某核電站主給水管道防甩荷載分析及計算

施海云，冷杰

（1．廣東省電力設計研究院，廣東廣州510660;2．東北電力科學研究院有限公司，遼寧沈陽 110006）

某核電站為2×1 000 MW級壓水堆核電站，采用CPR1000技術規(guī)范。某汽輪發(fā)電機組采用法國阿爾斯通技術，由東方電氣集團供貨，汽輪機為半轉(zhuǎn)速（1 500 r/min）沖動凝汽式。該電站主廠房采用單元制獨立廠房，電氣廠房（LX）位于核島（RX）與常規(guī)島（MX）之間（如圖1所示）。核島與常規(guī)島之間主蒸汽管道及主給水管道穿過LX廠房。主給水管道與主蒸汽管道均為高能管道（是指運行壓力大于1.9 MPa或運行溫度大于93℃，且運行時間大于1%電廠壽命或大于2%系統(tǒng)運行時間的管道［2］），在嶺澳1、2號機組的初步安全分析報告中，高能管道參數(shù)取壓力大于2 MPa，溫度大于100℃。

高能管道破裂導致的管道甩擊和流體沖擊可能破壞其周圍的系統(tǒng)和設備。ANSI/ANS 58－2規(guī)定高能管道需假定破口位置進行甩擊荷載計算［1］。為避免LX廠房內(nèi)重要的系統(tǒng)和設備受到破壞，根據(jù)參考電站在MX廠房內(nèi)靠近LX廠房側(cè)設置主蒸汽及主給水防甩擊結構裝置，用以承受管道破壞或斷裂時產(chǎn)生的甩擊力?！爸匾南到y(tǒng)和設備”是指在沒有廠外電源的情況下假想管道破裂事故發(fā)生時電廠安全停堆和減輕事故后果所必須的系統(tǒng)和設備。本文僅對主給水管道防甩荷載進行分析及研究。

圖1 CPR1000核電站總平面布置圖

1 主給水管道防甩擊裝置設置情況

主給水系統(tǒng)包括給水聯(lián)箱、相關管道和閥門。標高在7.20 m的給水聯(lián)箱接收雙列高加的主給水及旁路流量，還有一個通往凝汽器進行高加沖洗用接口。聯(lián)箱出口給水系統(tǒng)由3根主管及3根旁路組成，設有3個給水調(diào)節(jié)站，每個給水調(diào)節(jié)站由一個承擔90%容量的給水主調(diào)節(jié)閥和一個承擔15%容量的旁路調(diào)節(jié)閥組成。在各調(diào)節(jié)閥的兩側(cè)都設有隔離閥。每個給水調(diào)節(jié)站的下游都裝有一個測流量的文丘里元件以控制通往蒸汽發(fā)生器的流量。給水主調(diào)節(jié)閥標高為12.0 m，與核島管道接口標高為12.15 m。主給水管道規(guī)格為Φ406.4×22.2 mm，材料為WB36CN1。

主給水管道在不同位置設置了2種防甩結構。在閥門站和文丘里管間設有鋼結構防甩件R1，在MX廠房靠近LX廠房山墻處設有鋼筋混凝土結構防甩件R2。防甩件設置位置基本與參考工程一致（如圖2所示）。

2 主給水管道防甩荷載分析計算

2.1 管道防甩荷載分析方法

圖2 主給水管道布置圖

分析防甩荷載的方法主要包括有限元動力時程分析方法、基于能量守恒分析方法的物理動力學方法和靜力分析方法［3］，這3種方法各有特點。本文主給水管道防甩荷載計算時采用的是靜力分析方法。該方法是一種保守簡化分析方法，根據(jù)假定的管道破口位置，按靜力平衡方程求解。根據(jù)實際防甩件布置情況，采用力矩平衡原理，求得不同支座約束條件下的支座反力，破口位置作用力按管道流體噴射荷載，計算結果采用2.0的動力放大系數(shù)。

2.2 主給水管道防甩荷載分析計算

管道破口最容易出現(xiàn)在管道的危險位置，如管道端口、中間管件、閥門等的焊口或管道高應力區(qū)段［2］。根據(jù)分析，可能的破口位置和R1、R2間的距離均大于使管道發(fā)生塑性變形的長度，因此作用于R1、R2上的荷載使用管道的斷裂力矩來計算。主要公式如下。

斷裂力矩計算公式:

噴射荷載計算公式:

懸臂梁最大允許長度計算公式:

力矩平衡方程計算公式:

式中Mr——斷裂力矩;

F——噴射荷載;

L——使用斷裂力矩計算的懸臂梁最大允許長度;

Fnx——防甩結構受到的荷載（n代表序號，x代表鉸點代號）;

σr——管材在工作溫度下抗拉強度;

σy——管材在工作溫度下屈服強度;

Rm——管道平均半徑;

Ri——管道內(nèi)壁半徑;

t——壁厚;

P——工作壓力;

k——考慮沖擊等系數(shù);

Sx——防甩結構到鉸點的距離（x為鉸點代號）。

從概率角度認為管道破裂是在正常運行工況，調(diào)節(jié)閥后的隔離閥是全開的，因此閥前閥后取相同的工作壓力，即取隔離閥后工作壓力為9.1 MPa （g），工作溫度為226℃。

上述公式中各項參數(shù)如下。材料WB36CN1在工作溫度下抗拉強度σr=520 N/mm2;工作溫度下屈服強度σy=396.8 N/mm2;平均半徑Rm=192.1 mm;內(nèi)壁半徑Ri=181 mm;壁厚t=22.2 mm;考慮沖擊等系數(shù)k=1.26（此值與介質(zhì)有關）。

將上列參數(shù)代入式（1）～（3）計算得出:

分析主給水管道可能的破口位置（見圖2），對于R1防甩件，分析2個可能的破口位置，分別是文丘里管焊縫破裂及R1和給水母管間的閥門處焊縫破裂。

當文丘里管焊縫破裂時，鉸點分別為a、b、c點，3點到R1的距離:

根據(jù)到鉸點的力矩平衡原理及式（4），R1受到的3根管道破裂甩擊力為6

當R1和給水母管間的閥門處焊縫破裂時，鉸點分別為d、e、f點，3點到R1的距離分別為

根據(jù)式（4），R1受到的3根管道破裂甩擊力分別為

在電站正常運行時，每種管道破裂都要作為單個的初始發(fā)生事件分別考慮，即每次只考慮一個位置發(fā)生破裂。因此取上述計算結果中最大的荷載作為防甩結構R1的設計荷載（1.584×106N）。

對于R2防甩件，分析1個可能的破口位置，即文丘里管焊縫破裂。

在文丘里管焊縫破裂時，鉸點分別為g、h、i點，這3點為核島設計方設計的除軸向位移外的五向限制件。3點到R2的距離分別為

根據(jù)式（4），R2受到的3根管道破裂甩擊力分別為6

同樣，取上述荷載的最大值作為防甩裝置R2所受的荷載，即1.246×106N。

上述鉸點a、b、c、d、e、f、g、h、i的位置見圖2。

綜上所述，斷裂力矩Mr=1.617×106J=165 t·m;R1所受最大的力為1.584×106N=161.7 t; R2所受最大的力為1.246×106N=127.1 t。

對于R1荷載的方向可能為y向和z向，對于R2荷載的方向可能為x向和z向。采用斷裂力矩與不同方向的力結合。R1、R2承受荷載的方式有2種情況，2種情況不同時出現(xiàn)（見表1）。

表1 防甩裝置荷載表

上述計算結果還需乘以動力放大系數(shù)2.0。實際上管道破裂時，防甩結構承受的力矩應小于斷裂力矩。因此采用此種荷載組合結果偏于保守。

3 結束語

本文介紹了某CPR1000核電站常規(guī)島內(nèi)管道防甩擊結構裝置設置情況，簡要說明了管道防甩荷載的分析方法，采用保守簡化的靜力分析方法分析了主給水管道防甩荷載的計算過程。由于此工程設計過程中，沒有參考工程的主給水防甩荷載計算相關參考資料，采用本文方法計算，結果偏保守，但按此荷載設計選型的防甩結構與參考工程基本一致，因此此方法可以應用于類似工程。

［1］Design Basis for Protection of LightWater Nuclear Power Plant A-gainst the Effect of Postulated Pipe Ruptures，ANSI/ANS 58－2，1988 Edition．

［2］Determination of Rupture Locations and Dynamic Effects Associated with the Postulated Rupture of Piping，Rev．1，U．S．Nuclear Regulatory Commission，Standard Review Plan 3．6．2，July 1981．

［3］An analytical validation of simplifiedmethods for the assessment of pipe whip characteristics，Igli Micheli，Transactions of the 17thInternational Conference on structural Mechanics in Reactor Technology（SMIRT 17）Prague，Czech Republic，August 17－22，2003．