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)設計與研究。首先對新型H形防甩擊件設計提出了性能要求并進行了結構設計，然后用動態(tài)分析軟件模擬其力學性能(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構適用于防甩擊件。最后進行實際模擬件試驗，將試驗結果與力學分析結果對比，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

核電站中設有許多高能流體管道，高能管道一旦發(fā)生斷裂，將產生甩擊和流體噴射等動態(tài)效應，從而危及鄰近的安全重要系統(tǒng)、設備及結構。因此，為確保核電站的基本安全功能，需在設計中考慮高能管道斷裂事故，對各種斷裂效應設置相應的防護措施[1]。防甩擊件作為經濟、可行的防護措施之一，廣泛應用于核電站的設計中，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)、設備及結構形成保護。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生的能量，因此吸能管的設計是該類防甩擊件設計的關鍵。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該大于或等于管道甩擊產生的動能，按照相關規(guī)范，H形防甩擊件最大設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=最大設計變形量

δc=最大極限變形量

Ed= 最大設計吸能值

Em= 設計吸能裕量

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；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生阻礙，弱化甩擊效應，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，并以此為目標設計新型H形防甩擊件。主給水管道設計參數(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

根據熱工水力計算，取穩(wěn)態(tài)噴放系數(shù)：

CT=1.0

根據上述計算方法，得出管道的穩(wěn)態(tài)噴射反力為：

Tss=789×103(N)=789 (kN)

假設，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。那么管道甩擊時產生的能量為：

W=Tss(S1+S2)=789×103×0.15

=118×103(J)=118(kJ)

據此，我們將以118kJ設計吸能能量為設計目標，設計一種新型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構產生支撐反力。為減少對土建結構的沖擊，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構，希望作用于土建結構載荷峰值較低，且均勻平穩(wěn)，將有利于土建結構設計。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作用于土建結構的載荷校對，不利于土建結構設計。本文所研究設計的防甩擊件，應符合曲線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 經濟性要求

新設計的防甩擊件除了要達到上述性能外，還需要經濟性要求。

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備。

2 新型H形防甩擊件的工作原理及結構設計

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)條導向槽，如圖5.a所示。這些導向槽未貫穿整個管壁，當采用一個T形頭在管內壁施加載荷時，不銹鋼吸能管沿導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形頭的外形導向有關。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；

2) 吸能管壁厚；

3) 導向槽的數(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中各部件材質及設計說明如下：

1) T形頭

T形頭用于傳遞載荷并引導吸能管的彎曲變形。T形頭下部為直段，高度為L4，直徑與吸能管內徑一致。中部設有圓角R，該圓角為吸能管開裂后“瓣”的彎曲導向，“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。管壁設有n條開裂導向槽。每條槽上部開有L1高的貫穿管壁的全開口窄槽，在窄槽外側設有角度為α的開口，該部分用作初始開裂導向。L2部分僅在管外壁設有角度為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，需緊固在結構墻體上，通常采用低合金結構鋼制造。

根據上述設計，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，是一個復雜物理過程，準確采用傳統(tǒng)的力學分析方法計算難度較大。因此,采用LS-dyna(971版)對圖6設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、大轉動和大應變)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，材質為304L。

T形頭參數(shù)：R=50mm，L4=38mm，材質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生的力以及彎曲變形產生的阻力，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形防甩擊件產品設計時，可將H形防甩擊件預壓縮到B點，僅利用BCF段進行工作。此防甩擊件的總吸能值為162kJ，根據本文第1.1節(jié)要求，最大設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構如圖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，該設備由頂梁、左右側柱、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)進行調整。壓力機兩側均設有導軌，導向性能好，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)生側向偏移而影響數(shù)據監(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)據的檢測。

試驗之前，對防甩擊件進行了預壓縮，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，工學學士，現(xiàn)主要從事反應堆工程設計工作

TL48

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0258-0918(2017)02-0293-09