核電廠新型H形防甩擊件研究

徐國飛，盛 鋒，陳昊陽

(中國核電工程有限公司，北京100084)

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核電廠新型H形防甩擊件研究

徐國飛，盛 鋒，陳昊陽

(中國核電工程有限公司，北京100084)

本文闡述一種核電廠用創(chuàng)新型H形防甩擊限制件(以下簡稱防甩擊件)設(shè)計與研究。首先對新型H形防甩擊件設(shè)計提出了性能要求并進行了結(jié)構(gòu)設(shè)計，然后用動態(tài)分析軟件模擬其力學(xué)性能(載荷位移)曲線，獲得平穩(wěn)的載荷位移曲線，從理論上證明該新型結(jié)構(gòu)適用于防甩擊件。最后進行實際模擬件試驗，將試驗結(jié)果與力學(xué)分析結(jié)果對比，從而驗證理論分析的正確性，最終獲得一種載荷位移曲線平穩(wěn)且滿足使用要求的新型防甩擊件。

H型防甩擊件；吸能管；高能管道；斷裂

核電站中設(shè)有許多高能流體管道，高能管道一旦發(fā)生斷裂，將產(chǎn)生甩擊和流體噴射等動態(tài)效應(yīng)，從而危及鄰近的安全重要系統(tǒng)、設(shè)備及結(jié)構(gòu)。因此，為確保核電站的基本安全功能，需在設(shè)計中考慮高能管道斷裂事故，對各種斷裂效應(yīng)設(shè)置相應(yīng)的防護措施[1]。防甩擊件作為經(jīng)濟、可行的防護措施之一，廣泛應(yīng)用于核電站的設(shè)計中，可有效限制管道斷裂后甩擊行為，對鄰近的安全重要系統(tǒng)、設(shè)備及結(jié)構(gòu)形成保護。另外，防甩擊件對管道甩擊起到緩沖作用，還可避免管道發(fā)生二次斷裂。

H形防甩擊件，由一段吸能鋼管加上兩端鋼板組成，組裝后外形如同一個大寫的字母“H”,因此被稱作為H形防甩擊件，示意圖如圖1所示。它通常安裝在被甩擊的靶物上，在管道甩擊的過程中，吸能管被壓縮，發(fā)生塑性變形，吸收管道甩擊能量。因為H形防甩擊件是通過被壓縮變形吸收甩擊能力，所有也常稱為可壓縮式防甩擊件。H形防甩擊件都是通過吸能管的塑性變形來吸收管道甩擊過程中產(chǎn)生的能量，因此吸能管的設(shè)計是該類防甩擊件設(shè)計的關(guān)鍵。在秦山二期、秦二擴、海南昌江等核電站中，采用的H形防甩擊件的吸能管是一根多孔鋼管，在不銹鋼管上均勻地布置多個圓孔，如同一個“蜂窩”，如圖2所示。這種蜂窩式H形防甩擊件由國外廠商提供，處于壟斷地位，價格比較昂貴。為打破這種局面，我們對H形防甩擊件的性能進行深入研究，設(shè)計了一種創(chuàng)新性吸能管，用于H形防甩擊件。

圖1 H形防甩擊件示意圖Fig.1 Praft of type-H whip restraint

圖2 蜂窩式H形防甩擊件Fig.2 Honeycomb type-H whip restraint

1 新型H形防甩擊件的設(shè)計要求

1.1 能量吸收能力的要求

管道在甩擊過程中，由于噴放力作用產(chǎn)生動能。防甩擊件在約束管道甩擊的過程中，發(fā)生變形，可吸收相應(yīng)的能量。我們采用能量平衡法分析H形防甩擊件的吸能要求，即，當(dāng)管道甩擊的動能等于防甩擊件變形所吸收的能量時，管道停止甩擊。因此防甩擊件總的吸能能力應(yīng)該大于或等于管道甩擊產(chǎn)生的動能，按照相關(guān)規(guī)范，H形防甩擊件最大設(shè)計吸能值為總吸能能力的80%[2]。

H形防甩擊件載荷-變形曲線如圖3所示。

圖3 防甩擊件的載荷-變形曲線Fig.3 Load-deflection behavior of type-H whip restraint

其中：

δd=最大設(shè)計變形量

δc=最大極限變形量

Ed= 最大設(shè)計吸能值

Em= 設(shè)計吸能裕量

Ec=總吸能值=Ed+Em

高能管系發(fā)生周向或軸向斷裂后，流體的泄流可能引起管道系統(tǒng)中流動特性的重大改變，產(chǎn)生激勵管系斷裂端運動的反作用力，即噴射反力。噴射反力是時間和空間的函數(shù)，取決于斷裂前管內(nèi)的流體參數(shù)、破口面積、管系的幾何形狀等因素。

初始噴射反力采用如下公式計算：

TINT=Po,pipeA(N)[2]

其中，TINT為初始噴射反力, N；Po,pipe為管道的初始總(滯止)壓力,Pa；A為破口平面面積,m2。

穩(wěn)態(tài)噴射反力采用如下公式計算：

Tss=CTPoAe(N)[2]

其中，Tss為穩(wěn)態(tài)噴射反力,N；CT為穩(wěn)態(tài)噴射反力系數(shù)，該系數(shù)與流體狀態(tài)和阻力系數(shù)有關(guān)；Po為管道初始總(滯止)壓，Pa；Ae為破口平面面積，m2。

一般說來，管道斷裂后壓力迅速釋放，噴射反力作用非常短暫，通常只有幾毫秒，為了保守分析，假設(shè)該噴射反力恒定作用于斷裂端，帶動管道甩擊。另外，管道的剛度及管道上的支吊架將對管道甩擊產(chǎn)生阻礙，弱化甩擊效應(yīng)，在甩擊分析中，為了保守性，不考慮這種它們的弱化作用。

因此，管道甩擊能量可保守地簡化為噴放力與甩擊端位移的乘積。即：

W=TssS(J)

其中，W為管道甩擊能量,J；Tss為穩(wěn)態(tài)噴射反力，N；S為斷裂端的位移，N。

下面，以我國二代加壓水堆核電站主給水管道為例，計算管道的甩擊能量，并以此為目標(biāo)設(shè)計新型H形防甩擊件。主給水管道設(shè)計參數(shù)如下：

管道外徑：D=406.4 mm

管道壁厚：t=21.4 mm

初始總壓：Po=7.6×106Pa

根據(jù)熱工水力計算，取穩(wěn)態(tài)噴放系數(shù)：

CT=1.0

根據(jù)上述計算方法，得出管道的穩(wěn)態(tài)噴射反力為：

Tss=789×103(N)=789 (kN)

假設(shè)，安裝時，管道與防甩擊件存在的間隙為S1=20mm，管道發(fā)生甩擊后，H形防甩擊件發(fā)生變形，被壓縮S2=130mm后停止運動。那么管道甩擊時產(chǎn)生的能量為：

W=Tss(S1+S2)=789×103×0.15

=118×103(J)=118(kJ)

據(jù)此，我們將以118kJ設(shè)計吸能能量為設(shè)計目標(biāo)，設(shè)計一種新型H形防甩擊件。

另外，防甩擊件在吸收管道的甩擊能量時，對支撐防甩擊件的土建結(jié)構(gòu)產(chǎn)生支撐反力。為減少對土建結(jié)構(gòu)的沖擊，要求該支撐反力盡量小且平穩(wěn)。這就要求防甩擊件吸能時變形平穩(wěn)，有效變形量大，載荷位移曲線為一根平穩(wěn)的曲線，如圖1所示。曲線下方的面積為防甩擊件吸收的能量,主要吸能區(qū)域為載荷平穩(wěn)段，甩擊能量大部分被能量吸收元件的塑性變形所吸收，管道甩擊受到約束。

1.2 載荷平穩(wěn)度的要求

在管道甩擊過程中，管道甩擊載荷通過防甩擊件最終作用于土建結(jié)構(gòu)，希望作用于土建結(jié)構(gòu)載荷峰值較低，且均勻平穩(wěn)，將有利于土建結(jié)構(gòu)設(shè)計。而防甩擊件吸能管的載荷-變形曲線將決定該作用于土建的載荷。如圖4載荷-變形曲線對比圖所示，防甩擊件A對應(yīng)載荷-變形曲線為曲線A，防甩擊件B對于的載荷-變形曲線為曲線B，二者下方所包含的面積相近，說明二者吸收能量的能力相近。但是防甩擊件B的載荷-變形曲線不平穩(wěn)，對應(yīng)的最大載荷峰值Fb較Fa大，意味著防甩擊件B作用于土建結(jié)構(gòu)的載荷校對，不利于土建結(jié)構(gòu)設(shè)計。本文所研究設(shè)計的防甩擊件，應(yīng)符合曲線A的要求。

圖4 不同防甩擊件載荷-變形曲線對比Fig.4 Load-deflection contrast of different type-H whip restraints

1.3 經(jīng)濟性要求

新設(shè)計的防甩擊件除了要達到上述性能外，還需要經(jīng)濟性要求。

1) 利用容易獲取普通材料制作，不對材料做過多的特殊要求；

2) 容易加工制造，無需特殊的加工制造設(shè)備。

2 新型H形防甩擊件的工作原理及結(jié)構(gòu)設(shè)計

由于不銹鋼具有良好的延展性，因此采用不銹鋼管作為新型H形防甩擊件的吸能管基材。采用一段不銹鋼管，在管外壁沿管道軸向均勻布置數(shù)條導(dǎo)向槽，如圖5.a所示。這些導(dǎo)向槽未貫穿整個管壁，當(dāng)采用一個T形頭在管內(nèi)壁施加載荷時，不銹鋼吸能管沿導(dǎo)向槽被均勻撐裂成數(shù)瓣，隨著錐狀物向下運動，吸能管繼續(xù)開裂，如圖5.b所示。繼續(xù)施加載荷，每瓣彎曲變形，如圖5.c所示。彎曲形狀與T形頭的外形導(dǎo)向有關(guān)。不銹鋼管開裂為材料超過抗拉強度的斷裂過程，而每瓣的彎曲為材料超過屈服強度的塑性變形過程，只要這兩個過程均勻平穩(wěn)，理論上可以得出平穩(wěn)的載荷位移曲線，符合防甩擊件性能要求，適用于管道防甩擊件。通過不銹鋼吸能管的均勻開裂及彎曲變形，吸收管道甩擊產(chǎn)生的能量，這就是新型H形防甩擊件的工作原理。

圖5 新型H形防甩擊件工作原理Fig.5 Working principle of new type-H whip restraint(a) 初始狀態(tài);(b) 開裂;(c) 彎曲

根據(jù)新型H形防甩擊件的工作原理，影響H形防甩擊件吸能大小的主要因素如下：

1) 吸能管材質(zhì)；

2) 吸能管壁厚；

3) 導(dǎo)向槽的數(shù)量；

4) 瓣的彎曲形狀，影響克服瓣的塑性變形所需載荷；

5) 吸能管的長度。

影響H形防甩擊件吸能大小的次要因素為錐狀物與吸能管內(nèi)壁之間的摩擦力，以及開裂成瓣后錐狀物與瓣之間的摩擦力。

根據(jù)新型H形防甩擊件工作原理以及上述要求，H形防甩擊件組裝圖如圖6所示。

圖6 新型H形防甩件組裝圖Fig.6 Assembly Drawing of New Type-H Whip Restraint1—T形頭；2—吸能管；3—底板

圖6中各部件材質(zhì)及設(shè)計說明如下：

1) T形頭

T形頭用于傳遞載荷并引導(dǎo)吸能管的彎曲變形。T形頭下部為直段，高度為L4，直徑與吸能管內(nèi)徑一致。中部設(shè)有圓角R，該圓角為吸能管開裂后“瓣”的彎曲導(dǎo)向，“瓣”的彎曲半徑將影響H形防甩擊件載荷的大小，因此該圓角大小將影響載荷大小。吸能管在彎曲過程中，表面將形成鋒利的毛邊，在T形頭與吸能管相對滑動的過程中，這些鋒利的毛邊將破壞T形頭表面，從而加大T形頭與吸能管之間的摩擦力或咬合力，偏離新H形防甩擊件的設(shè)計原理。為避免這種情況發(fā)生，T形頭采用硬度較高的合金鋼制造。

2) 吸能管

吸能管采用不銹鋼管制作，高度為L0,直徑為D1，壁厚為t。管壁設(shè)有n條開裂導(dǎo)向槽。每條槽上部開有L1高的貫穿管壁的全開口窄槽，在窄槽外側(cè)設(shè)有角度為α的開口，該部分用作初始開裂導(dǎo)向。L2部分僅在管外壁設(shè)有角度為α的開口，并沒有貫穿管壁，在T形頭的擠壓作用下，吸能管沿著開口開裂成n“瓣”。隨著T形頭往下運動，每瓣開始彎曲變形。L2部分為主要吸能區(qū)，直至T形頭端面接觸底板3的端面，吸能結(jié)束。吸能管的三維視圖如圖7所示。

圖7 吸能管三維圖Fig.7 3D drawing of energy absorption tube

3) 底板

底板作為吸能管的支撐，需緊固在結(jié)構(gòu)墻體上，通常采用低合金結(jié)構(gòu)鋼制造。

根據(jù)上述設(shè)計，H形防甩擊件總高度為L。T形頭受到載荷后，擠壓吸能管，吸能管沿著導(dǎo)向槽開裂成n“瓣”。隨著T形頭位移，每瓣卷曲變形。T形頭行程為L0-L4，吸能管有效吸能長度為L2。壓縮完殘余高度為L-(L0-L4),亦為T形頭的厚度和底板的厚度之和，此時，T形頭下端面與底板接觸。

3 計算機模擬分析

由于H形防甩擊件從開裂到卷曲變形，是一個復(fù)雜物理過程，準(zhǔn)確采用傳統(tǒng)的力學(xué)分析方法計算難度較大。因此,采用LS-dyna(971版)對圖6設(shè)計的防甩擊件進行了模擬分析, LS-dyna為大型商業(yè)非線性(大位移、大轉(zhuǎn)動和大應(yīng)變)動態(tài)分析有限元程序。模擬分析選取了如下一組參數(shù)值進行模擬分析。

吸能管參數(shù)：D1=219mm；t=12.7mm；L0=270mm；L1=30mm；開槽條數(shù)為6，材質(zhì)為304L。

T形頭參數(shù)：R=50mm，L4=38mm，材質(zhì)為硬度較高的合金鋼。

通過模擬分析，吸能管的開裂及變形過程如圖8所示。防甩擊件的載荷-變形曲線如圖9所示。

現(xiàn)對載荷-變形曲線做如下分析，T形頭總共位移為L0-L4(約232mm)。位移分為3段，其中：

1) 0A段表示T形頭往下移動，但吸能管尚未開裂，此段行程為L1(約25mm)，此段吸能值約為0。

2) AB段代表T繼續(xù)往下移動，預(yù)先全開槽段發(fā)生彎曲變形，到達B點時，吸能管以下銳角槽部分開裂，此段行程約70mm，B點的載荷約137 T。AB段曲線近似為一條直線，該段的吸能值為AB段下方近似三角形的面積。

圖8 吸能管開裂及變形過程Fig.8 Process of energy absorption tube cracking and deflection

圖9 新型H形防甩擊件載荷-變形模擬曲線Fig.9 Load-deflection simulation contrast of new type-H whip restraint

3) BCF段為工作吸能段，到達B點時，吸能管的非貫穿銳角槽開始開裂，此時需要克服的載荷最大，一旦裂開后，行成尖端裂紋，需要克服的載荷反而有所下降，直至到達C點，到達C點載荷約為1.15×106N，從C點到F點，載荷相對比較平穩(wěn)，約為1.2×106N，此時吸能管沿著導(dǎo)向槽開裂成6瓣，隨著T形頭往下移動，每瓣開始彎曲變形，T形頭需要克服撕裂產(chǎn)生的力以及彎曲變形產(chǎn)生的阻力，趨于平穩(wěn)，直至F點，載荷保持在1.2×106N左右，此區(qū)域為工作吸能區(qū)。在這個區(qū)域T形頭行程約135mm，吸收能量約為BCF曲線下方矩形的面積，即:

平均載荷×T形頭的位移(此位移等于吸能管的變形量)=1.2×106×0.135=162kJ。

F點以后，H形防甩擊件很難再被壓縮，T形頭與底板接觸，載荷直線上升，T形頭和底板發(fā)生變形。

根據(jù)上述分析，BCF段為工作吸能段，此階段防甩擊件平穩(wěn)工作。因此，在H形防甩擊件產(chǎn)品設(shè)計時，可將H形防甩擊件預(yù)壓縮到B點，僅利用BCF段進行工作。此防甩擊件的總吸能值為162kJ，根據(jù)本文第1.1節(jié)要求，最大設(shè)計吸能值為總吸能值的80%，即130kJ，可滿足1.1節(jié)規(guī)定118kJ吸能能力要求。從圖9還可以看出，防甩擊件的載荷曲線也較為平穩(wěn)，滿足1.2節(jié)規(guī)定載荷平穩(wěn)度要求。

4 樣件試驗

為了驗證理論研究是否正確，需對新型H形防甩擊件樣件進行擠壓試驗。由于模擬管道斷裂實際高速沖擊工況代價較大，加之已有前面的模擬分析結(jié)果，因此決定采用靜態(tài)加載方法試驗，獲取H形防甩擊件樣件的變形過程及載荷位移曲線。

H形防甩裝置試驗在專用的試驗臺上進行。實驗臺由試驗檢測和信號采集處理兩部分組成。其中試驗檢測系統(tǒng)有壓力機、壓緊頭、壓緊力檢測、位移監(jiān)測及工作臺組成，信號采集處理系統(tǒng)由信號采集、傳輸電纜及工控機等組成。試驗臺試驗檢測部分結(jié)構(gòu)如圖10所示。

圖10 新型H形防甩擊件試驗臺Fig.10 Testing table of new type-H whip restraint1—壓力機；2—壓緊頭；3—防甩擊件；4—壓緊力檢測；5—工作臺；6—位移監(jiān)測

選用YJ500液壓矯正機作為壓力機，該設(shè)備由頂梁、左右側(cè)柱、活動梁、底梁、液壓系統(tǒng)及電氣系統(tǒng)等部分組成。最大壓力為5000kN，啟閉高度為2200mm，油缸行程為800mm，有高壓和低壓兩個油泵供油，高壓時油缸的下壓最高速度為3mm/s。試驗時的最大壓力和下壓速度可通過液壓系統(tǒng)進行調(diào)整。壓力機兩側(cè)均設(shè)有導(dǎo)軌，導(dǎo)向性能好，上下滑動平穩(wěn)，精度好，可承受較大偏載。

壓緊頭固定在壓力機的活動梁上，試驗時壓緊頭將壓緊力直接作用在防甩件上，可防活動梁的安裝面直接與防甩件接觸而損傷。壓緊頭上裝有位移測量滑塊聯(lián)接座，以便試驗中對壓緊頭的下行位移進行檢測。

試驗時防甩件所受的壓緊力由稱重傳感器檢測，為確保傳感器有足夠的量程余度，定制1只3000kN的傳感器(允許過載50%)，傳感器檢測精度為0.1%，通過稱重信號放大器組合后對試驗時的壓緊力進行檢測。為均衡傳感器的受力，傳感器上方設(shè)有承載板，試驗時防甩件固定在承載板上，防甩件所受力由承載板傳到傳感器上。承載板上加工有φ260mm，深5mm的沉孔，試驗時防甩裝置的底板插入此孔中，可防止試驗時防甩件發(fā)生側(cè)向偏移而影響數(shù)據(jù)監(jiān)測。

試驗時的位移采用光柵尺檢測，光柵尺安裝在工作臺上，其滑塊通過聯(lián)接座與壓緊頭固定。光柵尺的檢測精度為20μm。

工作臺用于安裝荷重傳感器和位移檢測傳感器。通過工作臺使防甩件處于合適的高度，以便試驗時的觀察和試驗數(shù)據(jù)的檢測。

試驗之前，對防甩擊件進行了預(yù)壓縮，T形頭往下運行了約25mm。通過樣件試驗觀察，試驗件沿導(dǎo)向槽開裂成6瓣，然后每瓣彎曲變形，如圖11所示，開裂與變形結(jié)果與模擬分析一致。

試驗得出的載荷-變形曲線如圖12所示。

現(xiàn)對試驗曲線進行分析，由于在試驗之前對防甩擊件試驗件進行預(yù)壓縮，T形頭的行程為25mm，因此不存在模擬曲線中的OA段。試驗曲線主要分為兩段。

1) AB段，預(yù)先全開槽段發(fā)生彎曲變形，到達B點時，吸能管以下銳角槽部分開裂，此段行程約75mm，B點的載荷約1.30×106N。AB段曲線近似為一條直線，與模擬曲線吻合。該段的吸能值為AB段下方近似三角形的面積。

圖11 H形防甩擊件靜態(tài)擠壓試驗Fig.11 Load-deflection testing of new type-H whip restraint

圖12 H形防甩擊件靜態(tài)擠壓試驗載荷-變形曲線Fig.12 Load-deflection testing contrast of new type-H whip restraint

2) BCF段，到達B點時，吸能管的非貫穿銳角槽開始開裂，此時需要克服的載荷最大，一旦裂開后，行成尖端裂紋，需要克服的載荷反而有所下降，直至到達C點，到達C點載荷約為1.15×106N，從C點到F點，平均載荷約為1.1×106N。與模擬曲線相比較，載荷雖有所波動，但幅度不大。在這個區(qū)域T形頭行程約145mm，吸收能量約為BCF曲線下方矩形的面積，即:

平均載荷×T形頭的位移(此位移等于吸能管的變形量)=1.1×106×0.145=160kJ

在位移220mm后，到達F點，T形頭接近底板，很難再壓縮，載荷急劇增大。整個過程吸能過程與模擬分析吻合。

5 結(jié)論

通過對新型H形防甩擊件的理論研究和試驗，說明新型H形防甩擊件理論分析與實際性能相接近，充分證明理論分析的正確性，同時也證明新型H形防甩擊件不僅可以滿足吸能能力的要求，載荷曲線也相對比較平穩(wěn)，作為防甩擊件性能比較優(yōu)越。

新型H形防甩擊件可利用普通的材料制造，且易于加工，經(jīng)濟性能良好。另外，通過改變吸能管的大小、開槽數(shù)量和深度等參數(shù)，可以制作不同吸能能力的防甩擊件，滿足不同場合的使用要求。但是，新型H形防甩擊件尚處于探索性研究階段，若要最終做成產(chǎn)品，還需要進一步進行優(yōu)化。

[1] 國家核安全法規(guī)，HAF102，核動力廠設(shè)計安全規(guī)定[S]. 2004.

[2] American Nuclear Society, ASN58.2,Design Basis For Protection Of Light Water Nuclear Power Plants Against The Effects Of Postulated Pipe Rupture [R].1988.

Study on New Type-H Whip Restraint for Nuclear Power Plants

XU Guo-fei, SHENG Feng, CHEN Hao-yang

(China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Beijing 100084, China)

This article describes the design and study on a new H-type whip restraint for nuclear power plants. Firstly, it defines the function requirements of new H-type whip restraint and describes the structure design. Secondly, it analyses the mechanical property (load-displacement) curve with LS-dyna (971 Rev.), and gets a smooth load-displacement curve. This proves that the new structure is suitable for the whip restraint theoretically. Finally, simulators are tested and a testing curve is obtained, Then the testing curve is compared with the analysis curve to prove the correctness of the theoretical analysis method. In the end, a new H-type whip restraint is obtained, which is suitable for nuclear power plants.

H-type whip restraint; Energy absorption tube; High energy piping; Break

2017-01-11

徐國飛(1977—)，男，江西臨川，高級工程師，工學(xué)學(xué)士，現(xiàn)主要從事反應(yīng)堆工程設(shè)計工作

TL48

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0258-0918(2017)02-0293-09