交變熱應(yīng)力對疏水管焊縫反復(fù)開裂的影響

張?zhí)亠w 李 喆 呂 濤 陳小萌

（1.江蘇核電有限公司；2.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院）

田灣核電3、4號機組MAL系統(tǒng)蒸汽疏水管道在機組運行中多次發(fā)生疏水閥下游三通或彎頭處的焊縫開裂問題。 當(dāng)焊縫開裂位置靠近凝汽器側(cè)或開裂縫較大時， 將會導(dǎo)致凝汽器漏真空，嚴重影響機組的安全穩(wěn)定運行［1～4］。 初步分析表明，上述焊縫開裂與機組的疏水閥旁路氣動調(diào)節(jié)閥在正常運行工況下頻繁開啟有關(guān)。 為此， 利用FLIR紅外熱像儀和應(yīng)變片對其下游疏水管道外壁狀態(tài)進行測量，發(fā)現(xiàn)氣動疏水閥開啟和關(guān)閉導(dǎo)致下游疏水管道的壓力和溫度波動，且由于管路不同部位壁厚的不均勻性，使管道溫度分布具有不均勻性和時變特性，進而產(chǎn)生周期性的應(yīng)變和交變應(yīng)力。 另外，氣動疏水閥嚴重偏離設(shè)計運行條件，將加劇下游疏水管道的濕蒸汽沖擊，并影響機組的經(jīng)濟性［5～8］。

然而， 由于疏水管內(nèi)存在高速汽液兩相沖擊、疏水閃蒸等問題，很難在內(nèi)壁布置傳感器。 為了確定氣動疏水閥開啟和關(guān)閉對下游管路熱應(yīng)力的影響，筆者結(jié)合數(shù)值模擬對疏水管內(nèi)溫度變化與熱應(yīng)力狀態(tài)進行研究，進而確定MAL系統(tǒng)蒸汽疏水管道疏水閥下游焊縫反復(fù)開裂的失效原因和內(nèi)在機理。 在此基礎(chǔ)上，針對田灣核電3、4號機組MAL系統(tǒng)，提出疏水管路的改進方案，以解決焊縫反復(fù)開裂和疏水不暢（旁路氣動調(diào)節(jié)閥頻繁開啟）問題。

1 基于Abaqus的下游疏水管道交變熱應(yīng)力分析

利用Abaqus軟件，對疏水器或氣動疏水閥開啟前后下游疏水管的熱應(yīng)力狀態(tài)以及隨時間的變化規(guī)律進行建模和仿真分析。

1.1 數(shù)值計算方法

管道熱應(yīng)力的計算分析主要是通過商業(yè)有限元（Finite Element Analysis）分析軟件Abaqus完成的。采用全耦合的計算方式來進行，即同時求解應(yīng)力場與溫度場， 這種求解方式相比于順序耦合方式而言，計算更加節(jié)約時間，效率也更高［9～11］。

1.2 計算模型與參數(shù)設(shè)置

疏水器或氣動疏水閥開啟時，下游疏水管內(nèi)汽水混合物高速流動， 并且壁面以飽和水為主，與管道換熱強烈；由于外壁有保溫層，使管道溫度逐漸趨近于管內(nèi)工質(zhì)的當(dāng)?shù)販囟取?為了減少管內(nèi)積水，水平疏水管都有一定的坡度，但由于焊縫內(nèi)凸環(huán)面的存在，當(dāng)疏水器或氣動疏水閥關(guān)閉時各管段內(nèi)仍會殘留一些積水。 另外，由于下游疏水管內(nèi)工質(zhì)的含水量高達80%以上， 管道內(nèi)壁必然是濕表面，而且大多數(shù)疏水器或氣動疏水閥都存在不同程度的泄漏。 因此，疏水器或氣動疏水閥關(guān)閉后，管內(nèi)約1/4的積水依靠自身顯熱瞬間閃蒸（因其換熱系數(shù)達到飽和水蒸發(fā)或凝結(jié)的30倍以上）， 溫度快速降低到與凝汽器壓力對應(yīng)的飽和溫度。 隨后，由于管道內(nèi)壁溫度遠高于積水溫度，濕表面水膜和積水被逐漸蒸發(fā)，管壁溫度逐漸下降；而在這一過程中，焊縫等內(nèi)凸部位無積水，濕表面水膜非常薄，可以近似認為是干表面，所以最大熱應(yīng)力通常發(fā)生在這一過程中。 建立疏水器下游管道（φ48 mm×4.5 mm）計算模型，利用Abaqus軟件對管道熱應(yīng)力進行仿真計算。

1.2.1 模型介紹

首先， 通過三維建模軟件CATIA對48 mm帶焊縫管道進行建模。圖1展示了48 mm帶焊縫管道模型。 具體尺寸參數(shù)：管壁厚度4.5 mm，模型總長度56.5 mm，焊縫寬度6.5 mm，高度2.5 mm。

圖1 48 mm帶焊縫管道模型示意圖

1.2.2 Property Modulus設(shè)置

疏水器或氣動疏水閥關(guān)閉時，下游疏水管內(nèi)壓力與凝汽器的壓力相同，其工質(zhì)為4 kPa的飽和蒸汽，此時對應(yīng)的導(dǎo)熱系數(shù)λ=18.712 mW/（m·K），蒸汽動力黏度為9.826 9 μPa·s。 定壓比熱容Cp為1.916 7 kJ/（kg·K）， 蒸汽密度為0.028 743 kg/m3。設(shè)定疏水器關(guān)閉后工質(zhì)流速達到3 m/s，計算得到雷諾數(shù)為342.22，普朗特數(shù)為1.006 56，蒸汽與壁面的換熱系數(shù)為0.72 W/（m2·K）。

在經(jīng)濟厚度和熱損失計算中， 可知管道保溫結(jié)構(gòu)外表面的放熱系數(shù)a=11.63 W/（m2·K）（10 kcal/（m2·h·℃））。

管內(nèi)濕表面水膜和積水受高溫管道加熱而蒸發(fā)，根據(jù)水相變換熱特性，其換熱系數(shù)通常為1 500～3 500 W/（m2·K），本研究取2 000 W/（m2·K）。

為探索交變熱應(yīng)力隨管道初始溫度的變化規(guī)律，將疏水器關(guān)閉時刻的管道金屬溫度分別設(shè)置為90、110、130、150 ℃，并且沿管道均勻分布進行熱應(yīng)力計算。 另外，按照經(jīng)驗設(shè)置保溫層內(nèi)壁與疏水管外壁的初始換熱溫差為5 ℃。 疏水器與氣動疏水閥關(guān)閉后下游疏水管內(nèi)的工質(zhì)溫度按4 kPa飽和蒸汽溫度設(shè)置為29.11 ℃。

熱導(dǎo)率和比熱容均會隨溫度的變化而變化。在進行熱應(yīng)力場的計算時，再增加一個熱膨脹系數(shù)。實際管道材料為0Cr18Ni9（與0Cr19Ni9類似），查表知，密度為8 000 kg/m3，線膨脹系數(shù)取1.76×10-5℃-1。 熱導(dǎo)率、比熱容參數(shù)設(shè)置見表1、2。

表1 管材0Cr18Ni9熱導(dǎo)率

表2 管材0Cr18Ni9比熱容

1.2.3 Step Modulus設(shè)置

Step中選擇的分析步類型為溫度-位移全耦合分析步， 所有工況的Time Period初始設(shè)置為20 s，Incrementation Type為Automatic。 最大增量步設(shè)置為10 000，Initial increment size 設(shè) 置 為10-5，Minimum increment size 設(shè) 置 為10-15，Maximum increment size設(shè)置為2。單位增量步之間允許的最大溫差設(shè)置為20 ℃。

1.2.4 Mesh Modulus設(shè)置

圖2為48 mm管道的整體網(wǎng)格劃分示意圖，除了焊縫部分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格（四面體）之外，其他管道部分均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分。除此之外，由于在管道內(nèi)外壁面處存在與周圍流體換熱的現(xiàn)象，為提高計算精度，在靠近管道內(nèi)外壁表面部分還進行了網(wǎng)格加密。 其中Global size設(shè)置為0.6 mm，靠近內(nèi)外壁面的網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.06 mm，圖3所示為結(jié)構(gòu)化和非結(jié)構(gòu)化的局部放大示意圖。

圖2 48 mm管道的整體網(wǎng)格劃分示意圖

圖3 48 mm管道的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格/非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格局部放大示意圖

1.3 數(shù)值計算結(jié)果

1.3.1 48 mm疏水管濕表面水膜熱應(yīng)力計算

圖4為初始時刻（0 s）和20 s時的管道溫度場分布云圖。管道壁面的溫度值與應(yīng)力值大小均是從節(jié)點溫度值讀取得到的，因為內(nèi)外壁面上的溫度場和應(yīng)力場分布是均勻的，所以隨機選擇節(jié)點讀取溫度場與應(yīng)力場即可。

圖4 管道初始溫度為90 ℃在0 s和20 s時管道的溫度場分布云圖

圖5展示的是48 mm管道初始溫度為90 ℃時焊縫處的熱應(yīng)力變化曲線， 圖6展示了焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)時刻管道的溫度云圖。 疏水器關(guān)閉后，由于內(nèi)外壁面與接觸工質(zhì)熱交換的持續(xù)進行，管道內(nèi)部逐漸出現(xiàn)溫差，導(dǎo)致了熱應(yīng)力的產(chǎn)生［12～14］。焊縫處與管道壁面的溫度差隨著焊縫高度的增加而變大，此處的熱應(yīng)力最大值即可代表管道的最大熱應(yīng)力［15～18］。從應(yīng)力變化曲線可知，應(yīng)力值隨著時間呈現(xiàn)出先增大后減小， 最終趨于平穩(wěn)的趨勢， 最大應(yīng)力值為87.94 MPa，出現(xiàn)的時刻為0.34 s。

圖5 48 mm管道初始溫度為90 ℃焊縫處的熱應(yīng)力變化曲線

圖6 焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)時刻T=0.3386 s時管道的溫度分布云圖

圖7展示了管道內(nèi)壁面和外壁面的溫度隨時間的變化曲線。 通過對比可知，因為保溫層的存在，最終管道外壁面的溫度高于內(nèi)壁面的溫度。

圖7 48 mm管道內(nèi)/外壁面溫度隨時間的變化曲線

管道初始溫度為110、130、150 ℃時48 mm疏水管的計算結(jié)果同管道初始溫度為90 ℃的基本一致，疏水器/氣動疏水閥關(guān)閉后，由于內(nèi)外壁面與接觸工質(zhì)的熱對流的持續(xù)進行，管道內(nèi)部逐漸出現(xiàn)溫差，導(dǎo)致了熱應(yīng)力的產(chǎn)生［19，20］。 所不同的是，因管道初始溫度的不同，焊縫處出現(xiàn)的最大熱應(yīng)力的大小和出現(xiàn)的時刻有所不同。

不同初始溫度下48 mm疏水管焊縫處熱應(yīng)力最大值的計算結(jié)果匯總于表3。 可以看到，焊縫處的最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在氣動疏水閥關(guān)閉后0.34～0.42 s時間段，按平均換熱溫差100 ℃計算，其單位面積的換熱強度約為200 kW，0.5 s將使水膜厚度因蒸發(fā)減薄0.033 mm。 由于焊縫內(nèi)凸結(jié)構(gòu)的影響，對于含水量超過80%的汽水混合物來說，壁面殘留水膜厚度足以維持到最大熱應(yīng)力的出現(xiàn)。

另外，出現(xiàn)在焊縫處的最大熱應(yīng)力隨管道初始溫度的升高而增大，當(dāng)管道初始溫度從90 ℃增加至150 ℃時， 其最大熱應(yīng)力也從87.4 MPa增加到152.6 MPa。 根據(jù)焊縫評定標(biāo)準(zhǔn)，取應(yīng)力集中系數(shù)為2.0。 按照頻繁開關(guān)情況（約每2 min一次）折算實際壽命，結(jié)果見表4。 可以看到，管道初始溫度為90、110、130、150 ℃時，焊縫上游及下游最大應(yīng)力均已超過疲勞極限，在達到標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的循環(huán)次數(shù)條件下，焊縫位置可能產(chǎn)生疲勞裂紋。

表4 不同管道初始溫度下48 mm疏水管的疲勞壽命

1.3.2 疏水管局部積水熱應(yīng)力計算

為了模擬管道局部積水蒸發(fā)的熱應(yīng)力狀況，建立如圖8所示的模型， 圖中積水區(qū)域主要模擬由管道安裝坡度和焊縫內(nèi)凸高度引起的積水區(qū)域。 為了提高計算精度，對積水區(qū)域進行了網(wǎng)格加密處理。

圖8 48 mm帶焊縫部分積水管道模型示意圖

積水區(qū)域換熱系數(shù)設(shè)置為2 000 W/（m2·K），其余內(nèi)壁面的換熱系數(shù)設(shè)置為0.72 W/（m2·K）。對管道初始溫度為110 ℃時48 mm疏水管的焊縫溫度場和應(yīng)力場進行了模擬。 選擇焊縫底部節(jié)點的熱應(yīng)力值代表焊縫處的最大熱應(yīng)力。

圖9、10分別展示了48 mm疏水管初始溫度為110 ℃時的焊縫處應(yīng)力場隨時間變化曲線和應(yīng)力最大時刻所對應(yīng)的溫度場。 根據(jù)結(jié)果可知，焊縫處最大熱應(yīng)力為187.6 MPa，相比1.3.1節(jié)中的計算結(jié)果， 管道初始溫度為110 ℃時焊縫處的最大熱應(yīng)力僅為113 MPa。 由此可見，同樣管道初始溫度下局部積水產(chǎn)生的熱應(yīng)力大約是濕表面水膜產(chǎn)生的熱應(yīng)力的1.5倍。

圖9 管道初始溫度為110 ℃時焊縫處的熱應(yīng)力隨時間變化曲線

圖10 管道初始溫度為110 ℃時焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)時刻管道的溫度云圖

在實際工作中，由于濕表面水膜是必然存在的， 因此并不會出現(xiàn)模型設(shè)置的積水區(qū)蒸發(fā)、其他區(qū)域為干表面的現(xiàn)象。 上述計算結(jié)果的意義在于，即使?jié)癖砻嫠ず鼙?，不足以維持到最大熱應(yīng)力的出現(xiàn)，隨后局部積水蒸發(fā)所產(chǎn)生的熱應(yīng)力將會造成更嚴重的破壞，因此，用濕表面水膜蒸發(fā)過程來模擬下游疏水管并不會過高估計交變熱應(yīng)力值。

1.3.3 疏水器下游管道不同位置的溫度

表5為疏水器開啟和關(guān)閉后下游管道內(nèi)部不同位置的溫度數(shù)據(jù)。 觀察數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，在工作過程中，疏水器開啟前，管內(nèi)存留的蒸汽或凝結(jié)水溫度與凝汽器溫度相同，為302.15 K（絕壓4 kPa對應(yīng)的飽和溫度）。 疏水器開啟瞬間，下游管道的流動阻力和工質(zhì)壓力迅速升高，由于每個位置的工質(zhì)溫度會快速增大到與其位置處壓力對應(yīng)的飽和溫度，距離疏水器越遠處的溫度越高。 當(dāng)疏水器關(guān)閉后，下游管道的流動阻力和工質(zhì)壓力迅速降低，同理每個位置的工質(zhì)溫度會快速降低到與其位置處壓力對應(yīng)的飽和溫度，距離疏水器越遠處的溫度越低，管道末端的工質(zhì)溫度最終會降低到凝汽器溫度。 由此可知，疏水器或氣動疏水閥的頻繁開啟和關(guān)閉引起的管道交變熱應(yīng)力是造成焊縫開裂的主要原因，且溫差和交變熱應(yīng)力隨下游疏水管阻力的增大而增大。

表5 疏水器開啟、關(guān)閉后下游管道內(nèi)部不同位置的溫度數(shù)據(jù)

2 疏水管道改造方案

綜上所述，減少疏水器和氣動疏水閥下游疏水管交變熱應(yīng)力是解決疏水管焊縫反復(fù)開裂問題的主要途徑。 針對田灣核電3、4號機組MAL系統(tǒng)的疏水管道，提出改進方案如下：

a.選擇與管路疏水量匹配的疏水器，解決氣動疏水閥頻繁開啟問題，減少因氣動疏水閥開啟和關(guān)閉產(chǎn)生的交變熱應(yīng)力。

b.選擇連續(xù)排水的疏水器， 如浮球式疏水器，以減少下游疏水管道的溫度交變頻次。 根據(jù)仿真結(jié)果， 即使下游疏水管初始溫度僅有90 ℃，其產(chǎn)生的交變熱應(yīng)力也會導(dǎo)致管道疲勞破壞。 因此減少疏水器的開關(guān)頻次是解決疏水管疲勞破壞的最有效途徑。

c.從疏水系統(tǒng)和旁路疏水閥安全性考慮，建議選擇節(jié)流能力更強、安全性更高的閥門作為旁路疏水閥。

d.增大下游疏水管管徑、減少流動阻力。 下游疏水管流動阻力越大，管內(nèi)工質(zhì)壓力對應(yīng)的飽和溫度就越高，其與疏水器或旁路疏水閥關(guān)閉后的管內(nèi)工質(zhì)溫差也就越大，導(dǎo)致下游疏水管的交變熱應(yīng)力增大，疲勞壽命急劇減少。 由此可見增大下游疏水管管徑、減少流動阻力是降低交變熱應(yīng)力、提高疏水管疲勞壽命的主要措施。

e.若條件允許， 可更改疏水的最終排放位置，提高疏水器關(guān)閉時下游疏水管內(nèi)壓力，縮小管道與水膜溫差，從而減小交變熱應(yīng)力，提高管道壽命。

3 結(jié)束語

筆者通過對田灣3、4號機組MAL系統(tǒng)蒸汽疏水管道問題的深入分析，詳細探究了疏水閥下游管道焊縫開裂的原因和內(nèi)在機理。 數(shù)值模擬揭示了疏水管直徑、流動阻力、節(jié)流孔板以及疏水背壓等多方面因素對疏水管道的交變熱應(yīng)力產(chǎn)生影響，進而造成焊縫異常開裂。 并針對該問題提出了相應(yīng)的解決建議，可進一步提高疏水管道系統(tǒng)的運行可靠性，為核電機組疏水系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計與安全運行提供了實質(zhì)性的參考價值。