核電廠防甩裝置吸能特性試驗研究

王春霖，王立帥，劉成毅

核電廠防甩裝置吸能特性試驗研究

王春霖，王立帥，劉成毅

（核電安全監控技術與裝備國家重點實驗室，廣東 深圳 518026）

為減輕核電廠高能管道破裂產生的后果，通常需設置防甩裝置來吸收甩動能量，盡量減少可能的破壞，防甩裝置的吸能特性需重點研究，國內首次利用汽車碰撞試驗臺進行核電廠防甩裝置的動態沖擊試驗，本文詳細介紹了試驗設備、試驗過程，驗證了防甩裝置在特定沖擊能量下的吸能特性，獲取了典型的加速度、速度和位移時程曲線，U-bolt最大沖擊力和變形量，以及不同沖擊能量對吸能特性的影響，動態沖擊試驗有助于防甩裝置的設計及優化，有效減輕管道破裂甩動產生的后果。

防甩裝置；吸能特性；動態沖擊試驗；

核電廠高能管道破裂，在泄漏的流體對管道產生橫向力的作用下，管道繞著局部區域作高速旋轉，即管道甩動。考慮到管道甩動和流體沖擊的動態效應，為減輕管道破裂產生的后果，需設置防甩裝置來吸收管道的甩動動能[1]。

核電廠普遍采用U型防甩裝置，銷軸將U型桿組件（以下簡稱U-bolt）與基座底板連接，基座固定于土建結構上，U-bolt根據需要可設置多組，利用其軸向拉伸變形來吸收甩動能量[2]。為測試防甩裝置動態性能，可采用仿真分析或沖擊試驗驗證，國內進行了大量管道—防甩裝置仿真研究，孫嘉麟[3]對管道—防甩裝置進行仿真分析，模擬管道環向及縱向破口條件下甩動過程。丁凱等[4]對核電站高能管道斷裂防甩分析方法進行研究。動態沖擊試驗，Kurihara等[5]通過試驗對管道甩擊過程進行研究，國內哈爾濱工程大學進行過防甩裝置沖擊試驗，試件按工作狀態固定于承力框架中，使用落錘模擬沖擊載荷，試驗時，電磁吸盤吸附質量塊，由橋式吊車調至試驗高度，電磁吸盤斷電，落錘沿滑道自由落體向下沖擊U型桿。本文利用汽車碰撞試驗臺進行防甩裝置動態沖擊試驗，采用模擬汽車碰撞的方式，每次將單根U-bolt固定，根據指定的能量條件，對臺車配重和沖擊速度進行設置，在電機和牽引繩的牽引下，將包含配重的臺車加速到預先設定的速度，與U-bolt碰撞，該方案具備安全系數高，操作簡便，能量和速度便于調節等多重優點，試驗表明，防甩裝置在特定沖擊能量下具備足夠的安全性。

1　試驗過程

利用汽車碰撞試驗臺進行防甩裝置動態沖擊試驗，原理圖如圖1所示。

1.1　試驗設備

動態沖擊試驗模擬管道破裂對U-bolt的沖擊，檢驗防甩裝置吸能特性。通過調整臺車速度和質量使臺車以規定的能量撞擊U-bolt，碰撞過程中忽略摩擦、安裝支架變形等引起的能量損耗。試驗設備包括牽引系統、軌道、中心控制室、試件固定夾具等。試驗人員對臺車進行了改造，在臺車前部安裝沖擊頭，并按照輸入能量的要求制作了不同大小的質量塊作為配重。試驗臺車上安裝加速度傳感器，采集臺車加速度信號，試驗設備如圖2、圖3所示。

圖1　試驗裝置原理圖

圖2 臺車、軌道、剛性壁

圖3　改造后的臺車和U-bolt試驗臺

在臺車試驗中，使用高速相機進行圖像采集，在U-bolt動態沖擊試驗中拍攝頻率為1 000 fps，精確的記錄試驗中臺車的運動情況，方便后期數據處理工作的開展。

上述儀器設備均定期進行維護和校準，保證在試驗期間儀器設備的精度均處在有效期內，滿足試驗中各項要求。

1.2　試驗原理

沖擊試驗的邊界條件之一為沖擊的輸入能量，由于試驗電機牽引能力的限制和試驗安全的考慮，需針對不同的輸入能量對臺車的配重和沖擊速度進行調整。

沖擊輸入能量由動能計算公式給出：

在后續試驗數據處理和分析過程中，臺車的實時速度由加速度對時間積分得到，加速度信號由安裝在臺車上的加速度傳感器得到，如下式所示：

再將臺車速度對時間積分，即可得到隨時間變化的臺車位移：

每一時刻臺車所具備的能量由動能計算公式得到：

基于上面的計算公式，可以記錄臺車每一時刻的運動狀態，便于分析碰撞能量的變化過程。

1.3　試驗過程

（1）前期準備

試驗臺車進行稱重，將臺車進行拆卸，分部分稱重。臺車和配重組裝，進行沖擊頭安裝，檢查臺車及配重是否緊密牢靠，沖擊頭加固安裝，防止因能量過大，對沖擊頭損壞，在臺車上安裝加速度傳感器，如圖4、圖5所示。

圖4　沖擊頭

圖5　加速度傳感器

制作U型管安裝所使用的框架結構，試驗臺框架應增加豎向和橫向支撐，增加整體的剛度，充分考慮試驗中能量過大帶來的損壞。

（2）調試階段

開啟中控室電腦，根據試驗要求設置相關參數，安裝U-bolt，測量其變形前頂端到根部的垂直距離。高速攝像調試準備，進行側面和高空的攝像，進行試驗臺及U型管的編號及拍照。

（3）正式試驗

中控室整體控制，做好各方協調。電機房打開電機，將臺車推向指定位置，掛上臺車，檢查脫鉤把手是否保護，進行液壓張緊。進行場地安全檢查，中控室發射前檢查：高速攝像系統，數據采集系統，軌道，光電測速，電機房。操作試驗設備進行沖擊試驗，完成試驗數據的采集。

2　試驗結果

為了對U-bolt吸能特性進行詳細分析，將多組不同工況的試驗結果進行比對分析。

2.1　70 000 J動態沖擊試驗

由于配重和牽引系統的限制，實際沖擊能量與理論沖擊能量有一定偏差，但仍滿足試驗要求。其中無護板的有效沖擊組數為2，這兩組試驗的試驗條件基本一致，為重復性試驗，帶護板有效沖擊組數為1，三組試驗的沖擊質量相同，具體試驗記錄情況如表1所示。

表1　70 000 J試驗記錄

為了分析在70 000 J的沖擊能量下U-bolt吸能情況，這里將三組試驗的臺車加速度、速度、位移、動能數據放在一張圖中進行分析比較。其中圖例中的序號對應試驗記錄表中的試驗編號。

圖6所示為三組沖擊試驗得到的濾波后的臺車加速度時程曲線，三組試驗曲線基本重合，1，2兩組試驗的重復性比較好，有無護板對臺車加速度的影響不大，整個碰撞過程大約持續了35 ms。

圖6　臺車加速度時程曲線

圖7和圖8為臺車速度時程曲線和位移時程曲線。三組試驗的速度，位移曲線基本重合。

圖9為臺車動能曲線，臺車的動能基本都被U-bolt-1吸收，只有少量U-bolt彈性變形能被釋放轉化為臺車的動能。

圖7　臺車速度時程曲線

圖8　臺車位移時程曲線

圖9　臺車動能時程曲線

U-bolt動態沖擊過程可分為4個典型階段：

第Ⅰ階段：形狀變形階段，此階段U-bolt發生折彎，臺車速度基本保持不變，位移呈直線增加，臺車動能下降很少，U-bolt吸能較少。

第Ⅱ階段：彈性變形階段，此階段臺車加速度呈線性增長，U-bolt發生彈性變形，頂部圓弧段和沖擊頭圓弧貼合，其余部分被拉成直線，U-bolt兩側向臺車靠攏，且向內彎曲。臺車速度開始發生轉折，動能明顯變小，U-bolt吸能開始迅速增加。

第Ⅲ階段：塑性變形階段，此階段臺車加速度基本不變，U-bolt發生塑性變形，臺車速度呈直線下降，同時位移增加變緩，并且達到最大變形量，臺車動能迅速下降，U-bolt在此階段吸能迅速增加，吸能過程主要發生在此階段。

第Ⅳ階段：回彈變形階段，此階段臺車加速度不斷減小，基本呈直線下降，是U-bolt彈性變形恢復的階段。臺車開始反彈，位移變小，U-bolt的彈性變形能轉化為臺車的動能。選取兩張典型高速攝像機拍攝的圖片，如圖10所示。

圖10　典型高速攝像圖片

表2所示為三組試驗的相關數據，其中最大加速度為對應臺車速度為0時的加速度，不是臺車峰值加速度；從表中數據可以看出三組試驗的最大加速度差別不大，最大沖擊力，反彈速度，U-bolt頂端變形量也基本相同。

表2　主要試驗結果

表3所示為防甩裝置吸收能量情況，防甩裝置吸收能量忽略了臺架吸收的能量以及臺車和地面、U-bolt的摩擦損耗能量。可以看出，70 000 J的三組沖擊試驗的U-bolt吸能比例基本相同，有無護板對U-bolt的吸能沒有明顯影響。

表3　能量數據

2.2　不同沖擊能量相同沖擊質量試驗結果

共進行四組不同沖擊能量相同沖擊質量的動態沖擊試驗，U-bolt均無護板，臺車質量均為1 281 kg，四組試驗的沖擊速度不同，具體試驗記錄情況如表4所示。

表4　試驗記錄

圖11為四組沖擊試驗濾波后的臺車加速度時程曲線，隨著沖擊能量的增加，臺車加速度峰值依次出現。圖12、圖13和圖14為四組沖擊試驗的臺車速度時程曲線，臺車位移時程曲線以及臺車能量時程曲線。可以看出，四組試驗的臺車反彈速度差別不大，說明不同沖擊能量的試驗條件下，U-bolt彈性變形恢復釋放的能量基本相同。同時，可以得出，隨著沖擊能量的增加，臺車的位移依次增加。

圖11　臺車加速度時程曲線

圖12　臺車速度時程曲線

圖13　臺車位移時程曲線

圖14　臺車能量時程曲線

表5為四組試驗的相關數據，在相同沖擊質量的情況下，隨著沖擊能量的增加，臺車最大加速度，最大沖擊力，U-bolt頂端變形增加；臺車反彈速度變化不大。

表5　主要試驗結果

不同能量U-bolt變形量如圖15所示，基本上呈線性分布。

圖15　不同能量U-bolt變形量

表6為防甩裝置吸收能量情況，隨著沖擊能量的增加，U-bolt吸收能量的比例基本不變。

表6　能量數據

3　結論

（1）驗證了U-bolt在特定沖擊能量（70 000 J）下的安全性，獲取了典型的加速度、速度和位移時程曲線，同時得到了U-bolt的最大沖擊力和變形量，有助于防甩裝置的設計及優化。

（2） U-bolt動態沖擊過程分為4個階段：形狀變形、彈性變形、塑性變形和回彈變形階段，其中吸能過程主要發生在塑性變形階段。

（3）隨著沖擊能量的提升，臺車加速度峰值依次出現，U-bolt頂端變形量依次增加，吸能比例基本不變。

［1］ 余同希，華云龍．核電站中管道破裂后的甩動及其防護［J］．壓力容器，1986（1）：70-76.

［2］ 王春霖，佘靖策，褚金華．基于LS-DYNA的主蒸汽管道甩動仿真分析［J］．核動力工程，2011，32：93-97.

［3］ 孫嘉麟．核電站主管道-限制件系統甩擊過程的數值模擬與簡化分析［D］．哈爾濱：哈爾濱工業大學，2014.

［4］ 丁凱，李崗，梁兵兵．核電站高能管道斷裂防甩分析方法研究［J］．核動力工程，2011，32（增刊1）：13-17.

［5］ Kurihare R，Ueda S，IsoZaki T，et al. Experimental studies of 4-inch pipe whip test under BWR loca conditions［J］．Nuclear Engineering and Design，1983，76（1）：23-33.

Experimental Study on Energy Absorption Characteristics of Anti-whip Device in Nuclear Power Plant

WANG Chunlin，WANG Li shuai，LIU Chengyi

（State Key Laboratory of Nuclear Power Safety Monitoring Technology and Equipment，Shenzhen of Guangdong Prov.518026，China）

In order to reduce the consequences of the rupture of high-energy pipes in nuclear power plants，it is usually necessary to set up anti-dumping devices to absorb swinging energy and minimize possible damage，and the energy absorption characteristics of anti-dumping devices need to be studied. The dynamic impact test of the anti-dumping device of nuclear power plant is carried out by using the automobile collision test-bed for the first time in China. This paper introduces the test equipment and test process in detail，and verifies the energy absorption characteristics of the anti-dumping device under specific impact energy. The typical time history curves of acceleration，velocity and displacement，the maximum impact force and deformation of U-bolt，and the effects of different impact energy on energy absorption characteristics are obtained. the dynamic impact test is helpful to the design and optimization of anti-dumping device and effectively reduce the consequences of pipeline rupture.

Anti-Whip Device；Energy absorption characteristics；Dynamic impact test

TL48

A

0258-0918（2021）05-0941-07

2021-01-11

王春霖（1984—），男，山東青島人，高級工程師，碩士，現主要從事核電廠管道布置設計、力學分析工作