)管道局部應(yīng)力范圍過(guò)大，可能導(dǎo)致局部小區(qū)域的屈服，這種小范圍屈服雖不會(huì)導(dǎo)致整體塑性變形，但其作為應(yīng)力交變過(guò)程的平均應(yīng)力，也會(huì)一定程度上降低結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。

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

綜合溫度、振動(dòng)加速度和應(yīng)變測(cè)試的結(jié)果可知，引起疏水管道焊縫處頻繁開(kāi)裂的主要原因?yàn)?，疏水閥周期性啟閉導(dǎo)致下游管道承受周期性載荷(溫度、振動(dòng)、壓力)，其中溫度波動(dòng)使管道內(nèi)壁和外壁承受交變的拉伸和壓縮應(yīng)力，且內(nèi)壁應(yīng)力變化范圍大于外壁應(yīng)力變化范圍，這是疏水管道疲勞開(kāi)裂的直接原因。而內(nèi)壁應(yīng)力集中程度高于外壁進(jìn)一步加劇了內(nèi)壁疲勞載荷的幅值，管道設(shè)計(jì)不佳帶來(lái)的過(guò)大平均應(yīng)力則降低了其疲勞強(qiáng)度，最終在這些多因素共同作用下，導(dǎo)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(dǎo)致泄漏。同時(shí)，疏水閥開(kāi)啟瞬間流體沖擊閥門(mén)及管路，這種瞬時(shí)沖擊力有可能加快初始裂紋的形成及其擴(kuò)展。因此，對(duì)于這類(lèi)疲勞開(kāi)裂問(wèn)題，應(yīng)審查管道應(yīng)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(yīng)力的源頭；同時(shí)，提高焊縫的焊接質(zhì)量，降低焊縫處疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)，也能提高其抗疲勞性能，延長(zhǎng)疲勞壽命。

3 結(jié)論

對(duì)核電廠疏水管道進(jìn)行了應(yīng)變、振動(dòng)及溫度多參數(shù)監(jiān)測(cè)，采用3D雨流統(tǒng)計(jì)法進(jìn)行交變應(yīng)力幅的計(jì)算分析，得到了疏水管道應(yīng)力范圍、交變應(yīng)力幅、振動(dòng)加速度和溫度變化特征。通過(guò)對(duì)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(dòng)和應(yīng)變信號(hào)波動(dòng)周期吻合;

2)間歇疏水的溫度波動(dòng)導(dǎo)致管道承受交變應(yīng)力，且內(nèi)壁交變應(yīng)力范圍大于外壁是造成疏水管道焊縫開(kāi)裂的主要原因，同時(shí)焊縫內(nèi)壁形態(tài)不佳導(dǎo)致應(yīng)力集中過(guò)大、內(nèi)壁殘余拉應(yīng)力降低疲勞強(qiáng)度等起到很大的促進(jìn)作用;

3)對(duì)于這類(lèi)疏水管道的治理，應(yīng)從改進(jìn)疏水管線設(shè)計(jì)、改變疏水方式和改進(jìn)焊接形式等方面入手，消除疲勞載荷、減小焊縫應(yīng)力集中、降低平均應(yīng)力，并提高接頭抗疲勞性能，從根本上消除疲勞開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。