TCNEA-核电厂凝汽器半侧运行安全评估技术导则编制说明

《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》编制说明（征求意见稿）一、工作简况1、任务来源依据核协科函[2023]825号，《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》已予以立项公示。《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》标准主要起草单位为：阳江核电有限公司、苏州热工研究院有限公司、中广核核电运营有限公司、上海电气电站设备有限公司上海电站辅机厂、东方电气集团东方汽轮机有限公司、哈尔滨汽轮机厂有限公司、上海交通大学。本标准主要起草人：周帅、陈杰、张大勇、赵清森、周琦、李家富、刘克为、汪国山、姚岩岩、赵海亮、曾维鹏、何庆琼。本标准于2023年10月31日获得中国核能行业协会立项公示，预计于2024年10月30日编制完成，时间跨度为1年。本标准合同签订情况：阳江核电有限公司已与中国核能行业协会签订合同《2023-2025年阳江核电团体标准修订专项支持服务合同》。2、主要工作过程2.1标准起草阶段《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》标准主要有阳江核电有限公司起草，苏州热工研究院有限公司、中广核核电运营有限公司、上海电气电站设备有限公司上海电站辅机厂、东方电气集团东方汽轮机有限公司、哈尔滨汽轮机厂有限公司和上海交通大学参与了起草过程。2023年10月13日协会组织了立项评审会，《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》标准获得与会9位专家全票通过，于2023年10月31日获得中国核能行业协会立项公示。根据专家意见和形式审查意见，进一步完善文本内容和格式，拟成征求意见稿，并起草编制说明文件。2.2征求意见阶段。标准编制工作组针对草案稿讨论以及立项评审会专家的意见、建议进行归纳、总结对稿件进行完善，于2023年11月编写完成了中国核能行业协会团体标准《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》的征求意见初稿。编制组各单位成员对征求意见稿的内容条款和技术指标进行分散审查，对标准编制过程中遇到的相关问题进行交流并达成共识，确定了标准征求意见稿的内容，完成征求意见稿。3、主要参加单位和工作组成员及其所作的工作等《核电站凝汽器半侧安全运行评估技术导则》标准主要起草单位为：阳江核电有限公司、苏州热工研究院有限公司、中广核核电运营有限公司、上海电气电站设备有限公司上海电站辅机厂、东方电气集团东方汽轮机有限公司、哈尔滨汽轮机厂有限公司、上海交通大学。其中阳江核电有限公司负责标准起草的整体内容和编写组工作统筹，承担编写组组长职责，其中周帅主编，全文起草，张大勇全文校对，姚岩岩、赵海亮参编。苏州热工研究院承担标准中评估方法中跨距校核计算、弹性气流激振评估、变工况计算以及光栅光纤测试试验等内容，其中也参加了赵清森全文校对，曾维鹏参编。中广核核电运营有限公司承担标准中评估方法的交变应力评估、振幅评估的主体内容，其中也参加了陈杰全文校对，何庆琼参编。上海电气电站设备有限公司上海电站辅机厂、东方电气集团东方汽轮机有限公司和哈尔滨汽轮机厂有限公司承担标准中评估方法的校核工作，其中周琦、李家富、刘克为也参加了编写工作。上海交通大学承担标准中术语定义以及附录评价流程，汪国山参加了编写工作。二、标准编制原则和主要内容1、标准编制原则本标准的编写遵循核电站关键设备应保守运行的基本原则，本着先进性、科学性、合理性和和可操作性的原则以及标准的目标、统一性、协调性、实用性、一致性和规范性原则来进行本标准的制定工作。（1）科学性本标准对核电站凝汽器半侧运行安全性的评价客观方法进行了大量实测数据验证，并与国内外评估方法进行广泛对比，借鉴了EPRI技术报告中弹性气流激振评估模型，并做了进一步保守，将弹性气流激振评估状态因子由1.0减少为0.9，同时结合我国核电站凝汽器半侧运行的评价实际情况对本团体标准进行编写。（2）实用性本标准规定了核电站凝汽器半侧运行安全性评价工作的全过程，包括评估目的、评估方法、评估流程等环节建立规范，以统一核电站凝汽器半侧运行安全性评价方法，使其科学化、合理化方向迈进，减少核电站凝汽器半侧运行安全性评价的主观性、随意性，增加科学性、客观性，从而达到提高核电站运行和设备管理专业对凝汽器运行电功率平台合理决策水平的目的。2、标准主要内容的依据标准编写的格式应遵从GB/T1.1-2009的要求，同时对标准的各个章节技术和内容主要依据进行详细说明。3、解决的主要问题从2010年至今，岭澳二期、红沿河、宁德核电基地在机组运行过程中共发生多次因凝汽器钛管断裂，导致海水泄漏并污染二回路、机组非计划停机事件，给电厂经济性指标带来严重影响。分析结果表明，在部分工况下凝汽器内局部蒸汽流速过高，钛管产生流体弹性不稳定激振引发的疲劳断裂是失效的主要原因。近年来，阳江等核电厂CRF循环水泵多次发生因设计制造缺陷、检修质量控制不当等问题，导致设备功能失效，影响机组安全可靠运行。CRF循环水泵设备失效或降级后，为了提高凝汽器的可靠性，电厂限制机组半侧运行功率平台60%FP。但不超过60%FP仍是权宜之计，凝汽器钛管振动不但与热负荷相关，也受海水温度或背压的影响较大。同时，降功率至60%FP运行，堆芯控制也无法长期在此功率平台停留，机组需停机抢修，导致机组非计划停机停堆事件的发生，同时将给公司带来重大经济损失，对公司年度经营业绩考核目标的实现产生重大影响。本标准主要用于指导大型压水堆核电厂凝汽器半侧安全运行，重点包括跨距的校核计算，弹性汽流激振评估,交变应力评估和振幅评估等。结合变工况计算，从而确定核电站凝汽器半侧安全运行的电功率平台，指导核电站的安全高效运行。三、主要试验（或验证）情况本标准中从钛管跨距的设计校核、运行状态评估和测试试验等维度提出了跨距校核计算数学模型、弹性气流激振数学模型、交变应力数学模型以及钛管振幅数学模型，针对数学模型的计算结果，提出了安全性评价准则。3.1钛管跨距的设计校核SebaldJFADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>张卓澄</Author><Year>1993</Year><RecNum>116</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[1]</style></DisplayText><record><rec-number>116</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647698608">116</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">张卓澄</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">大型电站凝汽器</style></title></titles><dates><year>1993</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">机械工业出版社</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[1]认为，使凝汽器冷却管振动的作用力是由汽流拖拽产生的，冷却管振幅随汽流速度提高而增加，因此他提出冷却管的最大挠度Ym保持在冷却管排列桥距的1/4内，便可预防冷却管的汽流激振风险。如下式(1)所示。Ym=5Lu4d0式中，Ym为冷却管最大挠度，m；Lu为支撑板跨距，m；d0为冷却管直径，m；ρ为汽轮机背压对应的蒸汽密度，kg·m-3；Vs为蒸汽流速，m·s-1；E为冷却管材料弹性模量，N·m-2；I为冷却管截面的惯性矩，m4。值得注意的是，对于上式中的蒸汽流速，文献ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>张卓澄</Author><Year>1993</Year><RecNum>116</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[1]</style></DisplayText><record><rec-number>116</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647698608">116</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">张卓澄</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">大型电站凝汽器</style></title></titles><dates><year>1993</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">机械工业出版社</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[1]中采用凝汽器上喉部处的蒸汽流速，通常也称为汽轮机排汽速度，EPRI报告ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Coit</Author><Year>1980</Year><RecNum>46</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[2]</style></DisplayText><record><rec-number>46</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394626">46</key></foreign-keys><ref-typename="Report">27</ref-type><contributors><authors><author>R.L.Coit</author></authors></contributors><titles><title>Assessmentofcondenserleakageproblems.Finalreport</title></titles><dates><year>1980</year></dates><pub-location>3412HillviewAvenue PaloAlto,California94304</pub-location><publisher>ElectricPowerResearchInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[2]中采用湿蒸汽饱和音速。在冷却管类型确定的情况下，汽流速度越大，计算的跨距将降低。冷凝器跨距设计的技术发展脉络如下图1所示。图1冷凝器跨距设计的技术发展脉络在HEI标准ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Institute</Author><Year>1995</Year><RecNum>165</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[3]</style></DisplayText><record><rec-number>165</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648008197">165</key></foreign-keys><ref-typename="Standard">58</ref-type><contributors><authors><author>HeatExchangeInstitute</author></authors></contributors><titles><title>StandardsforsteamsurfaceoncondensersHEI2629ninthedition</title></titles><pages>40-44</pages><dates><year>1995</year></dates><pub-location>Cleveland,Ohio</pub-location><publisher>HeatExchangeInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[3]中，假设汽轮机低压缸末级叶片的出口速度为音速，即汽轮机末级排汽速度达到了阻塞背压下对应的最大速度，此时冷却管最大允许挠度(振幅)为桥距的1/3QUOTE13。采用海军铜或铝黄铜为材料，冷却管直径为QUOTE343/4inch(19.1mm)，壁厚1.24mm，桥距为3/16QUOTE316inch（4.76mm），根据公式(1)推导得到则得到的跨距计算公式如（2）所示：QUOTELu=6.1941ρVs20.25不同背压下校核计算跨距与HEI标准ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Institute</Author><Year>1995</Year><RecNum>165</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[3]</style></DisplayText><record><rec-number>165</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648008197">165</key></foreign-keys><ref-typename="Standard">58</ref-type><contributors><authors><author>HeatExchangeInstitute</author></authors></contributors><titles><title>StandardsforsteamsurfaceoncondensersHEI2629ninthedition</title></titles><pages>40-44</pages><dates><year>1995</year></dates><pub-location>Cleveland,Ohio</pub-location><publisher>HeatExchangeInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[3]中的跨距对比如图2所示，误差小于2%，基本满足工程计算需要。图2HEI跨距与校核计算跨距对比在HEI标准推荐的设计过程中，利用公式(3)计算蒸汽比体积，从而求得饱和压力，再通过查图1求得对应的冷却管跨距。QUOTE(3)式中，υs是到达音速条件下的饱和蒸汽比体积，m3·kg-1；AE是汽轮机排汽口面积(凝汽器上喉部面积)，m2；Ws是汽轮机排汽流量，kg·s-1；Vu和Au为对应的同一截面的排汽速度和排汽面积，单位分别是kg·s-1和m2。由公式(3)可知，在HEI标准中，取汽轮机排汽达到音速时凝汽器喉部入口流速123.6m·s-1作为临界流速计算值，求得当前的阻塞背压。压水堆核电厂二回路主蒸汽参数低、流量大，则排入凝汽器的乏汽流量必然较同样功率的常规电站要大的多，如表1所示，某压水堆核电项目中，在冬季工况、冬季半列工况和冬季旁排工况时，凝汽器喉部流速均大于了123.6m·s-1，此时再采用公式(3)进行跨距计算就不恰当了。在HEI凝汽器标准中也有类似的描述，当凝汽器一列管束不工作时运行工况的排汽流量大于1/2设计流量或其它参数变化会造成流速、压力和容积流量偏离设计值时，买方必须规定这些运行条件，凝汽器跨距将按照最保守的条件确定。但标准中并没有给出相应的计算方法。Ranga提出ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Nadig</Author><Year>2020</Year><RecNum>135</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[4]</style></DisplayText><record><rec-number>135</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647858985">135</key></foreign-keys><ref-typename="ConferenceProceedings">10</ref-type><contributors><authors><author>RangeNadig</author></authors></contributors><titles><title>Designoffastandreliablesteamsurfacecondensers</title><secondary-title>ProcedingsofASME2020PowerConference</secondary-title></titles><pages>1-4</pages><dates><year>2020</year></dates><pub-location>online</pub-location><urls></urls></record></Cite></EndNote>[4]在HEI计算的跨距基础上，直接增加1或2块支撑板，以满足严格工况的要求，但没有给出具体的理论依据。我国压水堆核电厂凝汽器冷却管桥距通常为6mm，最大挠度取桥距的1/4QUOTE14，振幅计算模型工式(1)转化为跨距计算式(4)。计算得到某压水堆核电厂多工况下凝汽器跨距结果如表1所示。QUOTE(4)HEI标准ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Institute</Author><Year>1995</Year><RecNum>165</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[3]</style></DisplayText><record><rec-number>165</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648008197">165</key></foreign-keys><ref-typename="Standard">58</ref-type><contributors><authors><author>HeatExchangeInstitute</author></authors></contributors><titles><title>StandardsforsteamsurfaceoncondensersHEI2629ninthedition</title></titles><pages>40-44</pages><dates><year>1995</year></dates><pub-location>Cleveland,Ohio</pub-location><publisher>HeatExchangeInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[3]中，vs比容计算公式(3)是基于公式(2)的原理，为方便计算，进行了假设得出。既然假设前提已不成立，则需要根据公式(4)进行重新计算。某压水堆核电厂各工况下凝汽器跨距计算如表1所示。表1某压水堆核电站凝汽器多工况热力参数和计算跨距工况额定工况冬季工况冬季半列冬季旁排排汽流量/kg·s-1806.00789.98821.091176.00凝汽器设计压力/kPa3.601.975.423.11饱和蒸汽比体积/m3·kg-138.4367.8226.1444.11汽轮机末级叶片面积/m2112.00112.00112.00112.00凝汽器上喉部进汽口面积/m2321.83321.83321.83321.83汽轮机末级叶片处蒸汽平均流速/m·s-1276.57478.39191.67463.20凝汽器壳体喉部进口流速/m·s-196.25166.49133.41161.20饱和蒸汽声速/m·s-1428.11421.29432.94426.42上喉部面积/末级叶片面积2.872.872.872.87HEI标准规定的上喉部流速/m·s-1123.61123.61123.61123.61折算到末级叶片处对应的流速/m·s-1370.83370.83370.83370.83HEI计算阻塞背压/kPa2.762.705.874.12模型(4)计算跨距/mm734.88744.72663.67744.72由于HEI标准中采用了排汽流速大于123.6m/s的假定值，求得冬季工况、冬季半列工况和冬季旁排工况时的阻塞背压大于了设计背压，显然不合理，计算到的跨距也无意义。模型(4)求得校核计算的跨距中，冬季半列运行工况时跨距663.57mm，为四种设计工况中最危险工况。凝汽器最终跨距的选定应根据最保守的值进行确定。很多厂家设计时虽按照冬季满功率半列运行的条件进行设计，但大多提出带额定负荷的70%~80%半列运行，这就需要对半侧运行条件下冷却管安全性开展进一步评价。各个制造厂的跨距不一致时，则公式需要进行转化，仍然保持换热管的最大挠度Ym在换热管排列桥距的1/4以内时，可预防换热管的汽流激振风险。如式(5)所示：Lu=2.960EIYmd0式中：Lu——支撑板跨距，m；E——换热管材料的弹性模量，Nm2；I——换热管截面的惯性矩，m4；Ym——换热管最大挠度，m；d0——换热管外径，m；——汽轮机背压对应的饱和蒸汽密度，kgm-3；Vs——凝汽器上喉部入口平均蒸汽流速，ms1。根据核电厂凝汽器工作的额定工况，冬季工况，冬季半侧运行工况，冬季旁排全开等工况下的参数进行校核，选取各工况中跨距的最小值。如计算跨距大于核电厂的设计跨距，则换热管管束基本处于安全状态。如果计算跨距小于核电厂的设计跨距，则需要结合凝汽器流场分布情况和相关经验反馈，在蒸汽流速较高的危险区域管束中安装防振条，或者预防性堵管。3.2钛管运行状态评估3.2.1弹性气流激振评估冷却管汽流激振主要考虑紊流抖振，漩涡脱落共振和流体弹性不稳定性振动，而又以弹性不稳定振动为主要判断类型ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>钱颂文</Author><Year>2002</Year><RecNum>167</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[5]</style></DisplayText><record><rec-number>167</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648009890">167</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">钱颂文</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">换热器设计手册</style></title></titles><section>194-201</section><dates><year>2002</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">化学工业出版社</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[5]。法国电力公司(EDF)的BAI在凝汽器实际模型振动试验中ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>BAI</Author><Year>1982</Year><RecNum>168</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[6]</style></DisplayText><record><rec-number>168</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648011119">168</key></foreign-keys><ref-typename="ConferenceProceedings">10</ref-type><contributors><authors><author>D.BAI</author></authors></contributors><titles><title>FlowInducedVibrationsofMulti-spanTubeBundlesofLargeCondensers:ExperimentalStudiesonFullScaleModelsinSteamCross-flow.</title><secondary-title>proceedingsofthe3rdinternationalconferenceonVibrationinnuclearplant</secondary-title></titles><pages>217-230</pages><dates><year>1982</year></dates><pub-location>London</pub-location><publisher>Thebritishnuclearenergysociety</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[6]，也未观察到漩涡脱落振动的现象。流体弹性不稳定性也称之为流体弹性激振。著名的Connors模型ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>CONNORS</Author><Year>1978</Year><RecNum>73</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[7]</style></DisplayText><record><rec-number>73</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394704">73</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>H.J.CONNORS</author></authors></contributors><titles><title>FluidelasticVibrationofHeatExchangerTubeArrays</title><secondary-title>JournalofMechanicalDesign</secondary-title></titles><periodical><full-title>JournalofMechanicalDesign</full-title></periodical><pages>347-352</pages><volume>100</volume><dates><year>1978</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[7]如式(6)所示。QUOTE(6)式中：Vc为临界流速，m·s-1；Kc为Connors系数，即流体弹性不稳定系数；m为满水换热管单位长度质量kg·m-1；f为冷却管的一阶固有自振频率，Hz；QUOTE为对数衰减系数，工程中可取0.036[16]。当间隙速度超过某一界限值，即临界速度Vc时，冷却管振幅陡然增大ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>聂清德</Author><Year>2013</Year><RecNum>172</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[8]</style></DisplayText><record><rec-number>172</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648022022">172</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">聂清德</style></author><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">谭蔚</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">管壳式换热器流体诱发振动</style></title></titles><section>24-28</section><dates><year>2013</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国石化出版色</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[8]，如图所示。冷却管振幅与Vn成正比，在临界速度前，n=1.5~2.5，在临界速度后，n≥4。振幅和流速关系如图3所示ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>CONNORS</Author><Year>1978</Year><RecNum>73</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[7]</style></DisplayText><record><rec-number>73</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394704">73</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>H.J.CONNORS</author></authors></contributors><titles><title>FluidelasticVibrationofHeatExchangerTubeArrays</title><secondary-title>JournalofMechanicalDesign</secondary-title></titles><periodical><full-title>JournalofMechanicalDesign</full-title></periodical><pages>347-352</pages><volume>100</volume><dates><year>1978</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[7]。图3单排换热管的流体激振响应Connors系数Kc通常由实验确定，其值与质量阻尼参数和冷却管的排列形式有关。为了给出不同冷却管排列的Connors系数，不同研究者们做了大量工作，得到一些具有实用价值的成果，正三角形排列形式的系数Kc如表2所示ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>聂清德</Author><Year>2004</Year><RecNum>20</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[9]</style></DisplayText><record><rec-number>20</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394569">20</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">聂清德</style></author><author><styleface="normal"font="default"size="100%"></style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">段振亚</style></author><author><styleface="normal"font="default"size="100%"></style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">谭</style><styleface="normal"font="default"size="100%"></style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">蔚</style></author><author><styleface="normal"font="default"size="100%"></style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">胡玲玲</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">关于</style><styleface="normal"font="default"size="100%">tema</style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">标准《流体诱发振动》若干问题的讨论</style><styleface="normal"font="default"size="100%">(</style><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">二</style><styleface="normal"font="default"size="100%">)</style></title><secondary-title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">压力容器</style></secondary-title></titles><periodical><full-title>压力容器</full-title></periodical><pages>1-5</pages><volume>21</volume><number>12</number><dates><year>2004</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[9]。表2正三角形式管束Connors系数Kc值序号推荐者Kc1ChenSS6.53(2GB1516.53(3RD24.271.0104ASME4.54.0(推荐取2.4)5EPRI2.36Pettigrew3.3或3.07Paidoussis5.8由表可知：GB151ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局</Author><Year>2014</Year><RecNum>169</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[10]</style></DisplayText><record><rec-number>169</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648013103">169</key></foreign-keys><ref-typename="Standard">58</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局</style></author><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国国家标准化管理委员会</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">热交换器</style><styleface="normal"font="default"size="100%">GB151</style></title></titles><pages>134-167</pages><dates><year>2014</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国标准出版社</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[10]采用了ChenSS的科研成果ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>S</Author><Year>1981</Year><RecNum>53</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[11]</style></DisplayText><record><rec-number>53</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394642">53</key></foreign-keys><ref-typename="Report">27</ref-type><contributors><authors><author>ChenSS</author></authors></contributors><titles><title>Designguideforcalculatingtheinstabilityflowvelocityoftubearraysincrossflow</title></titles><pages>13-16</pages><dates><year>1981</year></dates><pub-location>SouthCassAvenue Argonne,Illinois60439</pub-location><publisher>Argonnenationallaboratory</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[11]，按照某核电站项目可知，其Kc为2.42。俄罗斯在换热器设计标准RD24.271.01中ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Brodov</Author><Year>2019</Year><RecNum>133</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[12]</style></DisplayText><record><rec-number>133</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647858978">133</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>Brodov,YuM.</author><author>Aronson,K.E.</author><author>Ryabchikov,A.Yu</author><author>Nirenshteyn,M.A.</author></authors></contributors><titles><title>CurrentStateandTrendsintheDesignandOperationofWater-CooledCondensersofSteamTurbinesforThermalandNuclearPowerStations(Review)</title><secondary-title>ThermalEngineering</secondary-title></titles><periodical><full-title>ThermalEngineering</full-title></periodical><pages>16-26</pages><volume>66</volume><number>1</number><section>16</section><dates><year>2019</year></dates><isbn>0040-6015 1555-6301</isbn><urls></urls><electronic-resource-num>10.1134/s0040601519010026</electronic-resource-num></record></Cite></EndNote>[12]采用的方法与GB151类似，计算可知Kc为2.96。ASME规范推荐正三角形式为4.5，不同冷却管排列形式可统一推荐为4.0，保守可取2.4。EPRI在凝汽器设计导则ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>S</Author><Year>1991</Year><RecNum>170</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[13]</style></DisplayText><record><rec-number>170</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648014058">170</key></foreign-keys><ref-typename="Report">27</ref-type><contributors><authors><author>WeltyCS</author></authors></contributors><titles><title>DesignandoperatingguidelinesfornuclearpowerplantcondensersNP-7383</title></titles><pages>17-20</pages><dates><year>1991</year></dates><pub-location>PaloAlto,California</pub-location><publisher>ElectricPowerResearchInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[13]中提出了2.3相对严格的Kc系数。据Pettigrew介绍ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Pettigrew</Author><Year>1991</Year><RecNum>70</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[14]</style></DisplayText><record><rec-number>70</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394698">70</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>M.J.Pettigrew</author><author>C.E.Taylor</author></authors></contributors><titles><title>FluidelasticInstabilityofHeatExchangerTubeBundlesReviewandDesignRecommendations</title><secondary-title>JournalofPressureVesselTechnology</secondary-title></titles><periodical><full-title>JournalofPressureVesselTechnology</full-title></periodical><pages>242-256</pages><volume>113</volume><dates><year>1991</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[14]，利用Kc=3.3曾设计过核工业和非核工业部门中的数百台换热器，没有一台发生过破坏。后来他又指出，不论冷却管为何种排列形式，Kc值都取为3.0，既简单又实用，误差又适中，是可以接受的。Paidussis经过数学分析和计算指出ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>PADOUSSIS</Author><Year>1981</Year><RecNum>72</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[15]</style></DisplayText><record><rec-number>72</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647394702">72</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>M.P.PADOUSSIS</author></authors></contributors><titles><title>Fluidelasticvibrationofcylinderarraysinaxialandcrossflow:stateoftheart</title><secondary-title>JournalofSoundandVibration</secondary-title></titles><pages>329-360</pages><volume>76</volume><number>3</number><dates><year>1981</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[15]，流体弹性不稳定在质量阻尼较小时，主要取决于流体惯性机理，而当质量阻尼较大时，则取决于位移机理，并提出了相应的数学模型。综合以上可知，Kc值应在2.3~3.3之间时冷却管是相对安全的。典型的凝汽器管束中其顶部、侧面和底部进入蒸汽比例分别为40%、40%和20%ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Institute</Author><Year>1995</Year><RecNum>165</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[3]</style></DisplayText><record><rec-number>165</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648008197">165</key></foreign-keys><ref-typename="Standard">58</ref-type><contributors><authors><author>HeatExchangeInstitute</author></authors></contributors><titles><title>StandardsforsteamsurfaceoncondensersHEI2629ninthedition</title></titles><pages>40-44</pages><dates><year>1995</year></dates><pub-location>Cleveland,Ohio</pub-location><publisher>HeatExchangeInstitute</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[3]，如图4所示。采用汪国山ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>汪国山</Author><Year>2009</Year><RecNum>164</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[16]</style></DisplayText><record><rec-number>164</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648003721">164</key></foreign-keys><ref-typename="Book">6</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">汪国山</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">电站凝汽器热力性能数值仿真及其应用</style></title></titles><section>25-29</section><dates><year>2009</year></dates><pub-location><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">北京</style></pub-location><publisher><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">中国电力出版社</style></publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[16]提出的数值分析方法，根据多孔介质模型，假设凝汽器管束进口区蒸汽流速是均匀分布，通过凝汽器流场数值仿真可以得到冷却管进汽流速分布。某压水堆核电站CPR1000机组凝汽器典型管束的二维流场分布如图5所示。凝汽器管束中间进汽通道流速最大，约为喉部出口Va速度的2.3倍，管束附近速度降低约为1.8倍左右。不同凝汽器管束，其进汽流速存在较大不均匀性，因此工程上常用凝汽器喉部出口速度Va流速代替管束进汽流速，很多制造厂家开展了大量的试验研究工作。图4凝汽器喉部及管束流速示意图图5凝汽器管束区速度场分布GEC公司开展了凝汽器喉部的流场分布测试研究，发现凝汽器喉部出口最大速度接近于喉部截面平均速度的三倍左右，并且认为这个分布取决于汽轮机排汽的流型和汽体的刚度。基于Connors方程和速度分布的基础上，提出了冷却管负荷因子(Cloadingfactor)＜0.7，作为判定大亚湾核电站凝汽器冷却管安全的准则之一，如式(7)所示。QUOTECloadingfactor=VGECf1mvs式中，VGEC取喉部出口平均速度Va的3倍；vs为蒸汽比容，m3·kg-1。将Connors公式（6）带入式(7)，负荷因子可以转化为式(8)所示：CQUOTE(8)GEC的计算书中，Kc取3.7，δ为0.036，则QUOTE，可见上式的判定准则也是风险系数VGECVc<1，与Connors的判断准则一致，关键在于VGEC速度的计算上。ALSTOM公司同样采用Connors方法进行冷却管振动安全判断，其提出的临界流速方程如式(9)所示。QUOTE(9)QUOTE=0.70的这个经验系数，是EDF的BaiADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>BAI</Author><Year>1982</Year><RecNum>168</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[6]</style></DisplayText><record><rec-number>168</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1648011119">168</key></foreign-keys><ref-typename="ConferenceProceedings">10</ref-type><contributors><authors><author>D.BAI</author></authors></contributors><titles><title>FlowInducedVibrationsofMulti-spanTubeBundlesofLargeCondensers:ExperimentalStudiesonFullScaleModelsinSteamCross-flow.</title><secondary-title>proceedingsofthe3rdinternationalconferenceonVibrationinnuclearplant</secondary-title></titles><pages>217-230</pages><dates><year>1982</year></dates><pub-location>London</pub-location><publisher>Thebritishnuclearenergysociety</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[6]通过实际凝汽器冷却管模型试验得到的，认为是一个适用于各种工况的安全系数，这与GEC的评价标准一致；如果经验系数取1.6时，虽然可以减少支撑板个数，但需要安装防振条装置，才能防止出现流体弹性不稳定现象。在试验模型中，流速Va采用的是喉部速度，但也可以用管束间速度代替。在实际核电项目振动计算中，冷却管实际速度VALSTOM采用喉部出口速度Va的1.35倍左右。郑新中ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>郑新中</Author><Year>1985</Year><RecNum>100</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[17]</style></DisplayText><record><rec-number>100</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="d9v9vz2ryzras9e2wwc5rtrpa0vdxvvsv9ez"timestamp="1647669563">100</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">郑新中</style></author></authors></contributors><titles><title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">冷凝器钛管泄漏原因的调查和分析</style></title><secondary-title><styleface="normal"font="default"charset="134"size="100%">华东电力</style></secondary-title></titles><periodical><full-title>华东电力</full-title></periodical><pages>9-17</pages><number>11</number><dates><year>1985</year></dates><urls></urls></reco