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核电站高能管道断裂防甩分析方法研究


第 32 卷 2011 年

增刊 1 6 月

核 动 力 工 程
Nuclear Power Engineering

Vo l . 3 2 . S 1 Jun. 2 0 11

文章编号:0258-0926(2011)S1-0013-05

核电站高能管道断裂防甩分

析方法研究
丁 凯,李 岗,梁兵兵
(上海核工程研究设计院,上海,200233)

摘要:以 AP1000 核电站汽轮机房第一跨主蒸汽与主给水管道为例进行断裂甩管分析,对管道布置进行 优化,以减少管道破口,为合理设计防甩约束提供必要的参考数据。采用基于能量平衡的有限差分理论推导 以及有限元动力分析计算,对管道甩击动能的分析方法进行了研究,合理计算了作用于防甩靶物的动能。最 后通过分析靶击物以确定是否设置防甩装置, 并论证了甩管不会对核岛厂房等重要关注构筑物造成不可接受 的损伤。 关键词:AP1000;高能管道;管道断裂;甩管;LS-DYNA 程序;靶击物 中图分类号:TL353+. 11 文献标志码:A

1 引



核电站安全壳厂房内外布置着很多高能管 道。按照标准审查大纲的要求,对高能管道须假 设中间破口和端部破口,在因应力或累计使用因 子高水平而形成的危险截面处,要求对其进行破 裂假设, 并论证这些破口不会对安全相关的结构、 设备和部件造成危害影响。必要时需设置防甩约 束,避免管道断裂甩动对其他安全设施或主要设 备带来破坏,影响事故状态下核电站安全停堆。 高能管道断裂破坏性大,受到国内外核电站 设计者、业主和安全审评人员的高度重视,核电 站的设计人员也在研究应用当今的先进技术,对 管道破口分析、甩管分析、防甩约束装置分析等 方法进行不断地改进与提高,以防止高能管道断 裂对核电站造成的破坏, 保证核电站的运行安全。 本文通过合理的管道布置以减少破口位置、在破 口处计算管道甩击速度和能量、设置吸能装置或 防甩装置以提高核电站的安全可靠性。

2 高能管道断裂分析
高能管道断裂假设位置按照 ANSI/ANS-58.2 相关准则进行判定。管道的端部必须假设破口, 对于无管道系统应力计算的高能管道,中间破口 位置假设为管件焊接部位,如阀门、三通、弯头 等连接处;而对于有管道系统应力分析计算的高

能管道,中间破口处为管道应力计算结果超过相 应规范许用值的位置。 高能管道设计对管道布置提出较高的要求, 除满足工艺系统的要求外,还应尽可能减少管道 应力值,以减少管道中间破口的数量。管道载荷 主要由持续载荷和动力载荷组成。管道部件与管 内介质的重力、压力和温差引起的热胀载荷等为 持续载荷;管道热胀载荷是管道运行在温差作用 下管道热胀位移受支撑约束时产生的载荷。减少 热胀载荷的方法是管道布置时尽量减少管道支 撑,让热胀位移可以通过管道的变形释放。管道 动力载荷是由于管道在地震时发生振动,从而产 生地震载荷,减少地震载荷的方法是管道布置时 合理增加管道的支撑,降低管道对地震载荷的响 应。 在管道安全设计中,热胀载荷和地震载荷对 支撑的要求显然是相互矛盾的,热胀载荷需要减 少支撑,而地震载荷需要增加支撑。因此,在管 道布置时,需合理考虑上面因素,通过调整支撑 位置,改变支撑形式,有时甚至需要改变管道走 向,让热胀载荷和地震载荷在矛盾中寻找到一个 平衡点,即热胀载荷与地震载荷的总和最小。 图 1 中的管道和支撑的设计,支撑在满足管 道和设备承重的基础上,避免在弯头附近设置支 撑,以免对管道热胀变形产生约束,导致较大热

收稿日期:2011-01-24;修回日期:2011-03-15

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核 动 力 工 程

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模拟,更为真实地反映甩管的运动过程,并应用 动力分析计算甩管能量。 有限元分析与理论分析比较 管道甩管理论分析做了很多相对保守的假 设,为了更真实地反映管道破裂后甩管的变形形 式和获得更为准确的计算结果,应用 LS-DYNA 程序模拟高能管道在喷射载荷下的动力响应。为 了和理论简化分析结果进行对比,材料取理想弹 塑性模型,这是因为甩管理论简化分析采用了材 料理想弹塑性假设。应用 LS-DYNA 程序对梁单 元 BEAM161 管道型截面单元进行模拟。 模型 1(图 2)管道为 5000 mm×273 mm× 6.5 mm,管道自由端集中质量为 100 kg,承受 30 kN 的集中载荷。理论分析采用与 LS-DYNA 程序相同的输入参数, 计算结果对比如表 1 所示。 3.2

图 1 管道应力分析图 Fig. 1 Analysis of Pipe Stress

胀载荷。在质量集中处应布置支撑以减少地震载 荷, 如图 1 中阀门处和三通处等均相应增加支撑, 并在管道支撑布置一定距离后,应检查是否各个 方向都有支撑约束,从而在各个方向减少地震载 荷。不仅在管道总体走向上设置导向支撑,也在 竖管设置支撑约束管道走向方向,但一定要注意 在每个约束方向段的管道应有适当的形式可以允 许管道热胀变形,但不是很大程度增加管道热胀 载荷。 通过合理的管道布置、详细的应力计算和反 复迭代的调整,最终可以实现核岛内的高能管道 没有需要假设的中间破口,所以核岛内管道可以 不存在中间破口。

3 管道甩动分析
3.1 甩管动能简化分析 当管道发生断裂,在排放力的冲击作用下, 若管道长度满足条件,管道上会产生一个动态塑 性铰,管道将绕着动态塑性铰旋转甩击。 甩管动能分析基于能量守恒,其计算方法有 2 种:①根据有限差分理论推导的理论解,认为 甩动管道的动能等于外力作功与管道变形所吸收 的能力之差,而管道变形吸收的能量等于塑性铰 转动所吸收的能量,略去管道弹性变形所吸收的 能量;②根据甩管的实际情况,应用有限元模型

图 2 LS-DYNA 管道甩管模型 1 Fig. 2 Model 1 of Pipe Whip by LS-DYNA

模型 2(图 3)管道为 10000 mm×1020 mm× 54 mm,管道在弯头焊接处破口断裂,自由端无 集中质量,管道内压 6.122 MPa。理论简化分析 采用与 LS-DYNA 程序相同的输入参数。计算结 果对比如表 2 所示。 模型 3(图 4)管道为 508 mm×15 mm,管道 弯头前长度为 8 m,弯头后管道长度为 3 m,管 道在第 2 个弯头焊接处破口断裂,无集中质量,

表 1 模型 1 LS-DYNA 与理论分析结果 Table 1 Results of Model 1 by LS-DYNA and Theory Analysis
距靶物 距离/m 0.125 0.250 0.500 0.750 1.000 1.500 甩管速度 理论解/m·s 1
-

甩管动能
-1

塑性铰距自由端距离/m 误差/% 1.10 1.41 1.33 0.79 4.48 16.09 1.82 1.8 理论解 LS-DYNA

LS-DYNA/m·s 22.67 32.16 45.22 55.0 63.5 76.09

误差/% 2.56 2.27 2.83 3.64 6.65 14.75

理论解/105(N·m) 0.340 0.680 1.36 2.04 2.88 4.80

LS-DYNA/105(N·m) 0.344 0.690 1.38 2.06 2.76 4.13

23.25 32.89 46.5 57.0 67.7 87.31



凯等:核电站高能管道断裂防甩分析方法研究

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图 3 LS-DYNA 管道甩管模型 2 Fig. 3 Model 2 of Pipe Whip by LS-DYNA

的管道运动,忽略任何其他变形。实际在开始的 管道变形过程中,塑性铰前的管道先有轻微的弹 性变形, 再发生塑性变形, 这部分值很小可忽略。 但随着距靶物距离的增加,塑性铰后的管道也将 产生弹性变形,距离越大产生的变形能就相对越 大,撞击在靶物的能量除了塑性应变能被吸收掉 一部分,弹性应变能也将被吸收掉一些,所以最 终在靶物处产生的动能将小于理论计算值。

4 管道防甩分析
若撞击动能能量过大,厂房结构无法直接承 受此冲击载荷,需要考虑设计合适的管道防甩装 置,多采用可以抵御这种冲击的混凝土构筑物或 是在破口附近放置防甩装置以阻止管道运动。
图 4 LS-DYNA 管道甩管模型 3 Fig. 4 Model 3 of Pipe Whip by LS-DYNA

防甩装置若与管道接触将会阻碍管道热膨 胀,导致管道承受额外的热胀载荷,所以应使约 束件和管道之间留有充分的间距,流体反推力会 在这段距离之中加速管道运动,使之撞击防甩装 置。由管道、能量吸收装置以及支撑件所构成的 体系应设计成能够抵御这种撞击并且能抵御随后 的稳态流体反推力。 管道防甩的分析可以应用 LS-DYNA 程序完 成, 但也可采用简化的分析方法, 即应用 PWRRA 程序。PWRRA 程序是基于应用有限差分法,计 算给出管道防甩件设计所承受的最大反力时程的

管道内压 4.46 MPa。理论分析采用与 LS-DYNA 程序相同的输入参数。 计算结果对比如表 3 所示。 根据以上比较结果可知,在距靶物距离较小 的时候,LS-DYNA 程序的计算结果和理论简化 分析较为接近;随着距靶物距离的增加,误差开 始增加,能量和速度的计算结果与理论简化分析 的计算结果差值也随之增大。理论分析基于能量 守恒定理,撞击靶物的动能等于喷射力做功减去 管道塑性应变产生的应变能,并只认为塑性铰前

表 2 模型 2 LS-DYNA 与理论分析结果 Table 2 Results of Model 2 by LS-DYNA and Theory Analysis
距靶物 距离/m 0.125 0.25 0.5 0.75 1 1.5 甩管速度 理论解/m·s 12.1 17.1 24.1 29.5 34.1 41.8
-1

甩管动能
-1

塑性铰距自由端距离/m
6

LS-DYNA/m·s 11.7 16.9 24.5 29.9 35.0 43

误差/% 3.42 1.18 1.63 1.34 2.53 2.79

理论解/10 (N·m) 0.396 0.793 1.59 2.38 3.17 4.76

6

LS-DYNA/10 (N·m) 0.377 0.756 1.52 2.27 3.00 4.51

误差/% 4.93 4.77 4.52 4.79 5.58 5.55

理论解

LS-DYNA

6.69

6.0

表 3 模型 3 LS-DYNA 与理论分析结果 Table 3 Results of Model 3 by LS-DYNA and Theory Analysis
距靶物 距离/m 0.05 0.125 0.25 0.5 0.75 甩管速度 理论解/m·s 1
-

甩管动能
-1

塑性铰距自由端距离/m 误差/% 2.36 1.06 7.28 12.98 13.88 6.7 6.4 理论解 LS-DYNA

LS-DYNA/m·s 8.1 12.7 17.6 24.7 30.1

误差/% 2.47 3.94 5.68 6.88 7.31

理论解/(N·m) 32967 82403 164806 329612 494418

LS-DYNA/(N·m) 33765 81536 153622 291753 434166

8.3 13.2 18.6 26.4 32.3

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核 动 力 工 程

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程序;计算时需要输入约束件(主要是能量吸收 件)的非线性挠度曲线的特征值、几何参数等, 通过分析可以得到约束件的最大位移、最大应变 以及防甩件设计所需的作用力时程。依据上述载 荷时程的输入对结构模型进行分析计算,其结果 按照 ASME 支撑件的规范进行分析评定。 如果无须设置管道防甩约束装置,厂房结构 完全可以直接承受甩管的冲击载荷,则防撞构筑 物应根据美国核管会( NRC )的标准评审大纲 SRP§3.5.3 中侵彻深度 X 的要求进行设计。对核 安全有关的混凝土结构设计, 只要计算的 X 在 1/3 板厚以内即可认为屏障是可靠的。可采用修正的 NDRC 公式计算 X。

间段倾斜管的影响,从而忽略了喷射力对管道

图 5 主蒸汽破口位置图 Fig. 5 Breaks on Main Steam Pipe

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AP1000 汽轮机房第一跨中主蒸汽和主 给水管道破裂分析

AP1000 汽轮机房第一跨(以下简称为第一 跨)中主蒸汽和主给水管道通过管道应力计算分 析评定。由于第一跨中主蒸汽和主给水管道属于 ASME B31.1 管道, 根据 AP1000 设计准则, 其断 裂破口中间位置的判定为 ASME 规范的第 III 卷 NC-3653 分卷中方程(9)和方程(10)之和得到 的最大应力值的 1.8 倍,计算时考虑了正常和异 常超过 0.8 倍的电站工况。 根据主蒸汽管应力计算结果,AP1000 第一 跨内主蒸汽管在考虑地震载荷的基础上,管道最 大应力值小于许用应力。根据 ANS-58.2 相关判 断准则,管道无需假设中间破口,只需假设管道 两端破裂,破口 1~4 位置见图 5,图中标注的尺 寸单位均为 mm。 考虑主蒸汽管破裂后对 AP1000 第一跨内厂 房墙体结构的影响,只计算图 5 中破口 3 左侧管 道对离管道 2300 mm 墙体的甩击能量。 图 6 为理 论简化分析模型(图中标注的尺寸单位均为 mm)。根据“汽轮机房第一跨主蒸汽和主给水 管道断裂甩管和喷射计算报告”,若在竖管附近 不设置任何的防甩装置,管道甩击到距其距离 2300 mm 墙体的能量将超过墙体承受能力,所以 需要设计相关防甩装置。本文以在竖管距离为 150 mm 处设置防甩装置后计算管道甩击能量为 例进行分析。 理论计算做了很多相关假设,并忽略竖管中

图 6 理论简化分析计算模型 Fig. 6 Model of Theory Analysis

产生的扭矩的影响,只认为水平管段产生的喷射 力作用于始终垂直的竖管上。因为理论简化分析 计算所得的动态塑性铰的距离大于竖管长度,所 以认为塑性铰发生在竖管上面弯头的焊接处,将 图 5 简化为图 6 中所示的计算模型。 图 7 为应用有限元动力分析的 LS-DYNA 程 序,模型从管道端点建起到破口位置 3 结束,不 仅考虑弯管影响,也将对竖管中间的斜管进行模 拟。 应用 LS-DYNA 计算主蒸汽管甩动可以很好 地反映弯管和竖管中间的斜管对整个模型甩击产 生的影响,更为真实地模拟管道变形过程,从管 道甩击动能的 LS-DYNA 结果与理论简化分析结 果对比(表 4)可知,LS-DYNA 可以更好地应用 于实际工程中。 根据表 4 中所计算的主蒸汽管甩击动能,设



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计防甩装置——耗能钢梁,要求能够抵御表 4 中 的撞击动能并且能抵御随后的稳态流体反推力, 同时也要求保证支撑耗能钢梁的墙体或楼板的结 构完整性。

6 结束语
针对高能管道,通过合理的布置和设计,减 少甚至很大程度上避免管道中间破口。基于理论 基础应用有限元动力分析计算,更为真实地反映 甩击过程以及更为准确地计算甩击动能和甩击速 度,为管道防甩分析提供设计输入。计算后完成 防甩装置设计,形成一套完整的高能管道防甩设 计分析,为核电站高能管道的设计提供最有利的 技术支持。

图 7 主蒸汽管计算模型 Fig. 7 Model of Main Steam Pipe 表 4 主蒸汽管 LS-DYNA 与理论分析结果 Table 4 Results of Main Steam Pipe by LS-DYNA and Theory Analysis
参数名 参数值 距靶物 距离/m 0.150 动 理论解/(N·m) 314117 能 误差/% 3.18 304448 LS-DYNA/(N·m)

Study on Pipe Whip Analysis of High Energy Pipe Break
DING Kai, LI Gang, LIANG Bing-bing
(Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute , Shanghai, 200233, China)

Abstract: Take the pipe whip analysis of main steam pipe and feed water pipes in AP1000 first bay as an example, the pipe layout is optimized to reduce the breaks and provide the necessary reference for the design of anti-whip limit. By deriving of the finite-difference theory based on energy balance and the dynamic analysis of the finite element, the methods for analyzing of the kinetic energy from the pipe whip is studied. Finally, the impacted structure is analyzed to decide if an anti-whip device shall be installed, and to demonstrate that the pipe whip will not cause unacceptable damage to the important structures such as the building of nuclear island. Key words: AP1000, High energy pipe, Pipe break, Pipe whip, LS-DYNA program, Impacted structure
作者简介: 丁 凯(1980—) ,男,工程师。2007 年毕业于同济大学力学专业,获硕士学位。现从事力学研究工作。 李 岗(1980—) ,男,工程师。2002 年毕业于同济大学力学专业,获学士学位。现从事力学研究工作。 梁兵兵(1966—) ,女,研究员级高级工程师。1988 年毕业于上海交通大学船舶设计专业,获学士学位。现从事力 学研究工作。 (责任编辑:马 蓉)


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