核電站高中能管道斷管影響探討

江才俊，佘靖策，白光譜

(深圳中廣核工程設計有限公司，廣東深圳518057)

在核電站、常規電站和化工廠里,常有許多管道用于輸送高壓和高速的流體。雖然這些管道設計得能夠承受高壓,但由于種種原因,在系統中常會有壓力的脈動和過高的壓力出現。例如,閥的突然開啟或關閉可能引起水錘效應，地震、風暴或管道附近某處的爆炸會對管道加上額外的載荷,管道輸送的幾種介質混合時也可能造成內部的爆炸。此外,管道中壓力和溫度的變化以及由流動造成的振動,會產生氣穴、腐蝕、蠕變、疲勞等效應,從而使管道本身機械性質變壞。在核電站中,管道要經歷輻射,也會使其材質變脆。如果一根管道無論由于何種原因突然破裂,泄漏的高壓液體就會對管道產生很大的橫向力,在這個力作用下,破裂的管道會獲得很高的橫向速度,并通常使管道繞著管道上的一個局部變形區作高速旋轉運動,這種現象就稱作管道甩動。由于在電站中管道網絡通常并不是完全相互隔離的,所以一根因破裂而甩動的管子很可能打在其他管子、容器或儀表上,造成這些器件的破壞,從而加劇事故的嚴重性,甚至造成鏈鎖式的災害。因此,有必要對管子甩動的規律進行認真的研究,并采用限制器來吸收管子的甩動的動能,以盡量減少可能的破壞[1-6]。從力學觀點來看,管道甩動是一種藕合現象,它是一個包含著流體力學、斷裂力學和結構動力學的綜合性的問題。

本文詳細敘述常規島側高中能管道的確定、斷管位置的判定準則、假想破口的類型、斷管的后續影響及其防護、斷裂甩動計算各種計算方法等。

1 高、中能管道的判定

所謂斷管與破裂是分別針對安全殼內外的高能量管路與中能量管路來考慮的。在進行斷管位置判定前須先將管道分類定義出來,以下引述RCC-P及其應用說明2.1節的定義[7-10]。

1）高能管道。高能管道包括在電廠正常工況下最高運行溫度超過100℃或最高運行壓力超過2MPa的管道系統或系統的一部分。如果一旦管道破裂，壓力不足以產生高的流速，則該管被劃為中能管道，這種情況是指溫度低于100℃充滿水的兩端封閉的壓力管道或通過止回閥與高能管道隔離的部分管道。

2）中能管道。在電廠正常工況下壓力超過大氣壓但又未能被劃歸高能管道的管道系統或系統的一部分劃為中能管道。如果管道的溫度超過100℃或壓力超過2MPa的門檻值，但這種狀態持續的時間小于等于該系統總運行時間的2%，這些也劃為中能管道。

2 破裂類型及后果

2.1 假想的破裂類型

假想性的管路失效，包含高能量系統管路中發生軸向破裂或周向斷裂；中能量系統管路中發生穿壁式泄漏，造成必須使反應堆急停，以及要延緩因為此假設性管路失效所產生的后果。

1）軸向破裂。假定軸向破裂產生一條軸向裂縫但管道沒有斷開。假定這些裂縫在管道周向直徑上相對的兩個點起始（但不是同時出現），這樣射流反作用力會使管道構形發生不在一個平面上的彎曲，根據ANSI/ANS 58.2所述:軸向破裂考慮破口形狀為矩形，破口面積等于管道內截面面積，長度方向平行于管道軸向，長度等于兩倍的管道內徑。如圖1所示。

2）周向斷裂。周向破裂的裂縫方向與管道軸線垂直，并假定導致管道斷開。除非分析已證明管道約束件、結構件或管道剛度能限制管道運動，否則就假定斷開的兩個管道截面在徑向上至少分開一個管徑的距離。如圖2所示。

2.2 破裂的后果

高能量管路的假設性斷管所引發的動態效應后果，包括有[11]：

1）產生拋射物；2）管路甩動；3）管路斷管反應力；4）噴流沖擊；5）斷管內的次壓力波。

圖1 軸向破裂

圖2 周向斷裂

3 管道破裂動力效應的防護

3.1 安全準則

針對上述動態效應的防護，管路設計考慮要能符合法國RCC-P及其應用說明中的安全要求。

用于評價管道布置安全性的所有假想破口都是指名義直徑大于25 mm的管道破裂（見RCC-P及其應用說明3.1.4.1.3C）。對于其他更小的管道破裂的研究只考慮其功能方面對電廠產生的后果（如小LOCA或小蒸汽管線破裂），這些破裂對布置設計沒有明顯的影響。

如果管線甩擊打到尺寸大于或等于同系列的管道，不會導致被擊管道失效，反之則認為會失效。甩擊可以使名義尺寸較大、壁厚較薄的管道產生貫穿的泄漏裂紋。

3.2 保護措施

從破裂管道中瀉出的流體會在管系中產生推力和反作用力。考慮這類載荷的效應是為了確保重要設備和專設安全設施的持續完整性。

借助像隔離、屏障和管道甩擊限制器這類設計措施，可以使管道破裂造成的重要系統的損壞不至達到損壞其設計功能和影響重要部件可運行性的程度。

1）實體分離。在電廠布置上根據實際可能，把各冗余安全系統盡量分開，以防止由于發生不要求該安全系統動作的事故而喪失安全功能，也防止由于發生要求該安全系統動作的特定事件而喪失安全功能。因此，冗余安全系統及其有關輔助支持設施之間的實體分離是設計中防護假想管道破裂事件動力學效應的基本保護措施。

2）屏障、屏蔽和外殼。在很多情況下要利用墻體、地板和支撐面提供的保護來滿足保護要求。在隔離提供的現存保護不夠的地方必須提供額外的屏障、擋板或護罩來滿足功能保護要求。

3）管道甩擊限制器保護。在現有的隔離、屏蔽或外殼不能提供足夠的保護時，需要設置管道限制器來滿足功能保護要求。如果能夠證明破裂的管道不會對重要系統或設備造成不可接受的損壞，則不必設置管道限制器。

3.3 常用約束件的種類

1）大間隙約束件。屈服型（即U型箍）約束件按其在彈塑性區的性狀設計。而其附件，如鞍座、掛鉤、銷釘、托架、焊接件或固定螺栓則仍按工作在彈性區設計。U形箍的最大容許應變是極限應變的50%。

管道甩擊限制器按一次性使用、承受恒定噴射力或實際隨時間變化的作用力來設計,如上圖3示意。

圖3 大間隙約束件（U型箍）

2）小間隙約束件。在大間隙約束件容許的大管道運動不允許發生的場合，就要設置小間隙約束件。安裝小間隙約束件的目的是在管道受到射流沖擊時限制管道的撓曲變形（間隙約束件），并在假想管道破裂事件中防止管道上產生破壞力矩（多道約束件）。圖4是小間隙約束件的一種典型結構。

4 斷管位置判定準則

針對斷管位置的判定，由于常規島側管道均為非核級管道，引述法國RCC-M系列標準中關于非核級管道的描述如下：

1）非核管道。如果需要按地震載荷對非核管道進行分析和設置支撐，則其假想破口位置根據”RCC-M 2、3級管道”給出的準則來確定。

如果缺乏應力數據，則假想非核管道的破口發生在每個管系或每個支管系的下列位置：

圖4 小間隙約束件（剛性）

①該管系的端部；

②在每個管系接頭（如彎頭、三通、漸縮管、法蘭和非標準接頭）、焊接附件和閥門處。

2）RCC-M 2、3級管道。RCC-M 2級和3級管道的破口假定發生在下列位置：

①管道端部；

②根據下列準則之一選擇中間段的位置：

a.在每個管道接頭（如彎頭、三通、漸縮管、法蘭和非標準接頭）、焊接附件和閥門處；

b.在電廠正常和異常工況下（即有持續載荷、偶然載荷和熱膨脹的情況）以及SSE載荷下，利用RCC-M C 3.6.5.3節中的方程算得的最大應力變化范圍超過0.8（1.2Sh＋SA）的場合。

式中，SE為不熱膨脹應力；Sa為壓力、重量、持續載荷、臨時載荷包括地震載荷引起的應力總和。

當根據所選擇的準則不需要考慮中間段破裂位置的場合，選擇兩個假想的管道破口位置。但是，對于無接頭、閥門或焊接附件的直管段，只需要假想一個中間段的破口位置。

5 管道破裂甩動計算方法

5.1 管道限制器的非線性特性

當考慮管道甩動過程中,管道、限制器和其他結構物的相互作用時,要解析地求解管道運動微分方程一般是不可能的,因為這是一個高度非線性的問題,同時存在著幾何、材料和邊界條件的非線性。整個過程是非彈性的、大應變和大位移的[12]。

當管道破裂,高速流體的噴射對管道突然施加一個強烈的橫向作用力,管道的某些部份要出現塑性變,繼而管道的截面將出現橢圓化,橢圓化進一步發展,就將引起管道出現局部屈曲,這些都使得管道的彎矩-曲率關系嚴重非線性。又由于截面橢圓化,截面面積要發生變化,截面積的減少,將影響管道中流體的流動,便流動發生阻塞,這又反過來影響到作用在管道上的射流反作用力,最終又影響到管道的運動。圖5為某文獻給出的某種管道的在溫度550℃下,靜載實驗得到的彎矩-曲率和截面積-曲率關系曲線。

邊界條件的非線性主要有2個來源：

1）由于管道構形的變化,作用于管道上射流反作用力的方向也不斷在變化；

2）管道和限制器或其他結構物間的接觸。管道和限制器之間通常有一定的間隙,開始時管道和限制器沒有接觸,經過一段時間后,限制器才對管道有作用力。管道和其他結構物間接觸時的撞擊力是隨著管道塌陷程度或其他結構物被穿入的程度而變化的。

圖5 彎矩-曲率和截面積-曲率關系曲線

材料的非線性則是由于有塑性變形,同時因為屬于高速變形范圍,應變率效應通常是不可忽略的。

5.2 力矩平衡法

由于上述的非線性特性,管道-限制器系統很少有解析解。1976年Salmon等人研究了圖6所示的管道-限制器系統,給出了一個剛塑性解析解。這個結果常被人所引用,可能也是已有的唯一的一個解析解。

這個系統由一根懸臂梁管道和一個彈簧限制器組成。彈簧和懸臂梁間有一初始間隙,射流反作用力作用于懸臂梁的自由端。假定懸臂梁為理想剛塑性材料,射流反作用力和限制器作用力皆為常數。在小變形假定下,由這個簡單模型的解析解得到如下結果：

1）響應的第一階段是在距自由端為L0=3M0/F處形成一個塑性鉸,其中M0為梁的塑性極限彎矩,懸臂梁的右半段繞此鉸轉動。

2）當懸臂梁和彈簧限制器接觸后,限制力的作用使得初始形成的塑性鉸變為移行鉸,此移行鉸向固定端移動（圖6）,這是梁的響應的第二階段。也可能在限制力作用處產生另一鉸,即成為雙鉸模式。

圖6 經典的管道—限制器系統

3）外伸長度L2對限制器及限制器處的塑性鉸所吸收的能量分配有影響。

由這一簡單理想剛塑性模型所得到的結果,對估計管道及限制器參數有重要意義。

5.3 能量平衡法

也可以根據能量守恒原理進行分析。由于管道振動所具有的能量相對很小,射流反作用力所做的功,近似等于限制器塑性變形及梁在塑性鉸處變形所吸收的能量。這就是所謂能量平衡法。這個方法比較簡單,所以有些文獻常用此法作初步分析。有的文獻指出,能量平衡法過高估計甩動管道和其他結構物間的碰撞力。應用能量平衡法設計限制器,是比較簡單易行的。但是因為沒有考慮到碰撞后的情況,而往往過高估計了管道的塑性轉動,另一方面,由于采用剛塑性模型,也過高估計了所吸收的能量。因而能量平衡法不總是給出保守的設計。文獻對此問題進行了分析,應用能量平衡原理和文獻[5]的結果,提出了計算限制器所吸收能量的上下界方法。

5.4 有限元法

有限元法是當今一種重要的結構數值分析方法。對于管道甩動問題,各國的研究機構幾乎都同時進行實驗研究和數值計算的研究。某些研究機構發展了專用的有限元程序,有的則應用巳有的通用非線性動力分析程序包。

當應用有限元法分析管道問題時,通常可以用梁單元模擬管道,這時仍然采用平截面假定,若考慮到塑性變形,也和普通梁相同。專門的管道單元則應考慮到管道彎曲過程中截面橢圓化所引起的彎距-曲率的非線性關系。橢圓化進一步發展時,管道就會塌陷,在某些程序中將之簡化為鉸,不能承受彎矩。在管道彎頭處,情況更為復雜。首先,彎頭部位管道的幾何形狀復雜其次,當管道和其他結構物碰撞時,通常發生在彎頭部位。對于彎頭,有的采用殼單元,有的則發展了專門的彎頭單元。由于問題的高度非線性,有限元分析通常是相當費時的。有的研究機構將有關實驗的結果存于計算機數據庫,以便于將有限元分析結果同實驗結果進行比較,以改進有限元的模型和計算方法。

5.5 各種計算方法的比較

根據上述描述，管道甩擊是一個高度非線性的問題，要解析地求解管道運動微分方程一般是不可能的。目前主要的解決辦法有力矩平衡法、能量平衡法、有限元法等。能量平衡法由于其不能給出最保守設計的局限性，與核電站偏保守設計的原則相背，不適用于核電工程的設計。本文以某內陸AP1000堆型核電站主蒸汽管道斷管設計為例，針對軸向破裂與周向斷裂分別對比力矩平衡法與有限元模擬法計算所得結果，對比發現：關于碰撞力的估計,針對軸向破裂采用力矩平衡法與有限元模擬法所得計算結果甚為接近；針對周向斷裂采用力矩平衡法所得計算結果要比有限元模擬法所得結果高出不少。究其原因主要由以下幾點：

1）ANS 58.2給出的簡化力矩平衡算法沒有考慮到碰掩時彎頭可以被撞扁,管道截面會橢圓化變形并吸收一部分能量，這會導致U-bolt吸收的實際能量比ANS58.2估算的低，導致ANS58.2算法算出的反力較實際偏大；

2）由于截面橢圓化后截面面積要發生變化,截面積的減少,將影響管道中流體的流動,便流動發生阻塞,這又反過來影響到作用在管道上的射流反作用力變小,也會導致實際的沖擊力比ANS58.2給出的小。

3）射流作用力變小后也會影響管道運動變慢，這也會導致U-bolt實際作用在管道上的反力不如ANS58.2估算的大。

基于以上幾點可以看出目前核電工程中所采用的力矩平衡計算方法是過于保守的。建議可以在后續核電工程的斷管設計中引入有限元法模擬計算，并綜合采用兩種方法計算所得的結果進行防甩擊設備選型。

6 結論

本文詳細敘述了核電站高中能管道斷管位置的判定準則、假想破口的類型、斷管的后續影響及其防護、管道斷裂甩動問題的各種計算方法如力矩平衡法、能量平衡法、有限元法等，并對幾種方法進行了比較，對比發現，傳統的力矩平衡法（ANS 58.2標準簡化算法）結果相對保守，而有限元法能更真實地模擬主汽管道和防甩件特性、模擬在斷裂情況下的管道與防甩件的碰撞，更接近實際狀態，所得出的計算結果也更加有效，建議在后續工程設計中引入有限元法模擬計算。對后續核電站防甩設計優化有一定的指導意義。

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