林　磊，徐德城，宋曉鋒，楊　佳，薛　飛，王榮山

（蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004）

核電廠儀表管道振動疲勞耐久性能改進(jìn)研究

林磊，徐德城，宋曉鋒，楊佳，薛飛，王榮山

（蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004）

針對役前及初始運(yùn)行期間核電廠出現(xiàn)較多的儀表管道振動疲勞斷裂問題，設(shè)計(jì)了兩套不同規(guī)格及焊接方式的、端部帶有集中質(zhì)量的懸臂管道試驗(yàn)件。對試驗(yàn)件開展了寬帶隨機(jī)耐久試驗(yàn)，分析了試樣振動交變應(yīng)力幅、頻率響應(yīng)特征及疲勞壽命，結(jié)果表明，通過采取增大管道外徑和壁厚、改變焊接形式等措施，能夠顯著改進(jìn)結(jié)構(gòu)低頻共振、試樣振動疲勞壽命分散性較大等問題，顯著提升管道結(jié)構(gòu)的振動疲勞耐久性能。

儀表管道；振動疲勞；寬帶隨機(jī)；耐久試驗(yàn)

核電廠中有眾多的儀表管道，用于系統(tǒng)壓力、溫度或流量的監(jiān)測，這類管道通常使用不銹鋼材質(zhì)、規(guī)格多為φ14 mm×2 mm的細(xì)長管，為便于隔離，接近主管段處通常安裝一個或兩個隔離閥。由于這類管道柔度較大，在核電廠啟停機(jī)過程中處于較低的功率平臺時，大的蒸汽管道內(nèi)因蒸汽狀態(tài)不穩(wěn)定而劇烈振動，對儀表管形成根部激勵，當(dāng)根部的交變應(yīng)力幅過大時，會出現(xiàn)振動疲勞開裂現(xiàn)象。

振動疲勞是與結(jié)構(gòu)的動力學(xué)特性相關(guān)的一種疲勞形式，結(jié)構(gòu)所受動態(tài)交變載荷的頻率分布與結(jié)構(gòu)固有頻率分布具有交集或相接近，從而使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振所導(dǎo)致的疲勞破壞現(xiàn)象［1］。振動疲勞分為共振疲勞和非共振疲勞，認(rèn)為共振疲勞取決于起主要貢獻(xiàn)作用的應(yīng)變模態(tài)分布特征，而結(jié)構(gòu)所受振動的激勵頻率遠(yuǎn)離共振頻率時發(fā)生的疲勞稱為非共振疲勞［2］。在結(jié)構(gòu)振動疲勞壽命分析方面，國內(nèi)外學(xué)者也已開展了大量的研究工作，包括對結(jié)構(gòu)振動疲勞破壞判據(jù)的研究［3-4］，隨機(jī)振動疲勞S-N曲線試驗(yàn)研究［5］等。

而對于核電廠的小尺寸管道振動疲勞問題，美國已開展了較為全面的插套焊焊接接頭振動疲勞強(qiáng)度研究，提出了通過改進(jìn)焊接形式來提高接頭振動疲勞強(qiáng)度的方法［6-7］。但目前我國新建核電廠在儀表管安裝中，仍然沿用ASME標(biāo)準(zhǔn)中的要求，未采取EPRI所推薦改進(jìn)方法。

本文針對核電廠儀表管道，開展了改進(jìn)前φ14 mm×2 mm和改進(jìn)后φ28 mm×4 mm兩種規(guī)格管道的共振掃頻試驗(yàn)與隨222機(jī)耐久試驗(yàn)，從多個方面驗(yàn)證了改進(jìn)設(shè)計(jì)對于提高管道振動疲勞耐久性能的作用。

1　試驗(yàn)方法

1.1試樣及夾具設(shè)計(jì)

試樣及夾具設(shè)計(jì)為與現(xiàn)場安裝一致的形式，如圖1（a）和圖1（b）所示分別為原結(jié)構(gòu)（B組）與改進(jìn)后結(jié)構(gòu)（A組）的尺寸圖。原結(jié)構(gòu)中管座與底板、管座與管道以及管道與閥門間均為插套焊連接；改進(jìn)后結(jié)構(gòu)中管座與底板、管道與閥門間為插套焊連接，而管座與管道間采用了對接焊連接。圖2為試樣安裝圖，試樣通過螺栓連接固定到夾具上，試樣內(nèi)部沖入有色水，通過空氣壓縮機(jī)對水提供0.4 MPa的壓力，當(dāng)試樣出現(xiàn)貫穿性裂紋時，內(nèi)部的水就會在壓力作用下滴漏或噴射，從而判斷貫穿裂紋出現(xiàn)時間。

兩種規(guī)格的試樣各6個，試樣中管道、管座和閥門材料為316 L，底板材料為20 G、焊縫材料為316 L（管道—閥門焊縫、管道—管座焊縫）和309（管座—底板焊縫）。閥門質(zhì)量為2 kg。管道材料的彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，密度為7 930 kg/m3，抗拉強(qiáng)度為485 MPa，屈服強(qiáng)度為170 MPa，疲勞持久極限為114 MPa。

1.2試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在ES-20-320振動臺上進(jìn)行。首先使用PCB 086C03模態(tài)力錘，通過移動力錘敲擊的方法，對A、B兩種試樣進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)，獲得試樣前三階固有頻率。在此基礎(chǔ)上，從3個方面分析兩種試樣的振動疲勞耐久性能： 1）對兩種試樣在共振頻率附近進(jìn)行窄帶掃頻試驗(yàn)，測量試樣中管道與管座焊接接頭處的動態(tài)應(yīng)變，考驗(yàn)兩種試樣的交變應(yīng)力幅響應(yīng)特點(diǎn)。2）將每種規(guī)格試樣分為兩批，一批3個試樣，其中一批試樣安裝到振動臺上，進(jìn)行頻率帶寬為8～500 Hz、加速度功率譜密度分別為0.192 （m/s2）2/Hz、0.96 （m/s2）2/Hz和1.92 （m/s2）2/Hz的隨機(jī)振動，分析兩種試樣對不同量級隨機(jī)激勵的交變應(yīng)力幅響應(yīng)情況。3）對第一批A1～A3和B1～B3試樣開展頻率范圍10～500 Hz、加速度功率譜密度為9.6 （m/s2）2/Hz，對第二批A4～A6和B4～B6試樣開展頻率范圍10～500 Hz、加速度功率譜密度0.96 （m/s2）2/Hz的隨機(jī)耐久試驗(yàn)，分析兩種試樣的振動疲勞壽命。圖3為激勵加速度功率譜密度為0.192 （m/s2）2/Hz時的試驗(yàn)控制譜曲線。

圖1?。╝） 原結(jié)構(gòu)（B組）試樣尺寸圖Fig.1(a) Size of original structure (Group B)

圖1　（b） 改進(jìn)結(jié)構(gòu)（A組）試樣尺寸圖Fig.1(b) Size of improved structure (Group A)

動態(tài)應(yīng)變使用LMS SCM205/VB8-II應(yīng)變儀和KFG-1-120-D17-11L3M3S應(yīng)變片進(jìn)行測量。如圖3所示。

圖2　　試樣安裝示意圖Fig.2　Specimen installation

圖3　寬帶隨機(jī)試驗(yàn)控制譜（0.192(m/s2)2/Hz）Fig.3　Control spectrum of broad-band random test（0.192(m/s2)2/Hz）

試樣表面任意時刻的主應(yīng)力可由式（1）計(jì)算得到：

式中：σmax為最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力，ε0°、min和分別為0°、45°、90°的應(yīng)變。

試樣表面任意時刻的交變應(yīng)力幅由式（2）計(jì)算得到：

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1模態(tài)試驗(yàn)分析

本文中選取了A2、B2兩個試樣進(jìn)行了模態(tài)試驗(yàn)，獲得試樣的前四階固有頻率如表1所示。從表1看出，細(xì)管（試樣B2）的一階固有頻率約為粗管（試樣A2）的1/3，表明細(xì)管的結(jié)構(gòu)剛度較小，柔度較大，當(dāng)受到相同帶寬和量級的隨機(jī)激勵時，細(xì)管更易出現(xiàn)共振破壞。

2.2不同激勵量級下的寬帶隨機(jī)試驗(yàn)結(jié)果分析

在頻率帶寬為8～500 Hz，振動臺激勵的加速度功率譜密度為0.192 （m/s2）2/Hz、0.96 （m/s2）2/Hz和1.92 （m/s2）2/Hz條件下，測試得到試樣中管座與管道焊接接頭處的最大交變應(yīng)力幅，如表2所示。

由表2可以看出，在相同帶寬和激勵幅值的隨機(jī)激勵下，B組試樣的最大交變應(yīng)力幅顯著高于A組試樣；在激勵加速度0.192 （m/s2）2/Hz，B組試樣的最大交變應(yīng)力幅已超出其疲勞持久極限，而A組在激勵加速度1.92 （m/s2）2/Hz的最大交變應(yīng)力幅仍低于材料疲勞持久極限。同時，隨著激勵加速度量級的提高，試樣最大交變應(yīng)力幅也相應(yīng)提高。

圖4、圖5分別給出了A4和B4試樣在不同激勵量級下的交變應(yīng)力幅頻譜圖。圖4中的振動峰值分別為：41.99、83.01、166.02、249.02 Hz，分別為A4試樣一階固有頻率及其2倍頻、4倍頻、6倍頻。圖5中振動峰值分別為：13.09、25.39、36.91、50.98、60.54、74.41 Hz，分別對應(yīng)B4試樣的一階固有頻率及其2倍頻、3倍頻、4倍頻、5倍頻、6倍頻。

從圖4和圖5還可以看出，在較低的激勵幅值下（0.192 （m/s2）2/Hz、0.96 （m/s2）2/Hz），試樣主要以基頻的2倍頻振動，而當(dāng)激勵幅值提高到較高水平（1.92 （m/s2）2/Hz時，頻譜曲線中才出現(xiàn)了一階固有頻率的峰值，但A組試樣一階固有頻率下的振動幅值低于2倍頻的振動幅值，B組試樣一階固有頻率下的振動幅值高于2倍頻的振動幅值。因此，在相同的寬帶隨機(jī)激勵下，B組試樣更容易出現(xiàn)一階固有頻率共振，也更容易發(fā)生振動疲勞破壞。

表1　模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果Table 1　Modal test results

表2　寬帶隨機(jī)試驗(yàn)試樣最大交變應(yīng)力幅測試結(jié)果Table 2　Maximum alternating stress amplitude results of the broad-band random test

圖4　A5試樣交變應(yīng)力幅頻譜Fig.4　Alternating stress amplitude frequency spectrum of specimen A5

圖5　B4試樣交變應(yīng)力幅頻譜Fig.5　Alternating stress amplitude frequency spectrum of specimen B4

2.3固定激勵量級的寬帶隨機(jī)試驗(yàn)結(jié)果分析

表3給出了加速度功率譜密度分別為9.6 （m/s2）2/Hz和0.96 （m/s2）2/Hz的試驗(yàn)結(jié)果，第二組試驗(yàn)中A組試樣的交變應(yīng)力幅低于不銹鋼材料疲勞持久極限，未發(fā)生開裂。從表3中可以看出，在較高的加速度功率譜密度作用下，A組試樣的振動疲勞壽命約為B組的6倍；而當(dāng)激勵的加速度功率譜密度降低至原來的10倍時，A組試樣的平均疲勞壽命遠(yuǎn)大于B組試樣。

從表3中還可以看出，在相同激勵作用下，B組試樣間的交變應(yīng)力幅存在較大的差異，其振動疲勞壽命差異也很大。而A組試樣的交變應(yīng)力幅水平差異較小。這也反映出B組試樣安裝質(zhì)量方面的差異可能較大，使得各個試樣實(shí)際承載能力出現(xiàn)顯著差異。

圖6、圖7分別給出了兩種激勵量級下試樣的開裂位置。圖中0°對應(yīng)試樣截面的上部，試驗(yàn)時激勵方向即為0°和180°連線方向。從圖6和圖7中可以看出，除了第一組試驗(yàn)中A1管道和第二組試驗(yàn)中B6管道開裂位置在20°外，其他管道均在0°或其對稱位置開裂。這是因?yàn)樵谪Q直方向激勵下，試樣以90°～270°截面（中性層）為平衡位置上下擺動，在0°和180°位置所承受的正應(yīng)力最大。

表3　固定激勵量級的寬帶隨機(jī)試驗(yàn)結(jié)果Table 3　Test results of broad-band random test with specific excitation value

圖6　加速度功率譜密度9.6 (m/s2)2/Hz時試樣開裂位置Fig.6　Crack positions for excitation of 9.6 (m/s2)2/Hz

圖7　加速度功率譜密度0.96 (m/s2)2/Hz時試樣開裂位置Fig.7　Crack positions for excitation of 0.96 (m/s2)2/Hz

3　結(jié)論

本文采用寬帶隨機(jī)耐久試驗(yàn)方法來檢驗(yàn)管道結(jié)構(gòu)的振動疲勞耐久性能，通過對端部帶有集中質(zhì)量的懸臂管道振動疲勞耐久試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論：

1）通過增大管徑和壁厚，能夠提高懸臂管道的結(jié)構(gòu)剛度，提高結(jié)構(gòu)固有頻率，對于改善管道低頻高幅振動有積極作用。

2）在寬帶隨機(jī)激勵條件下，懸臂管道主要以基頻或基頻的倍頻振動。改進(jìn)前的薄壁細(xì)管道更容易被激起基頻振動，出現(xiàn)低頻高幅振動的風(fēng)險更大。

3）在相同的豎直方向?qū)拵щS機(jī)激勵條件下，懸臂管道的裂紋出現(xiàn)在管座與管道連接的焊縫上、下表面，改進(jìn)后的懸臂管道具有更長的振動疲勞壽命。

4）改進(jìn)前薄壁細(xì)管的振動疲勞壽命分散性大，一定程度上反映出管座與管道之間的插套焊連接形式其安裝質(zhì)量差異較大。而改進(jìn)后采用對接焊形式的管道，振動疲勞壽命差異較小，具有更加優(yōu)秀的振動疲勞耐久性能。

［1］ 姚起杭，姚軍. 工程結(jié)構(gòu)的振動疲勞問題［J］. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)，2006，23（1）：12-17.（YAO Qihang， YAO Jun. Vibration Fatigue Problems in Engineering Structure［J］. Journal of Applied Mechanics， 2006， 23（1）： 12-17. ）

［2］ 劉文光，陳國平，賀紅林，等. 結(jié)構(gòu)振動疲勞研究綜述［J］. 工程設(shè)計(jì)學(xué)報(bào)，2012，19（1）：1-8.（LIU Wen-guang， CHEN Guo-ping， HE Honglin， et al. Overview for the Structure Vibration Fatigue Study［J］. Journal of Engineering Design，2012， 19 （1）： 1-8. ）

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［7］ Frederick G. EPRI-1003542 Socket Weld Resolution Guideline ［R］. Vienna： IAEA，F(xiàn)ebruary 2003.

Improvement of Vibration Fatigue Durability of Instrument Pipes in Nuclear Power Plant

LIN Lei， XU De-cheng， SONG Xiao-feng， YANG Jia， XUE Fei，WANG Rong-shan
（Suzhou Nuclear Power Research Institute， Suzhou， Jiangsu Prov. 215004， China）

Many instrument pipes crack due to vibration fatigue during pre-service and initial operation in some new-built nuclear power plants. To improve the vibration fatigue durability of the instrument pipes， two group cantilever pipe specimens with concentrated mass are designed， and each group are designed with different pipe sizes and welding joints. Broadband random vibration tests are performed. The alternating stress amplitude， frequency response characteristics and the actual life are analyzed. The result shows that measures including increasing the pipe size and changing weld joints can dramatically resolve the problems of lowfrequency resonance and relatively large dispersion of vibration fatigue life， and these measures can greatly improve the vibration fatigue durability of instrument pipes.

instrumental pipes； vibration fatigue； broad-band random vibration；durability test

TL341 Article character：A Article ID：1674-1617（2016）03-0231-06

TL341

A

1674-1617（2016）03-0231-06

2015-09-09

林 磊（1980—）， 女，河南人，碩士，高工，主要從事核電站設(shè)備振動疲勞分析方面的工作。

大型先進(jìn)壓水堆核電站重大專項(xiàng)（2013ZX06005-006-004）