T型三通管道冷热流体混合作用下循环热疲劳评估方法.pdf

压 力 容 器第 41 卷第 2 期2024 年 2 月 43 收稿日期：2023-12-03 修稿日期：2024-01-31doi：10 3969/j issn 1001-4837 2024 02 006设 计 计 算T 型三通管道冷热流体混合作用下 循环热疲劳评估方法王明毓1，刘 锐2，李春锦3（1.通用核能国际有限公司，英国伦敦 SW1Y4PE；2.生态环境部核与辐射安全中心，北京 102442；3.深圳中广核工程设计有限公司，广东深圳 518172）摘 要：针对核电站中常见的用于冷热流体混合的 T 型三通管道，以往的研究多侧重混合流体的特性和温度分布预测，提出简化的热疲劳评估方法，分析了 JSME 导则的热疲劳评估方法的优缺点，并通过试验研究归纳流体混合特性。试验表明，随着动量比的增加，混合流体的温度波动强度同步增大，最大的无量纲方根温差为0.26；混合流体的温差大小对于温度波动强度的影响十分有限，仅为5%。试验同时表明，混合流体在0.052Hz 区间并没有典型的主导频率。基于以上结果，得到并提出了一种评估方法，将 T 型管道简化为轴对称管道模型，并将载荷简化为一系列正弦温度波动载荷，波动温差为名义温差的75%。经过对某核电站 RHR 系统检测中出现裂纹的 T 型管道开展分析，该部件在温差大于150冷热流体混合作用下的累计运行时间约为726h，常见的压水堆核电站 RHR 系统运行规程规定的有效运行时间为450h，其可以较好地管控疲劳风险；JSME 方法分析预估疲劳寿命为1190h，对本案例不是足够保守；使用本分析方法预估的疲劳寿命为587h，可以更好地预测本案例的疲劳寿命，进而有效识别热疲劳风险和指导运行和维修。关键词：T 型管道；冷热流体混合；循环热疲劳；JSME 导则中图分类号：TH49；TQ050.3；TG113.25 文献标志码：A An assessment method of thermal cycling induced fatigue of T-shaped junctions under combined action of hot and cold fluidWANGMingyu1，LIURui2，LIChunjin3（1.GeneralNuclearInternationalLimited，LondonSW1Y4PE，UK；2.NuclearandRadiationSafetyCenteroftheMinistryofEcologyandEnvironment，Beijing 102442，China；3.ChinaNuclearPowerDesignCo.，Ltd.，Shenzhen 518172，China）Abstract：WithregardstoT-shapedjunctionscommonlyusedformixinghotandcoldfluidinnuclearpowerstations，thepreviousstudiesmostlyfocusedontheflowcharacteristicsandtemperaturedistributionoffluidmixture Asimplifiedassessmentmethodforthermalfatiguewasraisedherein TheadvantagesanddisadvantagesoftheJSMEguidelineforthermalfatigueassessmentwereanalyzed Furthermore，themixingcharacteristicsofthefluidweresummarizedthroughthelaboratorytests Thetestsshowthattemperaturefluctuationstrengthincreaseswiththeincreaseofmomentumratio，themaximumnormalizedRMStemperaturedifferenceis0 26；Thetemperaturedifferencebetweenholdandcoldfluidhaslimitedinfluenceontemperaturefluctuationstrength，whichisonly5%Meanwhile，thetestsshowthatthereisnotypicaldominantfrequencyforthemixedfluidintherangeof0 052Hz Basedontheaboveresults，asimplifiedassessmentmethodwasobtainedandproposedtosimplifyT-shapedjunctionastheaxialsymmetricpipemodel，andsimplifyaseriesofsinusoidalthermalloads，thefluctuatingtemperaturedifferencewasdefinedas75%ofthenominaltemperaturedifference TheteejunctionwithcracksfoundintheinspectionofRHRsystemofaPWRnuclearstationwasanalyzed Theaccumulativerunningtimeofthiscomponentwasevaluatedtobeabout726hunderthecombinedactionofthehotandcoldfluidwiththetemperaturedifferenceofmorethan150，whereasthecorrespondingeffectiveoperationtimeis450hstipulatedinthecommonRHRsystemoperationguideline，soitsfatigueriskcanbewellcontrolled；The44PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024fatiguelifeaccordingtoJSMEguidelinewas1190h，whichisnotconservativeenoughforthiscase；Thefatiguelifeestimatedbythemethodofthisstudywas587h，whichcanbetterpredictthefatiguelifeinthiscase，andfurthereffectivelyidentifythermalfatigueriskandguideoperationandoverhaulKey words：T-shapesjunction；coldandhotfluidmixing；thermalcyclinginducedfatigue；JSMEguidance0 引言T 型管道是核电站设计中最常见的部件形式之一，用于流体的交汇或分流。当两种不同温度的流体在其中混合时，便会发生热波动现象，导致管壁产生循环热应力，诱发管道裂纹，造成管道的热疲劳失效，引发事故。早在1998年法国 Civaux核电厂1号机组就发生了泄漏事故，事故发生在余热排出系统（ResidualHeatRemoval，RHR）的T 型接头管道附近，流体在此处交汇，管道运行1500h 后在 T 型接头后的肘部形成了贯穿裂缝和大量纵向裂缝1。截止到2007年，经合组织国家能源局管道故障数据交流项目（OPDE）记录了60余起非贯穿壁裂缝和泄漏等多起安全事故，其中热疲劳造成的材料失效被认为是罪魁祸首2。在20132015年期间，美国核电站热疲劳导致的核安全事故的发生频率从每10年不到2次增加到每年5次，且发生的位置也位于主管和支管各个连接处3。疲劳裂纹的发展涉及到“疲劳裂纹萌生”和“疲劳裂纹扩展”两个阶段，对于管道流体搅混热疲劳裂纹的萌生预测问题，越来越多的机构和学者开展了相关研究。本文所提及的疲劳寿命均为疲劳裂纹萌生的预期寿命。欧洲委员会在法国牵头下进行了 T 型管道连接热疲劳评估的 THERFAT 项目4，该计划聚集了7个国家的16个组织来研究核电站运行系统中的 T 型管道冷热搅混现象。此外，欧洲管道结构热疲劳 NESC 项目5重点研究轻水反应堆系统中 T 型管道处的流体搅混现象。国家原子能机构支持瑞典 Alvkarleb 的 Vattenfall 实验室，对T 型管道开展了 CFD 模拟基准测试项目6。此外，对于 T 型管道流体混合形态的数值模拟也有了非常大的进步，例如雷诺平均 RANS 模型7，大涡模拟 LES8-14，这些研究主要集中在探讨如何预测流体形态，增加管部件改善流体搅混温度波动15-16，缺少对于核电冷热流体搅混引起的金属热疲劳裂纹萌生时间评估方法的探讨。对于管道流体搅混热疲劳裂纹的萌生预测问题，以往的试验和数值模拟研究都是针对已经建造完成的管道，依赖完整的设计和运行参数开展分析和优化改造，不适用于在电站初始设计阶段应用。本文提出一套简洁有效的评估方法，在项目设计之初确保设计裕量，识别疲劳风险。1 JSME 设计规范简介实际的工程经验表明，由于 T 型管道内流体流动状态不同，出现热疲劳裂纹的位置也不同，焊缝处、主管下游或支管段均可能出现裂纹。考虑到电站中有大量的 T 型管道，为评估管道局部温度分布情况，对每一个 T 型管道都进行详细的流体模拟显然是不经济的。目前，国内核电设计引用的主要规范 ASME2007Boiler and Pressure Vessel Code和RCC-M2002Design Rules for Class 1 Equipment 都未涉及冷热流体混合区域的温度波动造成的热疲劳的评估办法，直接对该问题提出指导的导则是日本的 JSME2003Guideline for Evaluation of High-Cycle Thermal Fatigue of a Pipe，其使用如下公式对核电部件的设计进行指导：=FET1（1）式中，为热应力，MPa；F 为衰减系数，包含湍流扩散温度衰减max和结构响应衰减*max；E 为弹性模量，MPa；为泊松比；T 为名义温度差，T=Th-Tc（Th为热流体温度，；Tc为冷流体温度，）。该方法避免了对部件进行复杂的建模，可以对部件距离流体交会点不同长度的位置进行评估，尽管如此，其在评估部件循环热疲劳寿命时的缺点也非常明显，这是由于它需要通过试验获知某种特定流体混合在单位时间内的温度波动分布信息，如图1所示（图中，L 为分析位置距离流体交汇点的长度；Dm为管道主管内径），进而通过Miner 准则进行累加，推算出材料的疲劳累计使用系数。45王明毓，等：T 型三通管道冷热流体混合作用下循环热疲劳评估方法 UFNNtks kk=()()书书书（2）式中，UF 为疲劳累积系数；Ns（k）为每秒某个温度波动 k 的次数，次；N（k）为根据推算出的疲劳需用次数，次；t 为时间，s。图1 单位时间内温度波动分布示例Fig.1 Anexampleoftemperaturefluctuationdistributioninunittime2 简化评估方法本文在 JSME2003的思路基础上，制定一套更加适用于电站初步设计的循环热疲劳评估方法，确保设计裕量并指导在役检查。对于 JSME2003中两个流体参数湍流扩散温度衰减系数max和单位时间内温度波动次数Ns（k），在电站设计之初难以获得，需要通过试验测得。从流体角度考虑，两者具有高度相关性，可以通过合适的设置，将两者合并简化归结为无量纲均方温度。另外，对于 JSME2003中一项重要参数结构响应衰减*max，其与部件的结构特征相关，是结构设计的高敏感参数。根据 FUKUSHIMA等17的分析和试验结果，温度波动的频率主要分布在0.00048.3Hz 之间，如图2所示。图2 热应力与温度波动频率关系Fig.2 Relationshipbetweenthermalstressandtemperaturefluctuationfrequencies由于热应力的大小受到局部流体涡流频率的影响非常大，过高频率的温度波动下，管道由于流体换热的滞后性无法完成冷热循环；反之，过低频率的温度波动下，管道温度变化过程缓慢，不足以产生具有损伤性的温差应力。本评估方法通过查找不同的频率下温度波动T对结构应力的影响，进而查找出敏感频率来推算疲劳寿命。3 冷热混流实验装置为了获得冷热混流的基本流体和温度特性，本课题组委托山东大学通过 T 型管道实验平台进行研究18，流体特征结果作为本文探讨部件机械设计方法的输入。T 型管的核心部件是由亚克力材料制成的可视化试验段，试验段包括主管段和支管段，入射角为90，主管内直径 Dm为80mm，支管内直径60mm。T 型管以主支管中心轴交点作为基准点，主管段上游长度0.3m，下游长度0.12m；支管段上游长度0.2m。核心部件通过法兰与同尺寸的不锈钢管道、泵和水箱进行连接。试验所用流体为去离子水，并在主管使用染色剂着色，以观察冷热搅混流型、掺混长度等18。在1D，2D，4D，5D，7D，9D，11D，13D，15D 共9个轴向位置设置轴向测点（如图3所示），分别对应轴向测点位置19。周向测点以主管流动方向管道为截面基准，管道最上方为测点 l，并以此沿管道周向逆时针45为一个间隔，均匀设置8个周向测点，记为 l8（见图3）。温度测点通孔直径为2mm，温度传感器探头的内壁面插入深度固定为2mm。图3 T 型管道实验装置示意Fig.3 SchematicdiagramofthetestdeviceforT-junction实验装置水平主管温度21.5，支管温度为49.5，71.5，对主管和支管之间的动量比 Mr从0.1514.4进行了多组试验。试验观察到了HOSSEINI 等16提到的典型搅混形态，包括壁面射流、偏转射流和冲击射流。根据试验数据绘制的某组试验的温度云图如图4所示。46PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024（a）管道剖面（b）管道截面图4 某试验状态下流体温度云图Fig.4 Temperaturecloudfigureofthefluidatateststate4 测试数据及结果分析为了能够更加方便和统一化地描述各个工况下的温度均值和热波动幅度大小，对试验的温度数据采用了无量纲化的处理方式，具体内容如下。各个测量点位置的温度处理为无量纲化参数 Ti*：TTTTTiichc*=（3）式中，Ti为测点瞬时温度。定义无量纲时均温度：TNTNimean*=11书书书（4）式中，N 为温度测量点数据量。定义无量纲均方根温度，用以表征温度的波动程度：TNTTrmsNi*=()112mean书书书（5）根据不同试验工况下的最大无量纲均方根温度 T*rms值，可以得到不同温差下搅混过程温度波动随动量比 Mr的变化，如图5所示。随着动量比的增加，温度波动强度会更剧烈。同时也可以发现，在较大温差条件下的温度波动强度比较小温差条件下稍大，但是在每组对比工况下的相对增幅不超过5，温差作用对于温度波动强度的影响十分有限。图5 不同温差下温度波动随动量比的变化Fig.5 Changeoftemperaturefluctuationwithmomentumratiounderdifferenttemperaturedifferences不同温差条件下温度波动强度最大点处的功率谱密度分布趋势和大小基本相同，且其峰值处频率差别变小，位于0.20.6Hz 之间。图6示出位置为动量比0.43下截面1位置7的功率谱密度与频率的关系。可以看出，在频率为0.052Hz 之间并没有典型的主导频率，可以说搅混涡流在该频域内是一个随机过程。图6 功率谱密度 PSD 随频率 f 变化Fig.6 ChangeofpowerspectraldensityPSDwithfrequencyf5 热循环载荷简化为了将以上试验结果应用于设计过程，本文提出如下假设和设计简化。（1）将随机波动载荷简化为一定频域范围内的一系列正弦波载荷，频域限定在为对管道循环热疲劳敏感区域进行研究，基于试验结果，频域范围选取为0.012Hz。（2）基于试验结果，无量纲均方温度最大值为0.26，同时结合郭志军12的研究，在本试验无法覆盖的情况下，数值模拟的均方温度可以达到0.34，本文保守选取无量纲均方温度为0.375，也就是将正弦波的幅值选取为名义温差 T的75%。47王明毓，等：T 型三通管道冷热流体混合作用下循环热疲劳评估方法基于以上假设，正弦温度波动函数如下：Ttk TftTf()=()+sin 2mean（6）式中，Tf（t）为随时间变化的温度，；k 为温度波动缩减系数，这里保守地选取无量纲均方温度值，k=0.375；f 为正弦波频率，Hz；t 为时间，s；Tmean为名义平均温度，Tmean=0.5（ThTc）。（3）简化流体搅混的复杂三维几何特征，把热循环载荷简化为轴对称载荷作用于等尺寸的主道和支管。在热应力评估时，按照 RCC-M2002规范 B3650章节提及的简化弹塑性方法进行计算。6 应用案例和对比分析本文对某压水堆核电站 RHR 系统的冷热流体混合的 T 型管道进行分析，部件的材料为304不锈钢；主管和支管外径均为206mm，壁厚均为6.35mm。该电站在19802013年期间，管道温度差最大为150；在2014年10月，电站检修中发现 T 型管道多处位置出现裂纹。本文对该部件建模，将其简化为轴对称管道模型（见图7），分析管道壁厚方向的温度变化和主管与支管之间的温差应力。图7 T 型管道模型和载荷Fig.7 T-junctionmodelandload为了计算出管道温度随流体的变化，热传导系数需通过Dittus-Boelter方程得到（见式（7），并施加到管道内表面，通常情况下管道的外表面有保温层，设定为绝热。本计算对象的流量为：主管0.122m3/s、支管0.031m3/s，压力为3.6MPa。NRePru=0 0230 80 4.（7）式中，Nu，Re，Pr 为努赛尔数、雷诺数、普朗特数。基于 RCC-M2002中 ZE300篇，可以通过管道壁厚方向的温度梯度推导出总应力 Sp，进而通过式（8）（9）得到修正后的交变应力。SK Saltep=12（8）SE E Saltcalt/=（9）式中，Salt，Salt为交变应力强度和弹性模量修正后的交变应力强度，MPa；Ke为弹塑性修正系数；Sp为总应力，MPa；Ec，E 为应力计算中的弹性模量和疲劳曲线的弹性模量，MPa。本计算中的疲劳曲线基于 ASME2007规范，其持久极限为93.7MPa，对应的疲劳循环次数达到了1011次。通过计算可以看出，本案例中的 T 型管道在0.020.7Hz 频域期间交变应力幅值超过了持久极限，如图8所示。图8 不同频率 f 下的交变应力强度 SaltFig.8 ChangeofalternatingstressintensitySaltwithdifferentfrequenciesf进一步对敏感频域对应的许用次数和预期疲劳寿命进行分析，其结果如表1所示。可以看出，在频率0.13Hz 下疲劳寿命最少，为587h。表1 敏感频率下的 Salt、许用次数和疲劳寿命Tab.1 Salt，allowablecyclesandanticipatedfatiguelifeinsensitivefrequencyrange频率/HzSalt/MPa许用次数/次疲劳寿命/h0.02141.5750887070680.03161.4524840123000.05171.8318072210040.08169.571918076660.10165.362180316060.11162.642386566030.13158.482748505870.15153.773239686000.20143.454730696570.30133.127270786730.50117.2015854228810.70105.4637098111472对 RHR 系统的循环热疲劳的预防和检查，一般压水堆核电站规程通过如下公式确定有效运行时间：NNTTiieff=1503 3.书书书（10）式中，Neff为有效运行时长，h（最大为450h）；48PRESSURE VESSEL TECHNOLOGYVol.41，No.2，2024NTi为某个温差（80）下的运行时长，h；Ti为混合流体的温度差，。对于本案例，根据 RHR 系统正常运行情况，典型的150温差下每年的运行时间保守值为22h，则33年期间累计726h，可见 RHR 系统运行规程要求部件有效运行时间450h 后需要进行检测的要求能够很好地管控疲劳风险。按照 JSME2003的分析方法，最大的交变应力强度 Salt=407MPa，每年的疲劳累计系数为1.85810-2h，33年的累计系数为0.61，等效的疲劳寿命为1190h，对于本案例，JSME2003导则不是足够保守的。对比之下，本方法得到的疲劳寿命587h 与案例发现裂纹的使用预估时间726h 更为接近，能够较好地预测疲劳寿命，指导运行监测。7 结语对于核电站中常见的用于冷热流体混合的T 型三通管道，本文对 JSME2003导则的热疲劳评估方法的优缺点进行了分析，结合流体试验数据提出了一套简化分析方法，即将 T 型管道简化为轴对称管道模型，温度载荷简化为不同频率的正弦波交变载荷，波动温差为名义温差的75%，通过敏感频域内热应力强度分析，找到关键温度波动频率，由此推算出其许用的服役使用时限。本文使用该方法对某电站的失效案例进行了对比分析，预估的疲劳寿命为587h，与电站推测的该部件在温差大于150冷热流体混合作用下的累计运行时间约为726h 接近。对比压水堆核电站 RHR 系统运行规程和 JSME2003导则，进一步验证了本方法识别热疲劳风险和预估部件疲劳寿命的有效性。以往的研究多侧重在役管道的混合流体的特性分析，缺少指导管道部件设计的规范。文中的简化方法适用于电站初步设计阶段，可以对数量众多的 T 型管道进行快速地疲劳寿命评估，避免了详细建模及其流体参数设定对设计资源的过多占用。参考文献：1 FAIDYC Thermalfatigueinmixingtees：StatusandjustificationoffrenchassessmentmethodC/12thInternationalConferenceonNuclearEngineering USA：ASME，2004：197-2042 LYDELLB，RIZNICJ OPDETheinternationalpipefailuredataexchangeprojectJ NuclearEngineeringandDesign，2008，238（8）：2115-21233 MCDEVITTM，CHILDRESST，HOEHNM，etal AnalysisandimpactofrecentthermalfatigueoperatingexperienceintheUSAC/4thInternationalConferenceonFatigueofNuclearReactorComponentsSpain：NEA，20154 METZNERK-J，WILKEU EuropeanTHERFATprojectThermalfatigueevaluationofpipingsystem“Tee”-connectionsJ NuclearEngineeringandDesign，2005，235（2/4）：473-4845 DAHLBERG M，NILSSON K F，TAYLOR 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