核电站主给水泵联轴器膜片断裂原因分析及改进.pdf

2023年第3 期40小原枝术核电站主给水泵联轴器膜片断裂原因分析及改进赵旭光朱磊？苏邦栋？张海杰1（1 中广核核电运营有限公司，广东深圳518124；2 阳江核电有限公司，广东阳江529500)摘要：针对国内A核电站主给水泵系统（压力级泵）联轴器膜片断裂故障，参照“故障树分析方法”，分别对膜片质量、联轴器工作工况、联轴器设计选型等方面进行分析，找到故障原因，制定改进措施，经实践应用效果良好，可为同类设备类似故障的处理提供参考借鉴关键词：核电站用泵主给水泵膜片联轴器中联管对中角向补偿选型改进中图分类号：TH311文献标识码：A核电站主给水泵系统（APA）将除氧器中的水抽出并升压，经高压加热器送到蒸汽发生器中，是压水堆核电站二回路的重要水泵。国内CPR1000核电机组一般有三列各50%额定流量的电动主给水泵系统，正常工况下两列运行，一列备用。每列电动主给水泵组由增压泵、电动机、耦合器及压力级泵等串联布置组成。增压泵与电动机之间、电动机与耦合器之间、耦合器与压力级泵之间主要通过联轴器连接并传递力矩。国内A核电厂主给水泵组多次出现因为耦合器与压力级泵之间的联轴器膜片（见图1）断裂导致设备振动快速上涨，设备的安全运行存在较大的隐患。膜片联轴器在核电站水泵轴系连接中应用广泛，联轴器故障会直接影响水泵的安全运行及核电机组的经济效益。国内研究人员曾使用有限元法对传递较大转矩膜片联轴器的膜片应力做出了详细分析 1-2 ，指出了膜片受力分布状况，定性地分析了故障联轴器增压泵电动机液力耦合器压力级泵孔板（法兰）滤网图1核电站CPR1000机组主给水泵组及故障联轴器膜片的最大应力区域，本文在故障分析时参考了其膜片受力分析。本文从工程应用的角度进行分析，查找联轴器膜片断裂原因。1故障现象国内A核电厂B泵的膜片联轴器在4个月时间内连续两次断裂，第一次断裂首先显示在连接设备振动输出值，液力耦合器输出轴的振动值升至最大7.6 mm/s（报警值5.6 mm/s）、相连的压力级泵振动同步升高至4.1 mm/s。停运泵组检查发现液力耦合器和压力级泵使用的联轴器靠近泵侧膜片扭曲变形断裂，联轴器泵侧膜片的4处拉梁呈完全断裂特征，4处压梁呈严重扭曲变形，压梁外侧膜片均与连接的法兰端面接触，膜片裂纹位置大多集中于膜片法线方向与垫圈相切位置附近，呈现疲劳断裂特征（见图2）。图2联轴器断裂膜片形貌特征2023年第3 期41小原技术第二次故障为更换断裂联轴器膜片运行约4个月后，耦合器输出轴振动值上升至最大4.0 mm/s。停泵检查发现压力级泵与耦合器之间联轴器膜片出现断裂，联轴器泵侧膜片整体无明显变形，但出现单片膜片局部开裂，耦合器侧膜片断裂，形貌与第一次断裂相似，断裂裂纹基本分布在膜片组件的垫圈附近，呈现为疲劳断裂特征。2故障原因分析根据上文的故障现象描述结合联轴器使用场景，分析造成联轴器膜片断裂故障的可能原因如图3所示。从联轴器膜片存在质量缺陷、联轴器工作轴系对中偏差超过膜片允许范围、联轴器选型错误三个方面进行原因分析，寻求解决措施。2.1联轴器膜片质量该联轴器为叠片挠性联轴器，有两组膜片，由中间短节连接，每组3 3 片，外观为带8 个圆孔的连续八边环形结构，两侧共6 6 片，单片膜片厚度约0.40 mm，膜片材料为3 0 1 钢，膜片材料依据标准为 ASTM A666-20153。下文将参考此标准对膜片材料强度、材料化学成分、材料硬度、材料金相组织进行校核。2.1.1膜片材料强度分析室温拉伸试验对故障联轴器的膜片材料强度进行校核验证，分别选取泵侧3 片断裂膜片（B1、B2、B3）、液力耦合器侧3 片未开裂膜片（Y1、Y 2、Y3），进行室温拉伸试验，测试结果如表1 所示。表1膜片室温拉伸试验结果试样抗拉强度Rm/MPa屈服强度 Rp0.2/MPaB11249917B21259916B31272968Y11213831Y21179872Y31178925ASTMA666301钢1/2 H1035925ASTMA666301钢3/4H1205930膜片材料的抗拉强度和屈服强度（产生0.2%残余变形的应力值）介于ASTMA666-2015标准中3 0 1钢的1/2 H和3/4H状态之间并接近3/4H状态，满足3 0 1 钢参考标准要求。2.1.2膜片材料化学成分分析采用便携式合金分析仪对所有膜片进行成分分析，膜片的化学成分结果基本相同，选择泵侧断裂膜片1 片（选择试样B1）和液力耦合器侧未开裂膜片1 片（选择试样Y2）为例进行化学成分分析，化学成分分析结果如表2 所示。参照ASTMA6662015标准中3 0 1 钢化学成分，检测试样的化学成分，分析结果满足ASTMA666-2015标准中3 0 1钢的化学成分范围。2.1.3膜片材料硬度分析采用维氏硬度计对故障联轴器的膜片进行硬度测试，仍选取泵侧3 片断裂膜片（B1、B2、B3）和液力耦合器侧3 片未开裂膜片（Y1、Y 2、Y 3），进行硬度测试，硬度测试结果如表3 所示。查询3 0 1钢硬度标准1/2 H为HV310-370，3/4H 为HV370联轴器膜片断裂联轴器膜片质量缺陷联轴器工作工况差联轴器选型错误联轴器对中初膜片材料膜片材料化膜片材料膜片材料金压力级泵受始数据偏差超强度不足学成分异常硬度不足相组织缺陷力发生位移过允许范围压力级泵地管道初始设管道维修脚螺栓预紧计应力大引人应力不足图3联轴器膜片断裂故障原因分析图2023年第3 期42小原技术表2膜片材料化学成分分析结果元素含量/wt%试样CSSiMnPCrNiNB10.1300.0030.5801.6800.03016.9106.0500.084Y20.1300.0030.5901.6800.02916.9106.0300.084ASTM A666301钢0.150.0301.02.000.04516.0 18.06.0 8.00.10表3膜片硬度测试结果试样测试值HV1平均值HV1B1350369374364B2388394367383B3375375371373Y1383380398387Y2393371383382Y3377383387382-430，测量结果介于3 0 1 钢的1/2 H和3/4H状态之间并接近3/4H状态，与强度分析结果一致。2.1.4膜片材料金相组织分析微观对膜片金相组织进行观察，仍选择泵侧3片开裂膜片和液力耦合器侧3 片未开裂膜片与上述相同的样品进行2 0 0 倍和50 0 倍金相组织形貌观察，组织均为李晶奥氏体+少沿加工变形方向分布的条带状铁素体，未发现明显的晶间组织异常和明显表面腐蚀缺陷，其中试样B1金相组织形貌如图4所示。对膜片非金属夹杂物形貌进行观察，夹杂物等级均为DO.5，非金属夹杂处于正常水平。扫描电镜对泵侧膜片平直段和弯曲段的断开处进行微观观察，整体呈准解理形貌，可见少量辉纹，呈现为疲劳特征。综上，从检测结果看，抽查试样膜片材料强度、材料化学成分、材料硬度、材料金相组织均未见明显异常，断口微观均呈现为疲劳特征，应为承受较大交变应力作用下的疲劳断裂。2.2联轴器工作工况校核分析膜片联轴器结构，膜片联轴器通过两组弹um图4膜片B1金相组织形貌性膜片实现减振并补偿轴的角向、径向和轴向位移，并在各种工况下传递扭矩。每组膜片有4个驱动螺栓、4个从动螺栓，对应膜片环的8 个边中有4个边受拉力、4个边受压力。膜片在运行过程中受到拉应力和压应力，补偿轴向位移而产生弯曲应力和交变循环应力。联轴器所在轴系初始安装偏差和设备运行过程中受到非平衡合力都会导致联轴器两端产生角向、径向或轴向位移，若联轴器所在轴系对中数据与标准值存在较大偏差，联轴器的角向、径向偏差引起联轴器运行时承受过大的交变弯曲载荷，联轴器传扭能力和不对中补偿能力减弱，导致膜片疲劳开裂失效。故障联轴器膜片两次断裂后，均第一时间检查轴系对中初始数据记录，联轴器对中初始数据偏差在允许偏差范围内，故在后续分析中主要分析泵组运行过程中受力情况及角向、径向和轴向产生的偏移及产生的原因查询断裂联轴器运行规范，联轴器膜片补偿限值：角向0.1 3 时，轴向最大2.8 mm；角向0.2 5时，轴向最大1.4mm。根据膜片联轴器断裂后复查的对中数据（见表4），用最大的一次偏差进行计算，将圆周方向偏差、平度偏差及轴向间距偏差换算转化为角向和轴向偏差，并根据联轴器的补偿量进行校核。膜片联轴器、圆周方向偏差示意图如图5所示。膜片联轴器径向偏差会相应产生角向偏差，结表4联轴器膜片断裂后轴系对中检查数据检查项目第一次断裂第二次断裂标准值径向偏差（上下偏差）/mm0.2650.02500.061.0350.580.10 0.16径向偏差（左右偏差）/mm(泵偏西）(泵偏西）(泵偏东）轴向偏差（上下张口）/mm0.0050.0250.03轴向偏差（左右张口）/mm0.1550.190.03联轴器轴向间距/mm401.08400.10400.25 0.25432023年第3 期小原技术图5膜片联轴器圆周方向偏差示意图合相似三角形可得：tan=/D=h/L(1)式中，为径向偏差引起的角向偏差；为径向偏差引起的轴向偏差；D为联轴器端面直径，305mm；L 为中间短节的长度，40 0 mm；h 为径向偏差值，此处取径向偏差最大值1.0 3 5mm+0.10mm(预置膨胀量）=1.1 3 5mm。通过计算可得：=0.865mm；若设定角向偏差最大值为，则tan=A。/D，A。为最大角向偏差角对应的轴向偏差，即为0.8 6 5+0.1 55=1.02mm，并求出=1 1.49。轴向最大偏差为角向最大偏差引起的轴向偏差加上对轮间距偏差mx=1.02+0.83=1.85mm。最大角向和轴向偏差点为膜片断裂时的工作点（见图6），虽然仍在此膜片角向和轴向补偿允许使用范围内，但与初始设定工作点相差甚远，膜片在工作中承受较大交变循环复合应力，膜片寿命快速降低并在短期内断裂。2.2.1泵组受力分析（1）膜片联轴器两侧分别为液力耦合器和压力级泵，液力耦合器通过地脚螺栓固定在基座上，运转过程中无其他受力，位置不会发生变化。压力级泵人口连接从增压泵过来的中联管，出口连接管道至蒸汽发生器，地脚通过4颗M64螺栓固定在金属支座上，进出口及地脚三方合力的作用下保持固定。计算地脚螺栓紧固产生摩擦力如式(2)所示：F=T/(Kd)(2)式中，F为预紧力（N）；T 为螺栓紧固力矩1510允许使用范围Permissiblezone断裂时工作点5初始工作点01.42.8轴向补偿量/mmamax图6膜片联轴器角向和轴向补偿范围示意图（Nm），此处紧固力矩58 0 0 Nm；K 为拧紧力矩系数，此处取0.1 4；d为螺纹公称直径（mm）。计算每颗螺栓预紧力F=647321N。泵体与基座的摩擦力：fi=(4F+G)u(3)泵体与地脚螺栓的摩擦力：f2=4Fu(4)式中，G为泵本体重力，取40 0 0 0 N；为预紧连接结合面的摩擦因数，取0.1 6。计算总和总=8 3 49 7 0 N。（2）压力级泵进出口初始应力复查工程设计阶段对管道接口位置载荷限制，根据设计要求，压力级泵进口管道载荷限值水平方向8 0 40 0 N，根据工程现状模拟计算数值最大值2 9 43 5N，此数据与地脚紧固摩擦力相差甚远，无法推动泵体产生位移。（3）管道维修引入应力，查询检修历史，此泵中联管A09支架限位挡块焊缝处曾存在裂纹，为消除裂纹曾将中联管管道A09位置切割重新焊接。松开重新焊缝附近的法兰，法兰张口最大值在4mm左右，通过闭合法兰张口在管道中引起的弹性变形来估算管道应力产生的拉力，计算模型假设管道焊接产生应力通过中联管水平段管道塑性变形进行补偿，不考虑支吊架、弹性支撑变形。管道在弹性变形阶段：F./S=EdL/L(5)式中，Fa为管道应力产生的拉力（N）；E为弹性模量，管道材料为2 0 Cr，取2.0 7 1 0 Pa；L 为管道水平长度，1 1.9 8 0 m；d L 为管道变形量，取张口最大值得1/2，即0.0 0 2 m；S为受力面积，此处选择管道（559.012.7）壁厚圆环面积，求得 S=0.02178 m。求得F。=7 52 8 49 N。此力接近泵地脚紧固摩擦力，泵体运行过程会有振动影响，在管道应力作用下泵体存在缓慢位移的可能。2.3联轴器选型计算该联轴器满足API671选型设计，根据API671标准规定：联轴器应具有一个最小工况系数，对金属挠性元件联轴器，最小工况系数为1.5；另外，使用恒寿命曲线方法，疲劳安全系数应不小于1.354。综合计算选型系数应不小于2.0 2 5。联轴器工况扭矩T如式（6）所示：（收稿日期2023-02-28)（本文编辑胡玉靓）2023年第3 期44小原枝术表5不同核电厂压力级泵联轴器选型系数对比A电厂(膜片断裂)B电厂C电厂D电厂功率/kW7390657965796246转速/(r/min)5150506250625336联轴器型号TDH8-2900-00T33TDH8-2900-00T28TDH8-2900-00T28TDH8-2900-00T43选型系数2.042.262.262.50T=9550P/n(6)选型系数：K=TkN/T(7)式中，P为功率（kW）；n 为转速（r/min）;Tkn为联轴器额定扭矩（Nm）。K 选型系数为不确定因素，与机组传动系统有密切关系。A、B、C、D四个核电厂压力级泵采用TDH8-2900系列联轴器，联轴器膜片材质和额定扭矩（2 8 0 0 0 Nm）完全相同，压力级泵额定功率和额定转速不同，通过计算四个核电厂联轴器选型系数（见表5），虽然断裂联轴器选型系数满足API671标准要求，但是其选型系数在四个核电厂中最低且接近限值，故联轴器中心偏差较大时，联轴器易出现裂纹或散片现象，工况进一步变差时发生断裂。A核电厂其他压力级泵联轴器膜片发现单片裂纹和散片等早期缺陷。3改进措施综合以上分析，联轴器膜片断裂故障原因为：中联管焊接导致压力级泵进口管道存在应力和联轴器选型系数偏低两个问题。针对上述原因，制定并执行改进措施。3.1消除管道应力针对中联管管道重新切割焊接引入应力问题，现场执行两套方案：（1）管道切割重新焊接，焊接前需完成泵组中心找正，确保设备处于自由状态。管道焊接过程中在泵轴的合适位置上架设百分表监视设备位移，若有明显变化立即停止焊接，如果管道焊口冷却后未能恢复到厂家要求中心数据，割管重新焊接，避免对泵体产生过大应力；（2）断开中联管中间法兰，完成泵组中心找正，检查管道法兰张口偏差，制作厚度不同的异形垫片补偿管道法兰张口，在紧固法兰过程中管道不会产生额外弹性变形而引人过大应力，回装过程中监测设备不发生位移。两个方案都在中联管得到了应用，均取得比较好的效果。3.2重新选型膜片联轴器针对联轴器膜片选型系数偏低问题，重新选型膜片联轴器，新选型膜片联轴器额定扭矩为31933Nm，选型系数达到2.3，最大峰值41 0 8 7 Nm，且考虑到液力耦合器侧对质量分布限值，将液力耦合器侧靠背轮质量控制在3 6 kg。新选型联轴器已在A核电厂部分给水泵组中试用，目前效果良好。未完成新型联轴器安装的给水泵组，增大了联轴器膜片的更换频率，保证联轴器在役期间安全可靠。4结束语与以往研究膜片联轴器结构强度不同，主要针对膜片联轴器工程应用中遇到的问题，其中联轴器膜片质量、联轴器工作工况校核、管道焊接后管道应力对泵组受力影响、膜片联轴器的选型，都是工程应用中经常遇到的问题。本文针对膜片联轴器工程应用中出现的断裂问题，借鉴“故障树分析方法”，找到了故障原因，制定了改进措施，可为后续工程应用中膜片联轴器故障处理提供经验和思路。经过专项处理，按照上述方案重新调整中联管的状态，对膜片联轴器重新选型并在现场应用，对原型号联轴器膜片增加更换频率，主给水泵组的膜片联轴器未再出现严重断裂故障，该隐患得到了稳妥处理。参考文献1卫冬生，徐筱欣，钟凯大功率膜片联轴器扭转刚度计算研究 机械传动，2 0 0 6，3 0（6)：7-8.2王开奇，孙长江，徐鹏膜片联轴器膜片结构强度分析研究江苏船舶，2 0 1 1，2 8（2：1 2-1 7.3American Society for Testing and Materials.ASTM A666-2015Standard Specification for Annealed or Cold-Worked AusteniticStainless Steel Sheet,Strip,Plate,and Flat BarS.4 American National Standards Institute.ANSIV/API 671-1999 Spe-cial Purpose Couplings for Petroleum,Chemical and Gas IndustryServicesS.