核電廠疏水管道焊縫開(kāi)裂根本原因分析和治理建議

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(yáng)江核電有限公司，廣東 陽(yáng)江 529500)

近年來(lái)，核電廠疏水管道焊縫開(kāi)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(kāi)裂事件，2016年陽(yáng)江核電除氧器系統(tǒng)的Y1ADG004PU(功能位置號(hào))疏水器下游管道的兩處焊縫開(kāi)裂，2019年陽(yáng)江核電主蒸汽系統(tǒng)的Y2VVP112PU疏水器下游管道的一處焊縫開(kāi)裂。近兩年，福清核電(包括“華龍一號(hào)”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(kāi)裂事件，甚至有些新更換的疏水管道在運(yùn)行三個(gè)月后又出現(xiàn)焊縫開(kāi)裂情況，嚴(yán)重影響機(jī)組正常運(yùn)行生產(chǎn)。針對(duì)該問(wèn)題，國(guó)內(nèi)高校和科研單位已開(kāi)展一些研究工作。左敦桂等[1]針對(duì)某核電廠給水除氧器系統(tǒng)疏水管道對(duì)接焊縫開(kāi)裂事件進(jìn)行原因分析，認(rèn)為開(kāi)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(duì)某核電廠高壓缸抽汽管線氣動(dòng)調(diào)節(jié)閥后的疏水管道彎頭焊縫開(kāi)裂進(jìn)行原因分析，亦認(rèn)為是由疲勞導(dǎo)致管道焊縫開(kāi)裂，同時(shí)通過(guò)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(kāi)裂原因時(shí)，也認(rèn)為開(kāi)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(duì)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(kāi)裂主要原因之一，但其校核整體管系熱應(yīng)力時(shí)，發(fā)現(xiàn)熱應(yīng)力基本未超標(biāo)。所以，其認(rèn)為疏水時(shí)管道內(nèi)部流體流速過(guò)快，造成的沖刷和振動(dòng)也是導(dǎo)致管道斷裂的重要原因。

上述頻繁開(kāi)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(diǎn)，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(shí)存在熱疲勞開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。除疏水管道外，其他管道焊縫熱疲勞開(kāi)裂的現(xiàn)象也普遍存在[5-9]。針對(duì)該問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外高校和企業(yè)已開(kāi)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(kāi)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(mén)泄漏、湍流侵入、系統(tǒng)瞬變。J.M.STEPHAN等[13]通過(guò)試驗(yàn)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(wèn)題，提出了一種針對(duì)該問(wèn)題的熱疲勞評(píng)估方法。鄭坊平等[14]針對(duì)某火電廠水冷壁管熱疲勞開(kāi)裂進(jìn)行失效分析時(shí)，對(duì)熱應(yīng)力如何影響管道開(kāi)裂進(jìn)行了闡述，認(rèn)為溫度發(fā)生周期性快速變化時(shí)，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(kāi)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(dòng)等，但是根本原因尚無(wú)定論。為解決該問(wèn)題，目前常用方法是對(duì)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(shí)間和資金成本巨大。而本文研究重點(diǎn)為熱交變應(yīng)力，若其為根本原因，則解決該問(wèn)題僅需將間歇疏水改為持續(xù)疏水即可，可節(jié)約大量時(shí)間和資金成本。因此，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和計(jì)算分析相結(jié)合的手段對(duì)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(guò)開(kāi)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(duì)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(duì)接焊閥門(mén)，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(duì)接焊縫焊趾處和閥門(mén)對(duì)接焊縫焊趾處均出現(xiàn)過(guò)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(guó)阿姆斯壯的倒置桶式疏水器，型號(hào)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(diǎn)，分析其下游管道溫度和應(yīng)力變化過(guò)程如下：

(1)正常無(wú)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(shí)，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(shí)間足夠長(zhǎng)，疏水器下游管道內(nèi)外壁之間應(yīng)無(wú)溫差。

(2)疏水器開(kāi)啟后，內(nèi)部高溫介質(zhì)快速流過(guò)下游管道，疏水過(guò)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(guò)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(guò)程中存在某一時(shí)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(guò)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(guò)程中存在某一時(shí)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(huì)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(gè)疏水循環(huán)周期內(nèi)，疏水器下游整個(gè)管系溫度變化也會(huì)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(cè)量及計(jì)算分析

2.1 管道外壁溫度測(cè)量分析

分別在如圖1所示的法蘭下游焊縫附近外壁、閥門(mén)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(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)疏水過(guò)程管道外壁溫度變化，溫度采集儀型號(hào)為OMEGA RDXL12SD，測(cè)試結(jié)果如圖2所示。疏水閥開(kāi)啟后，法蘭和閥門(mén)焊縫附近外壁溫度開(kāi)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(kāi)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(shì)，溫度從41.2 ℃升至45.0 ℃，然后降至41.1 ℃。

圖2 管道外壁溫度測(cè)量值Fig.2 Outer wall temperature

分析發(fā)現(xiàn)，整個(gè)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(jì)算分析

由于在核電廠進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，不具備同時(shí)測(cè)量疏水管道內(nèi)壁溫度的條件。因此，需通過(guò)有限元軟件ANSYS進(jìn)行傳熱計(jì)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(jì)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(duì)疏水管道進(jìn)行傳熱計(jì)算時(shí)，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(shí)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(gè)單元，280 181個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

瞬態(tài)傳熱計(jì)算中將一個(gè)疏水周期分為疏水階段(STEP1)和非疏水階段(STEP2)，其中STEP1時(shí)長(zhǎng)8 s，分為40個(gè)SUBSTEP；STEP2時(shí)長(zhǎng)21 s，分為50個(gè)SUBSTEP。瞬態(tài)傳熱計(jì)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(kāi)始時(shí)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(jì)算溫度與實(shí)測(cè)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(jì)算結(jié)束后，選取一個(gè)疏水周期內(nèi)法蘭附近、閥門(mén)附近和孔板附近直管內(nèi)壁和外壁節(jié)點(diǎn)，獲取內(nèi)壁溫度、外壁溫度以及內(nèi)外壁溫差(指同一時(shí)刻外壁溫度-內(nèi)壁溫度，下同)隨時(shí)間變化趨勢(shì)，結(jié)果如圖5所示。

一個(gè)疏水循環(huán)周期內(nèi)，法蘭前、閥門(mén)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(jì)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(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比如圖6所示，外壁溫度變化趨勢(shì)基本一致。外壁計(jì)算最大溫度均為83.3 ℃，與實(shí)測(cè)結(jié)果僅相差 3.0 ℃。說(shuō)明試算時(shí)輸入?yún)?shù)設(shè)置合理，傳熱計(jì)算結(jié)果可信。

圖6 外壁溫度變化計(jì)算和實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of calculated and measured temperature

通過(guò)疏水器下游管道傳熱計(jì)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(cè)量及計(jì)算分析

3.1 交變應(yīng)力計(jì)算方法

對(duì)于間歇疏水的疏水管道，定義兩次疏水開(kāi)始之間的時(shí)間為一個(gè)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(huì)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(gè)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(diǎn)A達(dá)到最小應(yīng)力(最大壓應(yīng)力)為Smin，非疏水階段該點(diǎn)達(dá)到最大應(yīng)力(最大拉應(yīng)力)為Smax，則一個(gè)疏水周期內(nèi)該點(diǎn)的交變應(yīng)力幅值如式(1)：

Sr=0.5(Smax-Smin)

(1)

實(shí)際測(cè)試或計(jì)算時(shí)無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量或計(jì)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(lái)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(duì)于非核級(jí)管道C2K2=2i，為應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)，對(duì)接焊縫的i=1。

對(duì)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(jì)算熱交變應(yīng)力。

3.2 管道外壁應(yīng)力測(cè)量分析

分別在法蘭前(焊縫旁管壁側(cè)面)、閥門(mén)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(guò)數(shù)據(jù)采集儀(型號(hào)為L(zhǎng)MS 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(chǎng)測(cè)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(chǎng)測(cè)試管道外壁軸向應(yīng)變，測(cè)試的應(yīng)變時(shí)域曲線如圖8所示。

圖7 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)變測(cè)試Fig.7 Strain test on site

圖8 應(yīng)變?cè)紨?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(diǎn)漂移。因此，對(duì)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(shí)域曲線可以看出，在一個(gè)疏水循環(huán)周期內(nèi)，疏水器開(kāi)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(wú)零點(diǎn)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(guò)應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)修正后的測(cè)試結(jié)果，如表4。

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

3.3 管道內(nèi)外壁應(yīng)力計(jì)算分析

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)無(wú)法同時(shí)測(cè)量疏水管道內(nèi)壁應(yīng)變。因此，需通過(guò)有限元軟件ANSYS計(jì)算管道內(nèi)壁應(yīng)力。

考慮溫度載荷、重力載荷和錨固點(diǎn)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(gè)單元，280 183個(gè)節(jié)點(diǎn)。

通過(guò)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(shí)刻(1.963 9 s，STEP1_SUBSTEP5)和非疏水階段最大溫差時(shí)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(jì)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(diǎn)，設(shè)置位移為0 mm。

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

一個(gè)疏水周期內(nèi)不同時(shí)刻法蘭前、閥門(mén)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(jì)算得到經(jīng)過(guò)應(yīng)力增強(qiáng)系數(shù)修正的交變應(yīng)力，如表7所示。對(duì)比管道焊縫外壁交變應(yīng)力值，如表8，計(jì)算值與測(cè)試值基本吻合，最大誤差為6.47%。

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

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

表8 交變應(yīng)力測(cè)試和計(jì)算結(jié)果對(duì)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(shí)測(cè)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(xiǎn)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(kāi)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(kāi)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(cè)量及計(jì)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(kāi)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(shí)現(xiàn)持續(xù)疏水器。另外，當(dāng)選用的疏水器排量過(guò)小或者疏水管道的管徑過(guò)小，可能導(dǎo)致疏水能力不足，疏水器旁路的電動(dòng)疏水閥將會(huì)頻繁啟閉，也將引起間歇疏水。當(dāng)選用的疏水器排量過(guò)大時(shí)，由于疏水速度過(guò)快，上游來(lái)水在短時(shí)間內(nèi)被排凈，持續(xù)疏水也將變?yōu)殚g歇疏水。因此，對(duì)于發(fā)生焊縫開(kāi)裂問(wèn)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(duì)于蒸汽主管的疏水，疏水器排量選擇建議為實(shí)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(guò)對(duì)某核電廠倒置桶式疏水器下游管道在疏水過(guò)程中的溫度和應(yīng)力的測(cè)試、計(jì)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(kāi)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(kāi)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(kāi)裂的問(wèn)題。