周 帥，林 磊，梁 帆，董艷波，徐德城，王紅珂，劉寅立，范敏郁

(1.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004；2. 陽江核電有限公司，廣東 陽江 529500)

近年來，核電廠疏水管道焊縫開裂事件頻發(fā)。2008年之前大亞灣核電的高壓給水加熱器系統(tǒng)和汽水分離再熱器系統(tǒng)的疏水管道多次發(fā)生焊縫開裂事件，2016年陽江核電除氧器系統(tǒng)的Y1ADG004PU(功能位置號)疏水器下游管道的兩處焊縫開裂，2019年陽江核電主蒸汽系統(tǒng)的Y2VVP112PU疏水器下游管道的一處焊縫開裂。近兩年，福清核電(包括“華龍一號”機(jī)組)、田灣核電和方家山核電等也多次發(fā)生疏水管道焊縫開裂事件，甚至有些新更換的疏水管道在運(yùn)行三個月后又出現(xiàn)焊縫開裂情況，嚴(yán)重影響機(jī)組正常運(yùn)行生產(chǎn)。針對該問題，國內(nèi)高校和科研單位已開展一些研究工作。左敦桂等[1]針對某核電廠給水除氧器系統(tǒng)疏水管道對接焊縫開裂事件進(jìn)行原因分析，認(rèn)為開裂是疲勞載荷及焊縫缺陷疊加所致，且發(fā)現(xiàn)焊縫啟裂于管道內(nèi)側(cè)焊根處。劉蛟等[2]針對某核電廠高壓缸抽汽管線氣動調(diào)節(jié)閥后的疏水管道彎頭焊縫開裂進(jìn)行原因分析，亦認(rèn)為是由疲勞導(dǎo)致管道焊縫開裂，同時通過Charon SEIFERT型X射線衍射應(yīng)力分析儀發(fā)現(xiàn)焊縫處存在高達(dá)204 MPa的殘余拉應(yīng)力。朱福更等[3]在分析某核電廠輔助給水系統(tǒng)汽水分離器疏水排放管道焊縫開裂原因時，也認(rèn)為開裂由熱交變應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力共同引起。余文東[4]對大亞灣核電抽汽疏水管道斷裂原因和改造方法進(jìn)行了系統(tǒng)性闡述，認(rèn)為熱應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力是管道開裂主要原因之一，但其校核整體管系熱應(yīng)力時，發(fā)現(xiàn)熱應(yīng)力基本未超標(biāo)。所以，其認(rèn)為疏水時管道內(nèi)部流體流速過快，造成的沖刷和振動也是導(dǎo)致管道斷裂的重要原因。

上述頻繁開裂的疏水管道多使用倒置桶式疏水器，其具有間歇疏水的特點，下游管道內(nèi)部介質(zhì)溫度存在周期性變化。因此，上述疏水管道焊縫確實存在熱疲勞開裂風(fēng)險。除疏水管道外，其他管道焊縫熱疲勞開裂的現(xiàn)象也普遍存在[5-9]。針對該問題，國內(nèi)外高校和企業(yè)已開展一些研究和改進(jìn)工作[10,11]。譚璞等[12]調(diào)研了核電站典型管道熱疲勞開裂事件，并闡述了引起熱疲勞的四大原因：冷熱流體交混、閥門泄漏、湍流侵入、系統(tǒng)瞬變。J.M.STEPHAN等[13]通過試驗和數(shù)值仿真結(jié)合的方法，研究了核電站余熱排出系統(tǒng)管道冷熱流體交混引起的熱疲勞問題，提出了一種針對該問題的熱疲勞評估方法。鄭坊平等[14]針對某火電廠水冷壁管熱疲勞開裂進(jìn)行失效分析時，對熱應(yīng)力如何影響管道開裂進(jìn)行了闡述，認(rèn)為溫度發(fā)生周期性快速變化時，管道內(nèi)外壁之間出現(xiàn)溫差，是引起熱交變應(yīng)力的原因。

綜上所述，倒置桶式疏水器下游管道焊縫開裂的可能原因包括熱交變應(yīng)力、焊接殘余應(yīng)力、內(nèi)部流體沖刷、管道振動等，但是根本原因尚無定論。為解決該問題，目前常用方法是對從疏水袋到疏水?dāng)U容器的包括管道、支吊架、疏水器、孔板等所有管道及管件進(jìn)行全面改造，時間和資金成本巨大。而本文研究重點為熱交變應(yīng)力，若其為根本原因，則解決該問題僅需將間歇疏水改為持續(xù)疏水即可，可節(jié)約大量時間和資金成本。因此，通過現(xiàn)場測試和計算分析相結(jié)合的手段對倒置桶式疏水器下游管道焊縫處交變應(yīng)力進(jìn)行分析。

1 熱交變應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)理分析

1.1 疏水器及其下游管道參數(shù)及工況

以某核電廠VVP系統(tǒng)中發(fā)生過開裂事件的倒置桶式疏水器管道系統(tǒng)為例。疏水器及其下游管道布置示意圖如圖1，疏水管道自疏水器出口先豎直向上延伸200 mm，接90°承插焊彎頭，水平延伸200 mm，接對接焊法蘭組件，水平延伸150 mm，接90°承插焊彎頭，豎直向上延伸360 mm，接對接焊閥門，向上延伸250 mm，垂直接入等徑三通與旁路匯合，匯合后的管道下游設(shè)置孔板，最后接入疏水?dāng)U容器。其中，法蘭對接焊縫焊趾處和閥門對接焊縫焊趾處均出現(xiàn)過環(huán)向貫穿裂紋。

圖1 管道布置示意圖Fig.1 Pipe layout

該VVP系統(tǒng)使用的疏水器為美國阿姆斯壯的倒置桶式疏水器，型號為5133G。其正常疏水壓差為63.3 bar，疏水排量為1250 kg/h。疏水器上游蒸汽管道內(nèi)介質(zhì)壓力為64.3 bar，溫度為279.8 ℃。疏水器下游的疏水?dāng)U容器直接與凝汽器相連，凝汽器內(nèi)部為0.058 bar。疏水器下游管道外徑為76 mm，壁厚為7 mm。下游孔板圓孔孔徑為16 mm。疏水器本體及其上下游管道均包裹保溫。

1.2 熱交變應(yīng)力產(chǎn)生機(jī)理

根據(jù)倒置桶式疏水器的間歇性疏水特點，分析其下游管道溫度和應(yīng)力變化過程如下：

(1)正常無疏水情況下，疏水器下游管道內(nèi)介質(zhì)溫度從疏水器出口至疏水?dāng)U容器逐漸降低。此時，疏水器下游管道僅與疏水?dāng)U容器相通，靠近疏水?dāng)U容器的管道內(nèi)部蒸汽壓力接近0.058 bar，飽和蒸汽溫度接近35.54 ℃。若該狀態(tài)持續(xù)時間足夠長，疏水器下游管道內(nèi)外壁之間應(yīng)無溫差。

(2)疏水器開啟后，內(nèi)部高溫介質(zhì)快速流過下游管道，疏水過程持續(xù)數(shù)秒，管道內(nèi)壁首先被加熱，逐漸傳至外壁。此過程中，管道內(nèi)壁溫度高，外壁溫度低，內(nèi)壁熱膨脹量大于外壁。因此內(nèi)壁產(chǎn)生沿軸向和環(huán)向的壓應(yīng)力，外壁產(chǎn)生沿軸向和環(huán)向的拉應(yīng)力。且在此過程中存在某一時刻，內(nèi)壁壓應(yīng)力達(dá)到最大。

(3)疏水器關(guān)閉后，由于疏水器下游管道只與疏水?dāng)U容器相通，管道內(nèi)部介質(zhì)壓力和溫度快速降低，管道內(nèi)壁首先冷卻，逐漸傳至外壁。此過程中，管道內(nèi)壁溫度低，外壁溫度高，內(nèi)壁熱膨脹量小于外壁。因此內(nèi)壁產(chǎn)生沿軸向和環(huán)向的拉應(yīng)力，外壁產(chǎn)生沿軸向和環(huán)向的壓應(yīng)力。且在此過程中存在某一時刻，內(nèi)壁拉應(yīng)力達(dá)到最大。

(4)每一次疏水循環(huán)，疏水器下游管道內(nèi)外壁均會出現(xiàn)壓應(yīng)力和拉應(yīng)力的交替變化，因此形成了熱交變應(yīng)力。

除此之外，整個疏水循環(huán)周期內(nèi)，疏水器下游整個管系溫度變化也會產(chǎn)生管系熱交變應(yīng)力，但是該值較小[4]。最終的熱交變應(yīng)力為上述兩種熱交變應(yīng)力的疊加。

2 疏水器下游管道溫度測量及計算分析

2.1 管道外壁溫度測量分析

分別在如圖1所示的法蘭下游焊縫附近外壁、閥門上游焊縫附近外壁和孔板下游焊縫附近外壁設(shè)置溫度測點，監(jiān)測疏水過程管道外壁溫度變化，溫度采集儀型號為OMEGA RDXL12SD，測試結(jié)果如圖2所示。疏水閥開啟后，法蘭和閥門焊縫附近外壁溫度開始升高，在約8 s內(nèi)分別從63.4 ℃和58.6 ℃上升至80.3 ℃和77.6 ℃。疏水器關(guān)閉后，溫度開始降低，在約21 s內(nèi)分別降低至62.1 ℃和58.6 ℃。孔板焊縫處外壁溫度表現(xiàn)出同樣的變化趨勢，溫度從41.2 ℃升至45.0 ℃，然后降至41.1 ℃。

圖2 管道外壁溫度測量值Fig.2 Outer wall temperature

分析發(fā)現(xiàn)，整個疏水循環(huán)周期內(nèi)，疏水器下游管道外壁溫度存在周期性變化。且從疏水器出口至疏水?dāng)U容器，管道外壁溫度逐漸降低。這與章節(jié)1.2中的分析一致。

2.2 管道溫度計算分析

由于在核電廠進(jìn)行現(xiàn)場試驗，不具備同時測量疏水管道內(nèi)壁溫度的條件。因此，需通過有限元軟件ANSYS進(jìn)行傳熱計算以獲取疏水管道內(nèi)壁溫度數(shù)據(jù)。

如圖1，為便于設(shè)置計算參數(shù)，將疏水器下游管道分為段1-2、段2-3、段3-4、段4-5四段。管道相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 管道相關(guān)參數(shù)Table 1 Parameters of pipeline

對疏水管道進(jìn)行傳熱計算時，進(jìn)行如下合理假設(shè)：

(1)外壁面包裹保溫，可視為絕熱環(huán)境；

(2)疏水后一段時間后，管道整體溫度趨于穩(wěn)定，假設(shè)該狀態(tài)下內(nèi)外壁溫度相等。

建立有限元模型如圖3所示。該模型采用SOLID70單元，共包含309 630個單元，280 181個節(jié)點。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

瞬態(tài)傳熱計算中將一個疏水周期分為疏水階段(STEP1)和非疏水階段(STEP2)，其中STEP1時長8 s，分為40個SUBSTEP；STEP2時長21 s，分為50個SUBSTEP。瞬態(tài)傳熱計算需輸入管道初始溫度、疏水階段和非疏水階段管道內(nèi)部介質(zhì)溫度作為初始條件。其中管道初始溫度根據(jù)疏水開始時刻外壁溫度設(shè)置，內(nèi)部介質(zhì)溫度采用試算法進(jìn)行設(shè)置，若管道外壁計算溫度與實測溫度吻合，則認(rèn)為設(shè)置合理。具體載荷輸入如表2所示。

表2 載荷輸入表Table 2 Load input

如圖4所示，瞬態(tài)傳熱計算結(jié)束后，選取一個疏水周期內(nèi)法蘭附近、閥門附近和孔板附近直管內(nèi)壁和外壁節(jié)點，獲取內(nèi)壁溫度、外壁溫度以及內(nèi)外壁溫差(指同一時刻外壁溫度-內(nèi)壁溫度，下同)隨時間變化趨勢，結(jié)果如圖5所示。

一個疏水循環(huán)周期內(nèi)，法蘭前、閥門前和孔板后三處內(nèi)外壁溫差最大值和最小值如表3所示。其中最小溫差出現(xiàn)在疏水階段，最大溫差出現(xiàn)在非疏水階段。

表3 內(nèi)外壁溫差計算結(jié)果Table 3 Temperature difference between inner and outer wall

圖4 結(jié)果取值示意圖Fig.4 Result extraction

圖5 關(guān)鍵位置內(nèi)外壁溫度變化Fig.5 Temperature change of inner and outer wall

法蘭附近直管外壁溫度變化的計算結(jié)果和實測結(jié)果對比如圖6所示，外壁溫度變化趨勢基本一致。外壁計算最大溫度均為83.3 ℃，與實測結(jié)果僅相差 3.0 ℃。說明試算時輸入?yún)?shù)設(shè)置合理，傳熱計算結(jié)果可信。

圖6 外壁溫度變化計算和實測結(jié)果對比Fig.6 Comparison of calculated and measured temperature

通過疏水器下游管道傳熱計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在完整的疏水循環(huán)周期內(nèi)，管道內(nèi)外壁溫差出現(xiàn)周期性交替變化。

3 疏水器下游管道應(yīng)力測量及計算分析

3.1 交變應(yīng)力計算方法

對于間歇疏水的疏水管道，定義兩次疏水開始之間的時間為一個疏水周期，在疏水階段(內(nèi)壁加熱)和非疏水階段(內(nèi)壁冷卻)管道壁厚方向均會產(chǎn)生溫度梯度，從而引起管道內(nèi)外壁的熱應(yīng)力。以管道內(nèi)壁為例，疏水階段內(nèi)壁為壓應(yīng)力，非疏水階段為拉應(yīng)力，在一個疏水周期內(nèi)管道內(nèi)壁應(yīng)力經(jīng)歷一次循環(huán)變化，形成交變應(yīng)力。假設(shè)疏水階段內(nèi)壁點A達(dá)到最小應(yīng)力(最大壓應(yīng)力)為Smin，非疏水階段該點達(dá)到最大應(yīng)力(最大拉應(yīng)力)為Smax，則一個疏水周期內(nèi)該點的交變應(yīng)力幅值如式(1)：

Sr=0.5(Smax-Smin)

(1)

實際測試或計算時無法準(zhǔn)確測量或計算焊縫上應(yīng)力，故提取焊縫附近直管壁上應(yīng)力，并考慮焊縫結(jié)構(gòu)應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)來等效焊縫處的交變應(yīng)力幅，即：

Salt=C2K2Sr

(2)

參考ASME標(biāo)準(zhǔn)[15]，對于非核級管道C2K2=2i，為應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)，對接焊縫的i=1。

對于管道外壁，疏水階段為拉應(yīng)力，非疏水階段為壓應(yīng)力。可采用與管道內(nèi)壁同樣的方法計算熱交變應(yīng)力。

3.2 管道外壁應(yīng)力測量分析

分別在法蘭前(焊縫旁管壁側(cè)面)、閥門前(焊縫旁管壁側(cè)面)和孔板后(焊縫旁管壁頂面)管道外壁布置應(yīng)變片(日本共和粘貼式高溫應(yīng)變片，電阻值120Ω，靈敏度1.92)，并通過數(shù)據(jù)采集儀(型號為LMS SCM205 VB8-II)采集運(yùn)行工況下管道應(yīng)變，采樣頻率設(shè)置為3200 Hz，現(xiàn)場測試如圖7所示。由于導(dǎo)致焊縫焊趾處產(chǎn)生環(huán)向裂紋的主要為軸向應(yīng)力，因此現(xiàn)場測試管道外壁軸向應(yīng)變，測試的應(yīng)變時域曲線如圖8所示。

圖7 現(xiàn)場應(yīng)變測試Fig.7 Strain test on site

圖8 應(yīng)變原始數(shù)據(jù)Fig.8 Strain raw data

應(yīng)變數(shù)據(jù)為在高溫狀態(tài)下持續(xù)采集，高溫情況下應(yīng)變?nèi)菀壮霈F(xiàn)零點漂移。因此，對于圖8中的數(shù)據(jù)，僅關(guān)注疏水循環(huán)周期內(nèi)的交變應(yīng)變部分。從應(yīng)變時域曲線可以看出，在一個疏水循環(huán)周期內(nèi)，疏水器開啟后，管道外壁首先達(dá)到最大應(yīng)變，這與疏水階段管道外壁呈現(xiàn)拉應(yīng)力相符。然后，疏水器關(guān)閉，管道外壁應(yīng)變迅速降低，在非疏水階段達(dá)到最小應(yīng)變，若無零點偏移，應(yīng)為壓應(yīng)變狀態(tài)，這與非疏水階段管道外壁呈現(xiàn)壓應(yīng)力相符。

根據(jù)圖8數(shù)據(jù)可提取交變應(yīng)變幅(應(yīng)變范圍的1/2)，與彈性模量相乘可得交變應(yīng)力值，然后根據(jù)章節(jié)3.1可得經(jīng)過應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)修正后的測試結(jié)果，如表4。

表4 管道外壁交變應(yīng)力測試值Table 4 The test value of alternating stress

3.3 管道內(nèi)外壁應(yīng)力計算分析

現(xiàn)場試驗無法同時測量疏水管道內(nèi)壁應(yīng)變。因此，需通過有限元軟件ANSYS計算管道內(nèi)壁應(yīng)力。

考慮溫度載荷、重力載荷和錨固點位移載荷，建立有限元模型如圖3所示。使用SOLID185單元和MASS21單元。共包含309 632個單元，280 183個節(jié)點。

通過在相反方向施加慣性力設(shè)置重力載荷，重力加速度設(shè)置為9.8 m/s2；分別提取疏水階段最小溫差時刻(1.963 9 s，STEP1_SUBSTEP5)和非疏水階段最大溫差時刻(10.504 s，STEP2_SUBSTEP6)的溫度分布作為溫度載荷輸入。采用CAESAR II進(jìn)行管系靜力計算，獲得各接口位置的邊界位移，如表5所示，其中坐標(biāo)方向如圖3所示，線位移單位為mm，轉(zhuǎn)角單位為弧度。疏水?dāng)U容器入口端為錨固點，設(shè)置位移為0 mm。

表5 解耦點位移設(shè)置Table 5 Setting of decoupling point displacement

一個疏水周期內(nèi)不同時刻法蘭前、閥門前和孔板后的應(yīng)力云圖如圖9所示。分別提取各位置焊縫旁直管上內(nèi)、外壁軸向應(yīng)力，如表6所示。根據(jù)章節(jié)3.1計算得到經(jīng)過應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)修正的交變應(yīng)力，如表7所示。對比管道焊縫外壁交變應(yīng)力值，如表8，計算值與測試值基本吻合，最大誤差為6.47%。

表6 軸向應(yīng)力計算結(jié)果Table 6 Calculated results of the axial stress

表7 交變應(yīng)力計算結(jié)果Table 7 Calculated results of the alternating stress

表8 交變應(yīng)力測試和計算結(jié)果對比Table 8 Comparison of the results

圖9 應(yīng)力云圖Fig.9 Stress nephogram

由表7可知，管道焊縫內(nèi)表面的交變應(yīng)力幅是外表面的2～3倍，焊縫內(nèi)表面最大交變應(yīng)力幅達(dá)到167.21 MPa，與文獻(xiàn)[1]中管道啟裂于內(nèi)壁焊根部位的現(xiàn)象相符。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[15]，不銹鋼材料常溫疲勞極限為93.7 MPa，根據(jù)運(yùn)行溫度(實測60 ℃)修正后為92.3 MPa。疏水管道焊縫內(nèi)表面最大交變應(yīng)力幅大于疲勞極限值，發(fā)生疲勞失效的風(fēng)險很高。

綜上所述，間歇疏水引起管道焊縫內(nèi)壁產(chǎn)生超標(biāo)的熱交變應(yīng)力是導(dǎo)致焊縫頻繁開裂的根本原因。但也不排除焊接殘余應(yīng)力等因素的共同作用，進(jìn)一步加速焊縫的開裂。

4 治理建議

根據(jù)上述疏水器下游管道溫度和應(yīng)力的測量及計算分析結(jié)果，認(rèn)為間歇疏水引起管道焊縫內(nèi)壁產(chǎn)生超標(biāo)的熱交變應(yīng)力是導(dǎo)致焊縫頻繁開裂的根本原因。核電廠使用的疏水器主要為倒置桶式疏水器、浮球式疏水器和雙金屬片式疏水器三種形式，其中倒置桶式疏水器的工作方式為間歇疏水，而浮球式疏水器和雙金屬片式疏水器可以實現(xiàn)持續(xù)疏水器。另外，當(dāng)選用的疏水器排量過小或者疏水管道的管徑過小，可能導(dǎo)致疏水能力不足，疏水器旁路的電動疏水閥將會頻繁啟閉，也將引起間歇疏水。當(dāng)選用的疏水器排量過大時，由于疏水速度過快，上游來水在短時間內(nèi)被排凈，持續(xù)疏水也將變?yōu)殚g歇疏水。因此，對于發(fā)生焊縫開裂問題的疏水管道，提出如下治理建議：

(1)使用浮球式和雙金屬片式等具有持續(xù)疏水功能的疏水器；

(2)對于蒸汽主管的疏水，疏水器排量選擇建議為實際凝結(jié)水量的3倍[16]；

(3)選擇適當(dāng)?shù)氖杷艿乐睆?，保證內(nèi)部濕蒸汽流速在20 m/s～35 m/s之間[17]。

5 結(jié)論

通過對某核電廠倒置桶式疏水器下游管道在疏水過程中的溫度和應(yīng)力的測試、計算和分析，得出結(jié)論如下：

(1)疏水階段和非疏水階段，倒置桶式疏水器下游管道內(nèi)外壁均存在較大溫差，分別達(dá)到-23.31 ℃和15.15 ℃；

(2)疏水管道焊縫內(nèi)表面的交變應(yīng)力幅普遍大于外表面，內(nèi)表面交變應(yīng)力幅是外表面的2～3倍，最大交變應(yīng)力幅達(dá)到167.21 MPa，內(nèi)表面更容易發(fā)生疲勞開裂；

(3)間歇疏水引起的管道焊縫內(nèi)表面產(chǎn)生超標(biāo)的熱交變應(yīng)力是導(dǎo)致焊縫頻繁開裂的根本原因；

(4)將具有間歇疏水功能的倒置桶式疏水器更換為具有持續(xù)疏水功能的浮球式或雙金屬片式疏水器有利于解決疏水管道焊縫開裂的問題。