某核电站主给水管道防甩荷载分析及计算

施海云，冷杰

（1．广东省电力设计研究院，广东广州510660;2．东北电力科学研究院有限公司，辽宁沈阳 110006）

某核电站为2×1 000 MW级压水堆核电站，采用CPR1000技术规范。某汽轮发电机组采用法国阿尔斯通技术，由东方电气集团供货，汽轮机为半转速（1 500 r/min）冲动凝汽式。该电站主厂房采用单元制独立厂房，电气厂房（LX）位于核岛（RX）与常规岛（MX）之间（如图1所示）。核岛与常规岛之间主蒸汽管道及主给水管道穿过LX厂房。主给水管道与主蒸汽管道均为高能管道（是指运行压力大于1.9 MPa或运行温度大于93℃，且运行时间大于1%电厂寿命或大于2%系统运行时间的管道［2］），在岭澳1、2号机组的初步安全分析报告中，高能管道参数取压力大于2 MPa，温度大于100℃。

高能管道破裂导致的管道甩击和流体冲击可能破坏其周围的系统和设备。ANSI/ANS 58－2规定高能管道需假定破口位置进行甩击荷载计算［1］。为避免LX厂房内重要的系统和设备受到破坏，根据参考电站在MX厂房内靠近LX厂房侧设置主蒸汽及主给水防甩击结构装置，用以承受管道破坏或断裂时产生的甩击力。“重要的系统和设备”是指在没有厂外电源的情况下假想管道破裂事故发生时电厂安全停堆和减轻事故后果所必须的系统和设备。本文仅对主给水管道防甩荷载进行分析及研究。

图1 CPR1000核电站总平面布置图

1 主给水管道防甩击装置设置情况

主给水系统包括给水联箱、相关管道和阀门。标高在7.20 m的给水联箱接收双列高加的主给水及旁路流量，还有一个通往凝汽器进行高加冲洗用接口。联箱出口给水系统由3根主管及3根旁路组成，设有3个给水调节站，每个给水调节站由一个承担90%容量的给水主调节阀和一个承担15%容量的旁路调节阀组成。在各调节阀的两侧都设有隔离阀。每个给水调节站的下游都装有一个测流量的文丘里元件以控制通往蒸汽发生器的流量。给水主调节阀标高为12.0 m，与核岛管道接口标高为12.15 m。主给水管道规格为Φ406.4×22.2 mm，材料为WB36CN1。

主给水管道在不同位置设置了2种防甩结构。在阀门站和文丘里管间设有钢结构防甩件R1，在MX厂房靠近LX厂房山墙处设有钢筋混凝土结构防甩件R2。防甩件设置位置基本与参考工程一致（如图2所示）。

2 主给水管道防甩荷载分析计算

2.1 管道防甩荷载分析方法

图2 主给水管道布置图

分析防甩荷载的方法主要包括有限元动力时程分析方法、基于能量守恒分析方法的物理动力学方法和静力分析方法［3］，这3种方法各有特点。本文主给水管道防甩荷载计算时采用的是静力分析方法。该方法是一种保守简化分析方法，根据假定的管道破口位置，按静力平衡方程求解。根据实际防甩件布置情况，采用力矩平衡原理，求得不同支座约束条件下的支座反力，破口位置作用力按管道流体喷射荷载，计算结果采用2.0的动力放大系数。

2.2 主给水管道防甩荷载分析计算

管道破口最容易出现在管道的危险位置，如管道端口、中间管件、阀门等的焊口或管道高应力区段［2］。根据分析，可能的破口位置和R1、R2间的距离均大于使管道发生塑性变形的长度，因此作用于R1、R2上的荷载使用管道的断裂力矩来计算。主要公式如下。

断裂力矩计算公式:

喷射荷载计算公式:

悬臂梁最大允许长度计算公式:

力矩平衡方程计算公式:

式中Mr——断裂力矩;

F——喷射荷载;

L——使用断裂力矩计算的悬臂梁最大允许长度;

Fnx——防甩结构受到的荷载（n代表序号，x代表铰点代号）;

σr——管材在工作温度下抗拉强度;

σy——管材在工作温度下屈服强度;

Rm——管道平均半径;

Ri——管道内壁半径;

t——壁厚;

P——工作压力;

k——考虑冲击等系数;

Sx——防甩结构到铰点的距离（x为铰点代号）。

从概率角度认为管道破裂是在正常运行工况，调节阀后的隔离阀是全开的，因此阀前阀后取相同的工作压力，即取隔离阀后工作压力为9.1 MPa （g），工作温度为226℃。

上述公式中各项参数如下。材料WB36CN1在工作温度下抗拉强度σr=520 N/mm2;工作温度下屈服强度σy=396.8 N/mm2;平均半径Rm=192.1 mm;内壁半径Ri=181 mm;壁厚t=22.2 mm;考虑冲击等系数k=1.26（此值与介质有关）。

将上列参数代入式（1）～（3）计算得出:

分析主给水管道可能的破口位置（见图2），对于R1防甩件，分析2个可能的破口位置，分别是文丘里管焊缝破裂及R1和给水母管间的阀门处焊缝破裂。

当文丘里管焊缝破裂时，铰点分别为a、b、c点，3点到R1的距离:

根据到铰点的力矩平衡原理及式（4），R1受到的3根管道破裂甩击力为6

当R1和给水母管间的阀门处焊缝破裂时，铰点分别为d、e、f点，3点到R1的距离分别为

根据式（4），R1受到的3根管道破裂甩击力分别为

在电站正常运行时，每种管道破裂都要作为单个的初始发生事件分别考虑，即每次只考虑一个位置发生破裂。因此取上述计算结果中最大的荷载作为防甩结构R1的设计荷载（1.584×106N）。

对于R2防甩件，分析1个可能的破口位置，即文丘里管焊缝破裂。

在文丘里管焊缝破裂时，铰点分别为g、h、i点，这3点为核岛设计方设计的除轴向位移外的五向限制件。3点到R2的距离分别为

根据式（4），R2受到的3根管道破裂甩击力分别为6

同样，取上述荷载的最大值作为防甩装置R2所受的荷载，即1.246×106N。

上述铰点a、b、c、d、e、f、g、h、i的位置见图2。

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

对于R1荷载的方向可能为y向和z向，对于R2荷载的方向可能为x向和z向。采用断裂力矩与不同方向的力结合。R1、R2承受荷载的方式有2种情况，2种情况不同时出现（见表1）。

表1 防甩装置荷载表

上述计算结果还需乘以动力放大系数2.0。实际上管道破裂时，防甩结构承受的力矩应小于断裂力矩。因此采用此种荷载组合结果偏于保守。

3 结束语

本文介绍了某CPR1000核电站常规岛内管道防甩击结构装置设置情况，简要说明了管道防甩荷载的分析方法，采用保守简化的静力分析方法分析了主给水管道防甩荷载的计算过程。由于此工程设计过程中，没有参考工程的主给水防甩荷载计算相关参考资料，采用本文方法计算，结果偏保守，但按此荷载设计选型的防甩结构与参考工程基本一致，因此此方法可以应用于类似工程。

［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．