托卡马克装置气体注入管线的结构分析与优化.pdf

June2023NuclearFusiPlasmaPhysics2023年6 月Vol.43,No.2第43卷第2 期子体物理核聚变与等离文章编号：0 2 54-6 0 8 6(2 0 2 3)0 2-0 18 5-0 6D0I:10.16568/j.0254-6086.202302011托卡马克装置气体注入管线的结构分析与优化杨印，江涛，夏志伟(核工业西南物理研究院，成都6 10 0 41)摘要：为满足ITER相关设计准则，采用有限元分析方法，以ITER装置单个端口气体注入管线为例，对注入管线开展线弹性应力分析并进行了设计优化。分析结果表明原管线柔性未得到有效限制，在较大形变处增设支撑是必要的。优化后的分析结果显示注入管线在限制柔性的同时管线中的应力值满足设计规范的评判标准，没有出现塑性塌陷、局部失效和棘轮效应，而且支撑等部件的支反力减小33%。验证了优化方案的可行性，最终管线结构的可靠性和安全性得到了明显的改进。关键词：托卡马克；气体注入系统；有限元方法；结构优化中图分类号：TL62+4文献标志码：A1引言气体注入是托卡马克装置运行的基础和必要条件，在ITER装置上气体注入系统负责将所需的氢同位素气体、氮气和杂质气体从氙工厂输送到真空室、弹丸注入系统或中性束系统。其气体注入管线起始于气体阀门箱，终止于真空室内，承担输送气体的作用。气体注入管线为涉核部件，需要保证其在压力、热、地震、冷却剂损失事故(LOCA)等严苛条件下的结构完整性和安全性。以ITER装置为例，其气体注入管线数量众多并且长度大多在2 0 m以上，在设计阶段进行实体管线结构应力测试会受到成本、设备和场地的限制，多通过数值仿真的方法来验证设计的结构完整性。目前已有结果表明，使用壳单元有限元模型与实验测试结果仅相差3.14%2，因而采用壳单元有限元分析方法可以作为设计阶段分析验证的主要方法。本文采用壳单元有限元分析方法，包括静态管线弹性分析、模态分析和响应谱分析方法(单点响应谱分析结合均方根谱响应合并方法)，对装置上端口单个窗口注入管线进行了分析，通过分析得到注入管线在装置正常运行、烘烤、各类地震(SL-1、S M H V和SL-2)、LO CA 等载荷组合下的当量应力和管线形变；再根据ASME应力校核标准对管线失效行为进行结构完整性和安全性的判定，并提出优化和改进方案。分析中还得到与管线相连附件如支撑、安全阀等的支反力，可以作为这些附件后续的结构设计输入。2计算模型描述2.1有限元分析模型在真空室外的注入管线有限元分析模型如图1所示。该管线长约2 50 0 0 mm，材质为316 L不锈钢，外直径为13.7 mm、内直径为10 mm、壁厚为1.85mm。该注入管线自引出(此处气体阀门箱未显示)，终止于右侧的穿透端口，沿线布置两个安全阀(、)、7 个管线支撑(、6)、），并在位置穿透生物屏蔽层墙体。2.2边界条件和单元划分典型的位移载荷条件下的边界条件设置如图2所示。整套管线处于图2 中A所示的重力场中，阀收稿日期：2 0 2 1-0 4-13；修订日期：2 0 2 3-0 2-2 3作者简介：杨印(1995-)，男，四川巴中人，硕士研究生，从事聚变工程设计。186第43卷核聚变与等离子体物理门箱壳体(图2 中C)和生物屏蔽墙穿透(图2 中J)为固定结构采用固定约束，管线支撑(图2 中D、F、G、H、J、K、L)为固定支撑点，号安全阀(图2中E)固定其支架背面，强制位移施加在号安全阀上(图2 中M)，压强施加在管道表面(图2 中B)。63523803700300565300300870066573010680224012004803801131012001800480图1注入线有限元分析模型图中数字单位为mm。I:DW+P+DSL-2)Static StructuralTime:1.31/19/212:40FMAStandardEathGraviy.9806.6mm/sBPressure:0.1MPaFixedSupport-GVBshellFixed Support 2-support2FixedSupport3-safetyvalve3Fixed Support 4-suppot4FixedSupport 5-support5FivedSupportB-supporteFixedSupport 7-feedthroughFixedSupport8-support8Fixed Support9-support9FixedSupport10-support10Displacement-safetyvalve11图2边界条件和载荷M-SL-2强制位移。单元设置和接触设置：注入管线采用shell181单元，支撑、安全阀和阀门箱壳采用solid187实体单元，使用3mm尺寸划分网格，整个模型包含6 0万单元，7 4万节点。气体阀门箱(GVB)、两个安全阀位置绑定注入管线，使用绑定接触；墙体穿透(图2中J)使用保守的绑定接触；固定支撑与管线之间存在滑动摩擦，设定摩擦系数为0.3。2.3载荷组合根据ITER奉载荷文档4，载荷组合根据该事件发生的频率来进行分类，I-IV类载荷分别对应：运行载荷、可能性载荷、不可能性载荷、极不可能性载荷。针对不同类别的载荷组合，也制定了对应的应力判定等级5,I、I I 类载荷对应A级应力判定标准，II和IV类载荷分别对应C和D级应力判定标准。注入管线的载荷组合6 列于表1中。表1中DW为重力；T为该类工况下的环境温度;P为管线所承受的压强;Baking代表烘烤;SL-1、SMHV、S L-2 为ITER依据地震强度所划定的地震187杨印等：托卡马克装置洁构分析与优化第2 期等级；在“载荷组合”列中D为真空室延伸段在各类运行状态下加载到号安全阀上的强制位移。各种载荷组合下的数据输入列于表2 中。本文涉及到的所有数据均采用托卡马克全局坐标系，强制位移数据由托卡马克全局柱坐标系转换到分析模型的笛卡尔坐标系；SL-1、S M HV的强度分别为SL-2的1/3、0.7 3倍，SL-2各方向地震反应谱7 如图3所示。表1注注入线载荷组合判定载荷组合类别说明等级DW+P+T1A正常运行DW+P+T+DBakingA烘烤DW+P+T+SL-1+DsL-1ASL-1地震DW+P+T+SMHV+DsMHVIICSMHV地震DW+P+T+LOCAIIIIICI级失水事故DW+P+T+SL-2+DsL-2IVDSL-2地震表2各种载荷组合下的数据输入载荷组合T/P/MPaD/mm地震DW+P+T200.1无无DW+P+T+DBaking200.1-29.359，,18.2 53,52.48无DW+P+T+SL-1+DsL-1200.1-31.853,20.732,550.33SL-2DW+P+T+SMHV+DsMHV200.1-34.865,23.725,58.050.73SL-2DW+P+T+LOCAII1450.16无无DW+P+T+SL-2+DsL-2200.136.9,25.75,60.11SL-23025X方向一-Y方向2-5./率(120Z方向151000102030频率/Hz图3SL-2地震各方向反应谱2.4判定标准管线结构应力分析中考虑的主要失效模式有：塑性塌陷、局部失效、棘轮和疲劳。按照ITER的设计要求，注入管线各类工况下的循环次数不超过300次，316 L不锈钢的最低抗拉强度小于552 MPa，可以免除疲劳分析8。对于余下的几种失效模式，其判定标准8 为：i.防止塑性塌陷。总体一次薄膜应力(Pm)，局部一次薄膜应力(PL)，一次弯曲应力(Pb)应满足：PmS,P1.5S,P+P,1.5S。i.防止局部失效。一次薄膜加上弯曲应力的各个主应力之和：,+O,+0,4S。ii.防止棘轮。沿厚度方向一次应力(PL+Pb)与二次应力(Q)应满足：(P+P+Q)3S对于弹性分析，有：(P +P,+Q)=m a x(P +P,+Q)因而使用PL+Pb+Q3S判定棘轮效应。对于不同判定等级的工况，316 L不锈钢的许用应力S为：A:SA=115MPa;C:Sc=1.2SA=138MPa;D:Sp=2SA=230MPa。3结构分析3.1初步分析根据当量应力的分类，将每一类工况拆分进行有限元分析，求解对应的各类应力再求和，分别除以2.4节中对应的应力判定值，得到百分比数值。同时给出除强制位移以外所有区域的最大位移DMAX。结果汇总列于表3中。表3结果显示，总体一次薄膜应力Pm在SMHV地震发生时达到C类许用应力(Sc)的7 6%，一次应力即总体一次薄膜应力与一次弯曲应力之和PL+188第43 卷核聚变与等离子体物理Pp在SMHV地震发生时达到1.5倍C类许用应力(1.5Sc)的6 1%，其余载荷组合下均低于上述比值，说明没有出现塑性塌陷；防止局部失效的三主应力之和o1+02+3在SMHV地震发生时达到4倍C类许用应力(4Sc)的57%，说明没有出现局部失效；一次与二次应力之和PL+P+Q在SL-1地震发生时达到3倍A类许用应力(3SA)的55%，其余载荷组合下均低于55%，说明没有出现棘轮效应另外，结果表明各类载荷组合下的管线形变量过大，在SL-2地震发生时最大达7 1mm(如表3所示)，自重载荷下达2 2 mm(如图4所示)。因此，管线结构优化的重点应放在限制管线的形变上，同时要关注对气体阀门箱壳、管线支撑和安全阀的支反力表现。表3初步分析结果汇总Po1%PtR/%P+P+9.+0,+0;/%类别载荷组合DMAx/mm1%S1.5S3S4SDW+T+P2241.7433.04一17.61DW+T+P+DBaking3641.7433.0450.1435.43DW+SL-1+T+P+DsL-14760.8748.1154.4950.00DW+P+T+SMHV+DsMHV6175.3660.8749.7656.52IIDW+P+T+LOCAIII2735.7827.5413.5313.22IVDW+P+T+SL-2+DsL-27153.9143.7731.6039.897275H011/V20.341PM11422.715M2019117.6671001514412:622100367.57185047925239图4自重载荷下的注入管线形变云图a-图1中号支撑与号安全阀之间；b图1中号和号支撑之间。3.2优化分析根据计算结果，较大形变始终发生在图4所示红色圆圈标记出的两个较大形变位置。优化方案是增加支撑限制管线位移能力，支撑位置选在较大形变位置附近，同时考虑留有一定的形变空间以抵消二次应力，保证限制管线位移的同时不增加二次应力危害，如图5所示。选择在靠近阀门箱端引出的水平段中点左侧415mm增加一个支撑(图5补充支撑1)以及在距号支撑2 2 53mm的水平段(图5补充支撑2)增加一个支撑。补充支撑1补充支撑2布图5新增支撑位置示意图根据前文有限元模型构建方法重建优化后注入管线分析模型，重复分析过程，结果列于表4中。189第2 期杨印等：托卡马克装置管线的结构分析与优化表4注入线优化效果表类别载荷组合DMAx/mmP+P1%P+PR,+01%9.+o,+/%S1.5S3S4SDW+T+P6(173%)*26.09(1 16%)20.87(112%)11.52(16%)1DW+T+P+DBaking12(166%)26.09(116%)20.87(112%)54.33(14%)38.04(13%)IIDW+SL-1+T+P+DsL-113(172%)33.05(128%)27.83(120%)57.39(13%)44.62(15%)1IIDW+P+T+SMHV+DsMHV15(175%)34.06(141%)29.95(131%)52.17(3%)45.47(111%)DW+P+T+LOCAIII9(167%)21.74(114%)17.39(110%)9.66(14%)11.05(12%)IVDW+P+T+SL-2+DsL-215(179%)23.04(131%)20.57(123%)33.04(2%)30.33(110%)*括号中的数字表示表4中的数值相对于表3中值的增幅或降幅。分析表4的形变和当量应力数据显示：i注入管线柔性(形变)得到限制，位移大幅减小。任意载荷组合下强制位移端以外区域管线形变和位移DMAx被限制在15mm以内，最大减小7 9%，平均减小7 2%;i任意载荷组合下不会出现塑性塌陷或局部失效。总体一次薄膜应力Pm最大不超过34%S，平均减小2 4%；一次应力PL+P最大不超过30%1.5S，平均减小18%；三主应力之和在烘烤条件下增加3%，在其他情形下平均减小8%，均控制在45%4S以下;ii优化后注入管线保留的柔性足以抵御二次应力。一次加二次应力PL+Pb+Q限制在58%3S以下，不会出现棘轮效应；平均增加3%，说明增加约束的同时仅引入小量的二次应力增加。管道结构分析另一个目标是输出对支撑、连接部件(气体阀门箱壳、安全阀、穿透等)的支反力，作为这些部件的设计输入。优化模型各个节点输出支反力结果列于表5中。表5优化后支反力输出表位置DWD(SL-1)D(SMHV)D(SL-2)SL1SMHVSL2LOCA315.0(-56%)5.0(56%)5.0(56%)5.0(56%)5.5(26%)12.1(26%)16.6(26%)3.9(86%)21.3(80%)1.3(80%)1.3(80%)1.3(-80%)1.9(-73%)4.2(-73%)5.7(-73%)8.0(6%)补充115.615.615.615.62.04.46.09.8314.1(-37%)14.1(-37%)14.1(-37%)14.1(-37%)1.4(78%)3.1(-78%)4.2(-78%)20.5(24%)46.8(44%)6.8(45%)6.8(45%)6.8(45%)0.6(-16%)1.3(-18%)1.7(-16%)3.5(66%)53.5(-27%)3.5(-27%)3.5(-27%)3.5(-27%)0.4(31%)0.9(26%)1.3(34%)19.4(8%)614(1%)14(1%)14(1%)14(1%)0.4(8%)0.9(-1%)1.2(1%)19.5(0.3%)77.6(-12%)7.6(-12%)7.7(-13%)7.7(-13%)1.2(0.8%)2.7(7%)3.7(0.5%)13.3(-1%)87.9(-7%)7.9(-8%)8.0(-8%)8.0(-8%)1.1(-8%)2.3(-1%)3.2(-8%)18.1(1%)12.5(-51%)9.4(-69%)9.3(-70%)9.2(-70%)2.1(75%)4.6(75%)6.2(-75%)12.0(56%)补充211.921.822.422.81.53.34.516.31010.7(51%)96.1(1%)106.0(1%)112.8(-1%)2.4(80%)5.2(80%)7.2(-80%)8.0(-57%)1137.7(12%)129.0(3%)138.7(3%)145.3(3%)6.1(33%)13.4(31%)18.3(33%)60.7(11%)注：支反力单位为牛，括号内数据=(优化后支反力-优化前支反力)/优化前支反力10 0%。从表5中可以看出优化后管线对支撑等部件的支反力大幅减小，平均减小33%，但是号安全阀节点支反力在各类载荷组合下均有小幅上升，平均增加16%，因为号安全阀是真空室延伸段强制位移的施加点，优化后管线整体柔性(形变)得到限制的情况下，强制位移量不会随着管线优化而变动，其受力反而会随着强制位移区域以外整体位移减小而增加。190第43卷核聚变与等离子体物理分析表5中重力载荷和强制位移载荷支反力数据，发现远离强制位移点的前8 个支撑(到)和安全阀所受到的支反力没有随着强制位移量的变化而变化，说明在仅考虑远端位移(DsL-1、D s M HV、DsL-2)的载荷下，远离强制位移点的管线区域只受到重力(DW)的影响。这一规律在优化前后保持不变，可以补充说明有限元模型是合理的。4结论本文使用有限元软件ANSYSworkbench对气体注入系统注入管线进行结构分析。可以得出以下结论：(1）初步分析结果。各项当量应力组合皆在其对应判定标准的7 6%以下，但是在各类载荷组合下，在SL-2级地震发生时可达7 1mm，在自重载荷下达到2 2 mm,说明原有设计方案中管线柔性(形变)没有得到有效限制，需要进行优化设计。(2）优化方案和分析结果。优化方案是在考虑留有一定的形变空间以抵消二次应力的前提下，在形变最大的两处附近设置支撑。优化后的注入管线结构分析结果表明，最大形变减小到6 15mm，平均减小7 2%，一次应力、三主应力和都减小到相应应力判定标准的45%以下，优化后注入管线二次应力仅增加3%，不超过相应应力判定标准的58%，没有出现塑性变形、局部失效和棘轮效应。(3）优化前后支反力输出对比。除强制位移施加点(图1中号)安全阀支反力小幅增加(16%)外，其余位置支反力平均减小33%。综合当量应力、管线柔性及管线附件支反力优化前后的对比数据，结果显示气体注入系统注入管线在采用优化方案后，其总体结构完整性和安全性取得了明显的提高。参考文献：1 Maruyama S.SRD-18-GI(Gas Injection)from DOORSR.ITER_D_2AC9FQ,2011.2 姬贺炯，白长青，韩省亮.管单元和壳单元管道系统动力有限元模型的对比分析W.https:/ 徐宝东，齐福海化工管路设计手册M北京：化学工业出版社,2 0 10.8 0 0-8 0 1.4 SannazzaroG.LoadSpecifications(LS)R.ITER_D_222QGL,2017.5 Sannazzaro G.Allowable values and limits in servicelevel C and D for ITER mechanical components R.ITER_D_3GS3YJ,2017.6Pan Y.System load specification for ITER GIS RITER_D_3C9YUS,2018.7Zhang X.Design seismic floor response spectra in thetokamak complex R.ITER_D_SVBRJZ,2016.8 ASME Boiler and Pressure Vessel Code.Rules forconstruction of pressure vessels:Division 2S.American Society of Mechanical Engineers,2010.Structure analysis and optimization of gas innjection pipeline in tokamakYANG Yin,JIANG Tao,XIA Zhi-wei(Southwestern Institute of Physics,Chengdu 610041)Abstract:Based on the finite element analysis method,in order to meet the relevant design criteria of ITER,the optimization design of the injection pipeline is carried out as an attempt for ITER gas injection system.Theanalysis results show that the pipeline flexibility is not effectively limited.Setting additional supports are neededon these positions with large deformation.The structure of the injection pipeline is optimized,and the analysisresults show that there is no significant increase of secondary stresses while limiting the pipeline flexibility,andthere is no plastic collapse,local failure and ratcheting.Meanwhile,the reaction force of pipeline is reduced by33%on the auxiliary support.The structure optimization scheme is verified,and the reliability and safety ofpipeline structure are improved.Key words:Tokamak;Gas injection system;Finite element method;Structure optimization