主回路滯流分支管振動超標(biāo)的原因分析與設(shè)計優(yōu)化

蔡 坤，鄒建榮，蔡奕霖，馬志才，朱昶帆，邱 健，鄭明光,*

(1.上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200240；2.上海核工程研究設(shè)計院有限公司，上海 200233)

在某核電廠熱態(tài)試驗中，發(fā)現(xiàn)連接主回路(RCL)的一個滯流分支管道振動明顯，實(shí)測振動幅度接近1 mm，加速度約為2.5g，經(jīng)應(yīng)力和加速度評估，振動會引起疲勞累積，對管道上的隔離閥和爆破閥的功能有影響，從而危害到承壓邊界的安全性。因此，必須采取措施降低管道振動。

核電廠的核級管道在設(shè)計中考慮了振動工況[1]，但實(shí)際載荷比設(shè)計工況更加復(fù)雜，因此在安裝調(diào)試中按照ASME OM測量并評估管道振動，運(yùn)行中若發(fā)現(xiàn)裂紋或泄漏及時維修[2]。多個核電廠由于母管振動帶動儀表管振動造成焊縫疲勞失效[3]，通過加強(qiáng)儀表管和焊縫降低交變應(yīng)力；秦山核電廠的主蒸汽管至除氧器加熱管管系[4]和田灣核電廠凝結(jié)水系統(tǒng)管系[5]的設(shè)計過柔，增加剛性支架或阻尼器提高管系剛度；田灣核電廠的乏燃料水池冷卻系統(tǒng)管道[6]和CPR1000核電廠安全注入系統(tǒng)(RIS)管道[7]的孔板下游空化，通過單孔孔板改多孔孔板消除孔板下游空化；1 000 MW核電機(jī)組的再循環(huán)管道[8]水平方向過柔，由于調(diào)節(jié)閥下游流體閃蒸造成振動超標(biāo)，增加支架并提高調(diào)節(jié)閥下游壓力后振動減小。核電廠中大管徑管道(4英寸以上)的振動主要是流體作用到過柔的管道引起振動超標(biāo)，小管徑管道(1英寸及以下)的振動以受母管影響的振動激勵為主。

本文研究RCL滯流分支管管道振動機(jī)理，根據(jù)振動實(shí)測、管道結(jié)構(gòu)振動特性分析和聲振動分析等確定激勵載荷，提出管道優(yōu)化方案。

1 管道振動機(jī)理

引起管道振動的機(jī)理有很多，主要是激勵與固有頻率共振。根據(jù)激勵源的不同振動可分為兩大類：機(jī)械激勵振動和流體激勵振動[9]。機(jī)械激勵是由機(jī)械運(yùn)動(如泵和電機(jī))或其他部件振動傳遞的機(jī)械載荷產(chǎn)生的，如泵和電機(jī)等旋轉(zhuǎn)機(jī)械由于偏心[10]、安裝偏差和軸承而產(chǎn)生振動[11]，管道與支架由于摩擦產(chǎn)生振動等。流體激勵表現(xiàn)為壓力波動，包括泵致壓力脈動[12]、輸流管道流固耦合引起的管道振動[13]、蒸汽和流體中的聲壓變化[14-15]、流體結(jié)構(gòu)耦合引起的壓力變化[16]、閥門作用引起的流量變化、兩相流[17]、氣穴和閃蒸等。其中泵致壓力脈動[18]是泵引發(fā)的流體載荷，其頻譜在特定頻率下有峰值，如旋轉(zhuǎn)頻率、兩次旋轉(zhuǎn)頻率和葉片通過頻率等。聲壓載荷通常很小，較大的聲壓載荷通過流聲耦合放大[19]。湍流引起寬帶壓力波動[20]，主要在管道中由于流動不連續(xù)性造成，如彎管、三通、閥門等位置形成湍流。根據(jù)以上管道振動機(jī)理，可逐一篩查滯流管振動的原因。

2 根本原因分析

圖1 滯流分支管布置模型Fig.1 Stagnant branch layout model

本文研究的RCL滯流分支管布置模型(外徑350 mm)如圖1所示，一端連接到RCL的熱段，另一端連接到爆破閥。在正常運(yùn)行期間，爆破閥關(guān)閉，此管道為RCL的滯流分支。由于此管道是RCL壓力邊界的一部分，必須研究其振動的根本原因并提出解決方案。

2.1 激勵引發(fā)管道結(jié)構(gòu)共振

從主控室(MCR)獲得了核電廠熱態(tài)試驗過程中爆破閥的振幅。升溫過程中RCL的狀態(tài)參數(shù)如圖2所示，爆破閥的振幅如圖3所示。

圖2 升溫過程中RCL的溫度和主泵轉(zhuǎn)速Fig.2 RCL temperature and reactor coolant pump speed in heatup process

由圖2、3可見：熱段溫度在230～240 ℃范圍內(nèi)爆破閥有一振動峰，見圖3中的“階段A”；當(dāng)溫度接近292 ℃時，似乎會出現(xiàn)另一振動峰。由圖3可見：隨著主泵(RCP)轉(zhuǎn)速(相對滿轉(zhuǎn)速)從88%提升到100%，振動水平有階躍，見圖3中的“階段B”；RCL溫度穩(wěn)定在292 ℃和主泵轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在100%轉(zhuǎn)速后，振幅稍有下降，見圖3的“階段C”；當(dāng)隔離閥關(guān)閉時，振動突然降低到可忽略的水平。熱段溫度為292 ℃時爆破閥測點(diǎn)和振動頻譜如圖4所示。

圖3 爆破閥振幅隨RCL狀態(tài)的變化Fig.3 Amplitude changing of squib valvewith status of RCL

圖4 爆破閥測點(diǎn)(a)和振動頻譜(b)Fig.4 Squib valve outlet (a) and acceleration spectrum (b)

由于振動頻率單一，主要集中在24 Hz，初步推測是激勵載荷引發(fā)管道的固有頻率振動。由滯流分支管道的模態(tài)分析可得到管道的固有頻率，有限元分析模型如圖5所示，固有頻率列于表1。

由于管道的固有頻率很多，表1只列出24 Hz附近幾階固有頻率。由表1可見，在23～25 Hz范圍有管道固有頻率，與實(shí)測振動頻率接近，且有較大的參與質(zhì)量，初步確定為激勵引發(fā)管道共振。滯流分支管的振型如圖6所示。

圖5 滯流分支管的有限元模型Fig.5 Finite element model of stagnant branch

表1 滯流分支管的固有頻率Table 1 Natural frequency of stagnant branch

圖6 滯流分支管的振型Fig.6 Vibration mode of stagnant branch

2.2 激勵為管道內(nèi)流體的聲振動

由圖2、3可知，RCL升溫過程中爆破閥的振幅不斷變化，因此管道振動與流體溫度相關(guān)。滯流分支管的溫度分布和RCL熱段溫度的關(guān)系如圖7所示。

圖7 正常運(yùn)行時滯流分支管的溫度分布Fig.7 Temperature distribution of stagnant branch under normal operation

滯流分支管內(nèi)流體的溫度可簡化為高溫段和低溫段。高溫段的溫度與熱段溫度一致，低溫段的溫度與環(huán)境溫度一致。高溫段與低溫段之間有很短的過渡。

本工作測量了3個不同狀態(tài)下爆破閥的振動數(shù)據(jù)(采樣頻率1 kHz)，其頻率均是單頻為主。RCL狀態(tài)和爆破閥的振動頻率列于表2。

根據(jù)振動機(jī)理可排除主泵機(jī)械振動、主泵產(chǎn)生的流體壓力脈動激勵和湍流激勵等。按照一維管道聲振動頻率計算公式(式(1))，根據(jù)表2參數(shù)計算不同工況下的聲振動頻率。

(1)

式中：fa為聲振動頻率；Ci(i=1，2，…，n)為不同管段的聲速；Li為不同管道的長度。

考慮到滯流分支管的溫度分布不均(圖7)，將滯流分支管的溫度簡化為兩部分。由式(1)計算出聲振動頻率，聲振動頻率理論值與實(shí)測值的比較如圖8所示。

圖8 聲振動頻率理論值和實(shí)測值的比較Fig.8 Comparison of theoretical value and measured value for acoustic vibration frequency

由圖8可見，管道聲振動頻率隨溫度變化的趨勢與理論值基本一致，由此初步驗證管道振動的激勵為滯流分支管內(nèi)流體的聲振動。為進(jìn)一步確認(rèn)管道振動的根本原因，安裝了管道振動在線監(jiān)測系統(tǒng)，測量點(diǎn)(MP)如圖9所示，每個MP安裝3個方向傳感器。

圖9 滯流分支管的在線監(jiān)測系統(tǒng)Fig.9 Online monitoring system of stagnant branch

在線監(jiān)測系統(tǒng)得到滯流分支管振動的時程(采樣頻率2 kHz，數(shù)據(jù)時長20 h)，截取升溫段的部分?jǐn)?shù)據(jù)。為使時頻圖能更好區(qū)分振動的頻率成分，對時頻譜的振幅取對數(shù)，得到爆破閥(MP1)振動的時頻圖如圖10所示。由圖10可見，隨熱段溫度的升高，激振頻率持續(xù)降低，當(dāng)激振頻率接近管道固有頻率時，振動明顯增大。當(dāng)激振頻率繼續(xù)降低，離開管道的固有頻率時，振動逐漸減小。由管道結(jié)構(gòu)的固有頻率分析結(jié)果和在線監(jiān)測系統(tǒng)的振動數(shù)據(jù)可知，管道結(jié)構(gòu)的共振是由聲激勵引起的。

圖10 爆破閥振動的時頻圖Fig.10 Time frequency diagram of squib valve vibration

2.3 漩渦脫落與聲振動頻率鎖定

聲激勵是流體的壓力波動，通常是由流動引起的壓力變化造成的。在滯流分支管三通位置，當(dāng)流體漩渦脫落頻率接近聲振動頻率時，流體漩渦脫落頻率被滯流分支管的聲頻率鎖定[21](簡稱聲頻鎖定)，此時發(fā)生流致聲共振。Ziada等[22-23]研究了不同布局下的流致聲振動，得到了Strouhal數(shù)與聲頻率鎖定的關(guān)系。對于本文研究的滯流分支管，當(dāng)Strouhal數(shù)的范圍在0.4～0.6之間時發(fā)生頻率鎖定。Strouhal數(shù)為：

(2)

式中：S為Strouhal數(shù)；f為聲振動頻率；L為分支管長度；U為母管流速。

表3列出不同工況下的Strouhal數(shù)，在溫度為274～292 ℃、主泵轉(zhuǎn)速為88%～100%范圍內(nèi)，Strouhal數(shù)在0.4～0.6之間，在漩渦脫落被聲振動頻率鎖定的范圍內(nèi)，此時發(fā)生流致聲共振，因此聲激勵明顯。

表3 不同溫度和主泵轉(zhuǎn)速下的Strouhal數(shù)Table 3 Strouhal number in different temperatures and RCP speeds

由以上實(shí)測和分析可見，高速流體流經(jīng)滯流分支管與熱段連接的三通處發(fā)生漩渦脫落，漩渦脫落頻率與滯流分支管的聲振動頻率接近，漩渦脫落被聲振動頻率鎖定，發(fā)生流致聲共振。聲振動頻率與管道結(jié)構(gòu)頻率重疊，發(fā)生聲固耦合共振。綜合流致聲共振和聲固耦合共振現(xiàn)象可推斷，滯流分支管振動超標(biāo)的根本原因為流聲固耦合。

3 設(shè)計優(yōu)化

基于以上原因分析，管道優(yōu)化的目標(biāo)是降低流致聲振動和降低聲固耦合振動。采用的方法如下：在滯流分支管三通內(nèi)側(cè)修改倒角，以降低流致聲振動；調(diào)整滯流分支管管道支架，改變管道固有頻率，以避開聲振動頻率。經(jīng)過幾十次支架修改方案的嘗試，最終找到恰當(dāng)?shù)闹Ъ懿贾?，可使管道固有頻率避開19～28 Hz范圍內(nèi)的聲激勵。即在管道上增加2個支架，支架的位置和支承方向如圖11所示。修改后的管道固有頻率列于表4。

修改后管道固有頻率第9階為17.59 Hz，第10階為35.91 Hz，避開了熱段溫度變化范圍內(nèi)的聲振動頻率(19～28 Hz)，根據(jù)現(xiàn)有振動測量數(shù)據(jù)可判斷不會發(fā)生聲固耦合共振?？紤]到三通內(nèi)倒角降低了聲振動幅值，修改后管道振動的振幅將會大幅下降到振動限值以下。

圖11 修改后的管道布置Fig.11 Modified layout of pipeline

表4 滯流分支管修改后的結(jié)構(gòu)頻率Table 4 Modal frequency of stagnant branch after modification

4 結(jié)論

核電廠熱試期間巡視發(fā)現(xiàn)RCL的某一滯流分支管管道振動明顯，經(jīng)測量評估振動超標(biāo)。根據(jù)管道固有頻率分析和實(shí)測振動數(shù)據(jù)推測，振動為激勵引發(fā)管道共振。根據(jù)聲模態(tài)分析和實(shí)測振動隨溫度的變化，推測激勵為管道內(nèi)流體的聲振動激勵。根據(jù)漩渦脫落與聲振動頻率鎖定的計算推測，流體的聲振動激勵為滯流分支管三通處流體的漩渦脫落頻率與滯流管內(nèi)流體的固有聲振動頻率接近，引發(fā)聲振動頻率鎖定而產(chǎn)生。流致聲共振放大了聲振動，聲振動激勵管道結(jié)構(gòu)共振放大了管道振動，流聲固耦合的兩級共振放大造成了滯流分支管振動超標(biāo)。電廠實(shí)測數(shù)據(jù)反映了RCL升溫過程中滯流分支管振動的頻率變化和幅值變化，驗證了流聲固耦合的原因。對滯流分支管進(jìn)行設(shè)計優(yōu)化，根據(jù)現(xiàn)有振動數(shù)據(jù)可預(yù)測修改后的滯流分支管正常運(yùn)行。