核电站高中能管道断管影响探讨

江才俊，佘靖策，白光谱

(深圳中广核工程设计有限公司，广东深圳518057)

在核电站、常规电站和化工厂里,常有许多管道用于输送高压和高速的流体。虽然这些管道设计得能够承受高压,但由于种种原因,在系统中常会有压力的脉动和过高的压力出现。例如,阀的突然开启或关闭可能引起水锤效应，地震、风暴或管道附近某处的爆炸会对管道加上额外的载荷,管道输送的几种介质混合时也可能造成内部的爆炸。此外,管道中压力和温度的变化以及由流动造成的振动,会产生气穴、腐蚀、蠕变、疲劳等效应,从而使管道本身机械性质变坏。在核电站中,管道要经历辐射,也会使其材质变脆。如果一根管道无论由于何种原因突然破裂,泄漏的高压液体就会对管道产生很大的横向力,在这个力作用下,破裂的管道会获得很高的横向速度,并通常使管道绕着管道上的一个局部变形区作高速旋转运动,这种现象就称作管道甩动。由于在电站中管道网络通常并不是完全相互隔离的,所以一根因破裂而甩动的管子很可能打在其他管子、容器或仪表上,造成这些器件的破坏,从而加剧事故的严重性,甚至造成链锁式的灾害。因此,有必要对管子甩动的规律进行认真的研究,并采用限制器来吸收管子的甩动的动能,以尽量减少可能的破坏[1-6]。从力学观点来看,管道甩动是一种藕合现象,它是一个包含着流体力学、断裂力学和结构动力学的综合性的问题。

本文详细叙述常规岛侧高中能管道的确定、断管位置的判定准则、假想破口的类型、断管的后续影响及其防护、断裂甩动计算各种计算方法等。

1 高、中能管道的判定

所谓断管与破裂是分别针对安全壳内外的高能量管路与中能量管路来考虑的。在进行断管位置判定前须先将管道分类定义出来,以下引述RCC-P及其应用说明2.1节的定义[7-10]。

1）高能管道。高能管道包括在电厂正常工况下最高运行温度超过100℃或最高运行压力超过2MPa的管道系统或系统的一部分。如果一旦管道破裂，压力不足以产生高的流速，则该管被划为中能管道，这种情况是指温度低于100℃充满水的两端封闭的压力管道或通过止回阀与高能管道隔离的部分管道。

2）中能管道。在电厂正常工况下压力超过大气压但又未能被划归高能管道的管道系统或系统的一部分划为中能管道。如果管道的温度超过100℃或压力超过2MPa的门槛值，但这种状态持续的时间小于等于该系统总运行时间的2%，这些也划为中能管道。

2 破裂类型及后果

2.1 假想的破裂类型

假想性的管路失效，包含高能量系统管路中发生轴向破裂或周向断裂；中能量系统管路中发生穿壁式泄漏，造成必须使反应堆急停，以及要延缓因为此假设性管路失效所产生的后果。

1）轴向破裂。假定轴向破裂产生一条轴向裂缝但管道没有断开。假定这些裂缝在管道周向直径上相对的两个点起始（但不是同时出现），这样射流反作用力会使管道构形发生不在一个平面上的弯曲，根据ANSI/ANS 58.2所述:轴向破裂考虑破口形状为矩形，破口面积等于管道内截面面积，长度方向平行于管道轴向，长度等于两倍的管道内径。如图1所示。

2）周向断裂。周向破裂的裂缝方向与管道轴线垂直，并假定导致管道断开。除非分析已证明管道约束件、结构件或管道刚度能限制管道运动，否则就假定断开的两个管道截面在径向上至少分开一个管径的距离。如图2所示。

2.2 破裂的后果

高能量管路的假设性断管所引发的动态效应后果，包括有[11]：

1）产生抛射物；2）管路甩动；3）管路断管反应力；4）喷流冲击；5）断管内的次压力波。

图1 轴向破裂

图2 周向断裂

3 管道破裂动力效应的防护

3.1 安全准则

针对上述动态效应的防护，管路设计考虑要能符合法国RCC-P及其应用说明中的安全要求。

用于评价管道布置安全性的所有假想破口都是指名义直径大于25 mm的管道破裂（见RCC-P及其应用说明3.1.4.1.3C）。对于其他更小的管道破裂的研究只考虑其功能方面对电厂产生的后果（如小LOCA或小蒸汽管线破裂），这些破裂对布置设计没有明显的影响。

如果管线甩击打到尺寸大于或等于同系列的管道，不会导致被击管道失效，反之则认为会失效。甩击可以使名义尺寸较大、壁厚较薄的管道产生贯穿的泄漏裂纹。

3.2 保护措施

从破裂管道中泻出的流体会在管系中产生推力和反作用力。考虑这类载荷的效应是为了确保重要设备和专设安全设施的持续完整性。

借助像隔离、屏障和管道甩击限制器这类设计措施，可以使管道破裂造成的重要系统的损坏不至达到损坏其设计功能和影响重要部件可运行性的程度。

1）实体分离。在电厂布置上根据实际可能，把各冗余安全系统尽量分开，以防止由于发生不要求该安全系统动作的事故而丧失安全功能，也防止由于发生要求该安全系统动作的特定事件而丧失安全功能。因此，冗余安全系统及其有关辅助支持设施之间的实体分离是设计中防护假想管道破裂事件动力学效应的基本保护措施。

2）屏障、屏蔽和外壳。在很多情况下要利用墙体、地板和支撑面提供的保护来满足保护要求。在隔离提供的现存保护不够的地方必须提供额外的屏障、挡板或护罩来满足功能保护要求。

3）管道甩击限制器保护。在现有的隔离、屏蔽或外壳不能提供足够的保护时，需要设置管道限制器来满足功能保护要求。如果能够证明破裂的管道不会对重要系统或设备造成不可接受的损坏，则不必设置管道限制器。

3.3 常用约束件的种类

1）大间隙约束件。屈服型（即U型箍）约束件按其在弹塑性区的性状设计。而其附件，如鞍座、挂钩、销钉、托架、焊接件或固定螺栓则仍按工作在弹性区设计。U形箍的最大容许应变是极限应变的50%。

管道甩击限制器按一次性使用、承受恒定喷射力或实际随时间变化的作用力来设计,如上图3示意。

图3 大间隙约束件（U型箍）

2）小间隙约束件。在大间隙约束件容许的大管道运动不允许发生的场合，就要设置小间隙约束件。安装小间隙约束件的目的是在管道受到射流冲击时限制管道的挠曲变形（间隙约束件），并在假想管道破裂事件中防止管道上产生破坏力矩（多道约束件）。图4是小间隙约束件的一种典型结构。

4 断管位置判定准则

针对断管位置的判定，由于常规岛侧管道均为非核级管道，引述法国RCC-M系列标准中关于非核级管道的描述如下：

1）非核管道。如果需要按地震载荷对非核管道进行分析和设置支撑，则其假想破口位置根据”RCC-M 2、3级管道”给出的准则来确定。

如果缺乏应力数据，则假想非核管道的破口发生在每个管系或每个支管系的下列位置：

图4 小间隙约束件（刚性）

①该管系的端部；

②在每个管系接头（如弯头、三通、渐缩管、法兰和非标准接头）、焊接附件和阀门处。

2）RCC-M 2、3级管道。RCC-M 2级和3级管道的破口假定发生在下列位置：

①管道端部；

②根据下列准则之一选择中间段的位置：

a.在每个管道接头（如弯头、三通、渐缩管、法兰和非标准接头）、焊接附件和阀门处；

b.在电厂正常和异常工况下（即有持续载荷、偶然载荷和热膨胀的情况）以及SSE载荷下，利用RCC-M C 3.6.5.3节中的方程算得的最大应力变化范围超过0.8（1.2Sh＋SA）的场合。

式中，SE为不热膨胀应力；Sa为压力、重量、持续载荷、临时载荷包括地震载荷引起的应力总和。

当根据所选择的准则不需要考虑中间段破裂位置的场合，选择两个假想的管道破口位置。但是，对于无接头、阀门或焊接附件的直管段，只需要假想一个中间段的破口位置。

5 管道破裂甩动计算方法

5.1 管道限制器的非线性特性

当考虑管道甩动过程中,管道、限制器和其他结构物的相互作用时,要解析地求解管道运动微分方程一般是不可能的,因为这是一个高度非线性的问题,同时存在着几何、材料和边界条件的非线性。整个过程是非弹性的、大应变和大位移的[12]。

当管道破裂,高速流体的喷射对管道突然施加一个强烈的横向作用力,管道的某些部份要出现塑性变,继而管道的截面将出现椭圆化,椭圆化进一步发展,就将引起管道出现局部屈曲,这些都使得管道的弯矩-曲率关系严重非线性。又由于截面椭圆化,截面面积要发生变化,截面积的减少,将影响管道中流体的流动,便流动发生阻塞,这又反过来影响到作用在管道上的射流反作用力,最终又影响到管道的运动。图5为某文献给出的某种管道的在温度550℃下,静载实验得到的弯矩-曲率和截面积-曲率关系曲线。

边界条件的非线性主要有2个来源：

1）由于管道构形的变化,作用于管道上射流反作用力的方向也不断在变化；

2）管道和限制器或其他结构物间的接触。管道和限制器之间通常有一定的间隙,开始时管道和限制器没有接触,经过一段时间后,限制器才对管道有作用力。管道和其他结构物间接触时的撞击力是随着管道塌陷程度或其他结构物被穿入的程度而变化的。

图5 弯矩-曲率和截面积-曲率关系曲线

材料的非线性则是由于有塑性变形,同时因为属于高速变形范围,应变率效应通常是不可忽略的。

5.2 力矩平衡法

由于上述的非线性特性,管道-限制器系统很少有解析解。1976年Salmon等人研究了图6所示的管道-限制器系统,给出了一个刚塑性解析解。这个结果常被人所引用,可能也是已有的唯一的一个解析解。

这个系统由一根悬臂梁管道和一个弹簧限制器组成。弹簧和悬臂梁间有一初始间隙,射流反作用力作用于悬臂梁的自由端。假定悬臂梁为理想刚塑性材料,射流反作用力和限制器作用力皆为常数。在小变形假定下,由这个简单模型的解析解得到如下结果：

1）响应的第一阶段是在距自由端为L0=3M0/F处形成一个塑性铰,其中M0为梁的塑性极限弯矩,悬臂梁的右半段绕此铰转动。

2）当悬臂梁和弹簧限制器接触后,限制力的作用使得初始形成的塑性铰变为移行铰,此移行铰向固定端移动（图6）,这是梁的响应的第二阶段。也可能在限制力作用处产生另一铰,即成为双铰模式。

图6 经典的管道—限制器系统

3）外伸长度L2对限制器及限制器处的塑性铰所吸收的能量分配有影响。

由这一简单理想刚塑性模型所得到的结果,对估计管道及限制器参数有重要意义。

5.3 能量平衡法

也可以根据能量守恒原理进行分析。由于管道振动所具有的能量相对很小,射流反作用力所做的功,近似等于限制器塑性变形及梁在塑性铰处变形所吸收的能量。这就是所谓能量平衡法。这个方法比较简单,所以有些文献常用此法作初步分析。有的文献指出,能量平衡法过高估计甩动管道和其他结构物间的碰撞力。应用能量平衡法设计限制器,是比较简单易行的。但是因为没有考虑到碰撞后的情况,而往往过高估计了管道的塑性转动,另一方面,由于采用刚塑性模型,也过高估计了所吸收的能量。因而能量平衡法不总是给出保守的设计。文献对此问题进行了分析,应用能量平衡原理和文献[5]的结果,提出了计算限制器所吸收能量的上下界方法。

5.4 有限元法

有限元法是当今一种重要的结构数值分析方法。对于管道甩动问题,各国的研究机构几乎都同时进行实验研究和数值计算的研究。某些研究机构发展了专用的有限元程序,有的则应用巳有的通用非线性动力分析程序包。

当应用有限元法分析管道问题时,通常可以用梁单元模拟管道,这时仍然采用平截面假定,若考虑到塑性变形,也和普通梁相同。专门的管道单元则应考虑到管道弯曲过程中截面椭圆化所引起的弯距-曲率的非线性关系。椭圆化进一步发展时,管道就会塌陷,在某些程序中将之简化为铰,不能承受弯矩。在管道弯头处,情况更为复杂。首先,弯头部位管道的几何形状复杂其次,当管道和其他结构物碰撞时,通常发生在弯头部位。对于弯头,有的采用壳单元,有的则发展了专门的弯头单元。由于问题的高度非线性,有限元分析通常是相当费时的。有的研究机构将有关实验的结果存于计算机数据库,以便于将有限元分析结果同实验结果进行比较,以改进有限元的模型和计算方法。

5.5 各种计算方法的比较

根据上述描述，管道甩击是一个高度非线性的问题，要解析地求解管道运动微分方程一般是不可能的。目前主要的解决办法有力矩平衡法、能量平衡法、有限元法等。能量平衡法由于其不能给出最保守设计的局限性，与核电站偏保守设计的原则相背，不适用于核电工程的设计。本文以某内陆AP1000堆型核电站主蒸汽管道断管设计为例，针对轴向破裂与周向断裂分别对比力矩平衡法与有限元模拟法计算所得结果，对比发现：关于碰撞力的估计,针对轴向破裂采用力矩平衡法与有限元模拟法所得计算结果甚为接近；针对周向断裂采用力矩平衡法所得计算结果要比有限元模拟法所得结果高出不少。究其原因主要由以下几点：

1）ANS 58.2给出的简化力矩平衡算法没有考虑到碰掩时弯头可以被撞扁,管道截面会椭圆化变形并吸收一部分能量，这会导致U-bolt吸收的实际能量比ANS58.2估算的低，导致ANS58.2算法算出的反力较实际偏大；

2）由于截面椭圆化后截面面积要发生变化,截面积的减少,将影响管道中流体的流动,便流动发生阻塞,这又反过来影响到作用在管道上的射流反作用力变小,也会导致实际的冲击力比ANS58.2给出的小。

3）射流作用力变小后也会影响管道运动变慢，这也会导致U-bolt实际作用在管道上的反力不如ANS58.2估算的大。

基于以上几点可以看出目前核电工程中所采用的力矩平衡计算方法是过于保守的。建议可以在后续核电工程的断管设计中引入有限元法模拟计算，并综合采用两种方法计算所得的结果进行防甩击设备选型。

6 结论

本文详细叙述了核电站高中能管道断管位置的判定准则、假想破口的类型、断管的后续影响及其防护、管道断裂甩动问题的各种计算方法如力矩平衡法、能量平衡法、有限元法等，并对几种方法进行了比较，对比发现，传统的力矩平衡法（ANS 58.2标准简化算法）结果相对保守，而有限元法能更真实地模拟主汽管道和防甩件特性、模拟在断裂情况下的管道与防甩件的碰撞，更接近实际状态，所得出的计算结果也更加有效，建议在后续工程设计中引入有限元法模拟计算。对后续核电站防甩设计优化有一定的指导意义。

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