核電廠儀表管線振動應變限值研究

2019-02-12 06:11:22磊1陳乃斌徐德城1朱如東

中國核電 2019年6期

林磊1,陳乃斌,徐德城1,朱如東

(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 529941)

公稱直徑2 in以下小支管的振動疲勞斷裂是國內外核電廠普遍問題之一,其失效占核電廠管道振動疲勞失效總量的90%以上[1]。一些重要小支管的斷裂將導致機組停機,造成巨大經濟損失。近幾年來,某CPR1000核電機組頻繁發生汽輪機高壓缸進汽管道上GPV/GRE系統儀表管線斷裂事件,造成巨大經濟損失。為緩解相關儀表管線的振動水平,核電廠開展了多項管線改進措施[2],一定程度上降低了其振動交變應力水平,但仍存在啟機過程低功率下振動應力高于允許限值的問題。

小支管的振動疲勞屬于受應力幅控制的高周疲勞,其破壞過程通常包含了裂紋萌生、擴展和瞬斷三個階段,其中裂紋的萌生出現在局部最高應力處、在最弱的及應力最大的晶粒上形成微裂紋,然后發展為宏觀裂紋,最終導致疲勞斷裂[3]。疲勞曲線(又稱SN曲線)是對構件進行疲勞設計或評估的基礎,基于疲勞曲線和Miner線性累積損傷準則,通過計算總的疲勞累積使用因子,可以進行有限壽命或無限壽命設計與評估[4]。

與上述正向疲勞設計的方法相反,對于小支管的振動疲勞問題,本文借助材料的疲勞曲線并基于Miner線性累積損傷準則,基于實測振動應變信號,來反推對應于有限壽命和無限壽命的應變范圍限值,用于全新安裝小支管在機組一次啟機過程中的實時監測預警,當實際應變范圍高于限值時,啟機保駕人員即采取相應措施,避免小支管在啟機過程中疲勞斷裂。

1 計算方法及結果

1.1 基本假設

疲勞損傷與交變應力水平、結構不連續處的應力集中情況、平均應力水平等有關系,且是一個不斷累積、最終發生裂紋萌生的過程。當交變應力水平低于材料的疲勞強度時,理論上管道具有無限壽命。只有當交變應力水平高于材料的疲勞強度時,才會形成損傷。

結構振動疲勞與典型低周疲勞(如壓力或溫度變化引起的疲勞)的區別在于,振動疲勞循環的快慢與結構動力學特性相關,在結構幾何特征不變、但激振力變化后,結構的振動響應幅值和頻率也將發生變化,則相同時間內形成的累積損傷大大不同；而當激振力保持不變,但振動持續時間變化后,相同振動應力在不同時間內形成的累積損傷也發生變化。本文的研究中,使用某機組上一次啟機過程儀表管的實測振動應變數據,來計算下一次啟機的應變范圍限值,需作出如下假設。

(1)下次啟機前汽輪機高壓缸等相連的主要設備未經過全檢等大范圍檢修工作,設備的振動特性與上一循環基本保持一致；

(2)下一次啟動的功率曲線與上一次啟機功率曲線保持一致。

小支管為細長型結構,呈現出梁的橫向振動特征,其橫截面主要受彎矩作用,其外表面以軸向變形為主,軸向應變幅值最大。但由于小支管為三維走向,除受振動彎矩作用外,還會受到相鄰管段運動帶來的剪切力和扭矩,因此其變形比較復雜,并非理想的純彎曲變形。針對不同受力情況下管道的疲勞損傷評估,在ASME BPVC標準中提出了兩種方法：1)主應力方向不變的情況,可對單軸應力通過雨流統計進行循環計數和累積使用因子計算；2)主應力方向變化的情況,可采用如最大最小應力法進行循環計數和累積使用因子計算,該方法不考慮加載次序,具有極大的保守性[6]。而ASME OM Part3標準中對振動應力的表達式,則是僅考慮橫向彎曲變形。為降低實際監測評估時的復雜性,本文提出第(3)個假定,即假定小支管以橫向純彎曲振動為主,僅考慮其軸向應力應變。

對于上述第(1)條假設,根據以往多臺機組相似位置小支管的測試經驗,在啟機過程中其振動時域和頻域特征基本相似。對于上述第(2)條假設,通過對比歷次啟機功率曲線,可以確定每次啟機曲線基本一致,但部分功率平臺持續時間會有差異。綜合考慮后,確定機組并網至50%功率平臺結束的總時間T0=53 h。為防止由于實測應變范圍遠大于53 h應變范圍限值而導致的短時間疲勞斷裂風險,同時保證啟機保駕人員有充足的時間進行機組后撤處理,增加T1=2 h和T2=6 h作為補充條件。

1.2 無限壽命對應的應變范圍限值計算

因應變幅等于應變范圍的二分之一,故純彎曲振動管道無限壽命對應的最大軸向應變范圍限值εr-I為960 με。由于儀表管斷裂主要發生在對接焊縫處,在進行應變監測數據的分析時,還應將實測數據乘以對接焊縫的疲勞強度減弱系數(或應力集中系數)2.0,才是最終評估數據。因此,用于監測限值的應變范圍應取為εr-I=960/2=480 με。當實測應變范圍低于εr-I時,管道不存在振動疲勞失效的風險。

1.3 有限壽命對應的應變范圍限值計算

由于儀表管的振動是穩態隨機振動,其振動頻率范圍較寬,不同量級的振動造成的疲勞損傷程度也不同,且大部分振動循環的交變應力幅值是低于材料疲勞強度的,不會造成疲勞損傷。也即在給定時間內,管道的最大交變應力可以超過材料疲勞強度,但并不會引起疲勞失效。因此,采用無限壽命的應變范圍作為啟機過程的后撤預警值會過于保守,從而導致不必要的機組狀態后撤。而基于疲勞累積使用因子來倒推最大允許應變范圍,則可給出能夠保證一定安全運行時間的有限壽命應變范圍限值。

1.3.1 振動應變基本數據

根據已有監測數據的分析,啟機過程中儀表管線振動過大的原因為所連接主管道存在高頻殼壁振動,振動頻率以400 Hz以上的高頻成分為主。圖1為所關注儀表管線的外形圖,實測振動應力較大的位置分別為圖中所示根部焊縫和下游焊縫。啟機過程管線各位置的振動水平及頻率特征并不相同,其根部更接近高壓缸進汽管,相應的振動頻率與主管基本一致；下游除存在高頻成分外,還伴有低頻振動。本文分別以兩個位置的測試數據為基礎數據,計算應變范圍限值。

圖1 儀表管線布置示意圖Fig.1 Layout of typical instrumental pipe

啟機過程中,在并網至50%功率期間儀表管線的振動應力要普遍高于后續工況,在機組功率達到50%左右后,管線振動水平快速下降,管線離開危險工況。而在并網至50%功率期間,儀表管線的振動應變趨勢為先增大后緩慢降低,其中電功率120～138 MW期間的振動應力水平相對最高,如圖2所示。因此,為了提高保守性,并降低限值計算的復雜度,取電功率120～138 MW的軸向振動應變為基本數據,用于進行監測限值的計算,取樣時間長度t0為2 100 s,在并網至50%功率的全過程中,均以該取樣數據進行計算。

圖2 軸向振動應變監測數據Fig.2 Axialvibration strain measurement curve

1.3.2 計算方法

根據Miner線性累積損傷準則,對于總運行時間為T的n個應力循環,假設第i個應力循環的交變應力幅為Si,對應的循環次數Ni,SN曲線上Si所對應的允許循環次數為Nai,那么第i個應力循環所產生的疲勞使用因子ui=Ni/Nai。計算所有n個應力循環的累積疲勞使用因子CUF,即：

當U<1.0,則表明在壽期內不會發生疲勞裂紋萌生,預測總的疲勞壽命(指裂紋萌生前)為LF=T/U；當U≥1.0,表明會發生疲勞裂紋的萌生。因此,為保證在有限運行時間內管線最大應力處不發生裂紋萌生,則應使總的疲勞使用因子U<1.0,從保守的角度出發,取U=0.8作為其限值。

應變范圍的計算流程如圖3所示,分別為：

圖3 有限壽命對應應變范圍限值計算流程Fig.3 Procedure of limited-life strain range calculation

(1)以實測管線取樣時間t0內的軸向應變數據為基準,按照胡克定律將應變轉化為應力,并考慮局部疲勞強度減弱系數的影響；

(2)采用雨流統計法對振動應力數據進行統計,得到交變應力幅向量[S]和循環次數向量[N]；

(3)對(2)中得到的交變應力幅和循環次數向量,采用Miner線性累積損傷準則,計算疲勞累積使用因子u0；

(4)擴展得到T時間內的總累積使用因子U=T×u0/t0；

(5)若U<0.8,則對基本應變數據進行等比例放大,直到U=0.8,獲得此時對應的最大應變范圍εL0-T；

(6)考慮對接焊縫的應力集中系數2.0,取有限壽命對應的應變范圍限值為εL-T=εL0-T/2,即可用作實測應變數據的監測限值。

(7)針對T0=53 h、T1=2 h和T2=6 h,分別計算三級有限壽命應變范圍限值：

· 保證53 h安全運行的應變范圍限值εL-53 h；

· 保證6 h安全運行的應變范圍限值εL-6 h；

· 保證2 h安全運行的應變范圍限值εL-2 h。

1.3.3 計算結果

計算采用MATLAB程序實現,結果如表1所示。從表中可以看出,根據根部焊縫實際測試數據計算得到的應變范圍限值要低于下游焊縫實測數據得到的限值,這與上文所分析的兩處頻率成分差異相一致。下游焊縫的振動頻率低,在相同時間內允許的振動幅值就較大,而上游焊縫振動頻率高,允許的振動幅值自然要小。從保守的角度出發,機組啟機時取根部焊縫的應變范圍限值作為監測預警值。對比上文計算的無限壽命應變范圍限值,能夠保證機組一次安全啟機的允許應變范圍接近無限壽命應變范圍的2倍,因此采用有限壽命的應變范圍限值能夠降低機組后撤或停機概率,在保證儀表管運行安全性的同時提高經濟性。

表1 有限壽命對應的應變范圍限值計算結果

2 結論

對于全新安裝小支管的一次啟機過程,基于實測振動應變數據,采用雨流統計法和Miner線性累積損傷準則,計算了保證無限壽命、53 h、6 h和2 h安全運行的應變范圍限值,分別為：480 με、856 με、1028 με、1160 με。