2024年3月11日发(作者：)
主蒸汽管道系统汽锤响应分析方法研究
肖高绘;冀大伟;田野
【摘 要】介绍了汽锤形成的机理及汽锤力计算的理论依据,在详细阐述汽锤动态响
应分析方法和步骤的基础上,对国内某核电机组主蒸汽管道系统进行了分析和结构
优化,最终验证了该套主蒸汽管道系统汽锤响应分析方法的可行性,表明此方法可用
于对主蒸汽管道系统进行汽锤响应分析.
【期刊名称】《热力透平》
【年(卷),期】2015(044)004
【总页数】6页(P284-289)
【关键词】核电机组;主蒸汽管道;汽锤力;动态响应
【作 者】肖高绘;冀大伟;田野
【作者单位】上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械
与动力工程学院,上海200240;上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240
【正文语种】中 文
【中图分类】TM623.1
在核电厂主蒸汽管线中，若汽轮机出现紧急情况，如突然甩负荷等，为了保护汽轮
发电机组不被损坏，主蒸汽阀门需要迅速关闭。但此时阀前的蒸汽压力会迅速上升，
从而在蒸汽管线中出现非常危险的汽锤现象。一般来说，汽锤响应的研究主要有两
方面工作：一是分析阀门突然关闭时，管道中产生的瞬态压力是否超过管道的设计
压力，若超过，就会造成管道或阀门撕裂。但工程上主蒸汽管道的设计压力都比较
高，且预留的余量也比较大，因此一般不会出现这种状况；二是准确计算出管段上
的汽锤力，然后利用计算出的管道汽锤力进行汽锤引起的管道应力计算，确保管道
安全，这对汽轮机乃至整个核电厂的安全运行是非常重要的。
本文主要以目前国内某新建核电项目主蒸汽管道系统为依托，介绍了汽锤形成的机
理及汽锤力的计算方法，并对汽锤工况下管道对汽缸口力与力矩、应力的考核及结
构优化等方面的问题进行研究和探讨，最终总结了一套集建模、分析、优化及考核
为一体的汽锤响应分析方法。
1.1 汽锤形成的机理
一般来说，一个由大容量压力容器、管道及阀门组成的系统，当瞬态工况下阀门在
极短时间内突然关闭时，所形成的压力波会在管道内传播，通常要经历四个阶段，
如图1所示，并以此为周期做衰减运动：
1)第一阶段。阀门关闭后，在压力波到达容器前，阀门附近流体流速为零，管道内
流体压力从阀门开始骤增ΔP，但是容器与管段接口处流体仍以稳态流动速度流向
阀门，而阀门关闭所形成的压力波则以速度α由阀门传向容器，但还未到达容器
与管段接口处；
2)第二阶段。压力波第一次到达容器，由于容器的反射流体以稳态流动速度由容器
与管道接口处从阀门流向容器，同时管道内压力在骤增ΔP后，由于流体的流出，
压力逐渐从接口处恢复到稳态压力，而压力波则以同样的速度α由容器传向阀门；
3)第三阶段。当压力波第一次返回到阀门后，管道内流体的流速和流向同第二阶段，
不同的是此时压力波的传播速度和方向同第一阶段，管道内压力在第二阶段恢复到
稳态压力后开始从阀门处骤降ΔP；
4)第四阶段。当压力波再一次到达容器后，管道内流体的流速和流向同第一阶段，
而压力波的传播速度和方向同第二阶段，管道内压力在第三阶段骤降ΔP后由于流
体的流入，又从容器与管道接口处开始逐步恢复到稳态压力值。
1.2 汽锤力及其响应分析方法
在对主蒸汽管道系统汽锤力及其所产生的响应进行分析时，本文主要按照以下三步
来进行：(1)流体稳态分析——使用AFT Arrow计算管道的压损、流量及流速，确
保模型与实际运行工况一致；(2)流体动态模拟——在第一步的基础上，采用AFT
Impulse对此主蒸汽管道系统进行汽锤分析，计算出每段管道的汽锤力；(3)管道
应力分析——使用CAESAR Ⅱ软件在对主蒸汽管道进行静态分析(一次应力、二次
应力及汽缸口力与力矩)后，结合AFT Impulse软件的汽锤力计算结果对主汽管道
系统进行汽锤的动态响应分析。
1.2.1 流体稳态分析
AFT Arrow稳态分析时使用的连续性方程和质量守恒方程如下：
1)管道中沿程阻力损失计算方程采用Darcy-Weisbach 公式：
式中：ΔPf为管道的沿程阻力损失；f为阻力系数；L为管道长度；D为管道直径；
ρ为介质密度； V为介质流速。
在层流区有：
300
在紊流区则有：
Re>4 000
2)管件的局部阻力损失使用如下公式：
3)节点间总的压力变化使用Bernoulli 方程：
式中：P1、P2分别为1、2点压力；V1、V2分别为1、2点介质流速；Z1、Z2
分别为1、2点标高；g为重力加速度。
1.2.2 汽锤分析方法
1)瞬间压力骤增的计算公式如下：
Δp=-ρ αΔV
式中：α为压力波速度(m/s)。
其中K为管道的杨氏模量，N/m2；e为管道壁厚，mm；E为介质的弹性模量，
N/m2；c1为管道的约束。
压力波在管道中的传送时间：
2)特征线法求解：
液体管道系统的水锤分析的依据是质量守恒方程和动量方程。目前特征线法是求解
水锤分析较为适宜的方法。根据特征线法，将其变换为特殊的全微分方程，然后再
转换为差分方程，并配合以各设备的边界条件进行分析计算。
动量方程：
质量守恒方程：
根据特征线法将上述偏微分方程线性化：
管道的汽锤力：
F=ΔP·A
其中A为管道内截面积。
某核电机组主蒸汽管道系统CAESAR Ⅱ模型如图2所示，从该系统图可看出蒸汽
发生器所产生的主蒸汽通过管道到达自带固定点的蒸汽联箱，再通过4根连接蒸
汽联箱和主汽阀的进汽管进入汽缸内，对应工艺设计参数及边界条件如表1所示。
2.1 流体稳态分析
为了准确地模拟计算每段管道的汽锤力，研究人员对比了主蒸汽系统稳态计算结果
和实际运行工况。采用AFT Arrow软件对该主汽管道模型进行流体稳态分析，所
得流量、流速如表2所示。
从以上稳态的计算数据可以看出，总流量及汽缸入口管道中的流量、流速与实际设
计运行值基本一致，可在该基础上进行汽锤分析。
2.2 汽锤力计算
在采用AFT Impulse汽锤力分析软件进行汽锤力分析时，阀门打开和关闭的时间
与方式都是通过对阀门Cv值的设定来完成的，为此本文首先分析得到了各主汽阀
的Cv值，如表3所示。
在得到各主汽阀Cv值后，即可采用AFT Impulse汽锤力分析软件建立管道系统
汽锤力分析模型，如图3所示。从图中可看出，在实际分析过程中，研究人员根
据各条管系的结构将其分成10个管段，并为了在进行管道应力分析时准确模拟管
道汽锤力对汽轮机缸口的影响，计算出了机组可能出现的最危险工况时各管段的最
大汽锤力：1、2、3号管线主汽阀关闭时间为0.09 s而4号管线主汽阀关闭时间
为1.09 s，结果如表4所示。
汽锤力不仅与管段的长度有关，还与阀门的关闭时间有关。而且一般来说阀门关闭
时间越短，汽锤力越大，管道越长汽锤力也越大。从图2中可看出该系统的4条
管系中的管段有长有短，其中有几个管段的汽锤力较大，都在20 t左右，其对管
道和汽轮机口的冲击力是非常大的，需着重考虑；而有一些管道的汽锤力则较小，
因在管道应力分析时留有余量，可不考虑其对管道及汽轮机口的影响。
表4中的汽锤力是4条进汽管的各个管段上最大的力，没有呈现其与时间的关系。
为了能更清楚地看到汽锤力的变化趋势和最大汽锤力发生的时间，在实际分析过程
中还提取了各个管段的汽锤力随时间的变化曲线，其中汽锤力最大管段4-5段上
汽锤力随时间的变化曲线如图4所示。
通过对各个弯头对之间的汽锤力曲线进行分析，得到以下特征：
1) 当1、2、3号管线主汽阀关闭时间为0.09 s时，3条支路管线中所有汽锤力在
0.25 s内达到峰值；
2)由于第4号进汽管主汽阀延时1 s关闭，该支路管线汽锤力受整体管路压力波动
影响，各个弯头对之间的汽锤力出现小幅波动，自1.09 s起阀门关闭，汽锤力开
始逐渐增大，并在1.25 s前达到峰值。
通过以上特征可看出，由主汽阀快速关闭所引起的弯头对之间的汽锤力在短时间内
形成并达到峰值，并在短时间内迅速减小，这符合管道应力分析中对动载荷的定义，
针对此类载荷通常采用响应谱法进行分析。
2.3 汽锤响应谱分析
响应谱即动载荷因子DLF与频率所组成的频谱。其中动载因子DLF是管道系统在
动载作用下产生的变形、应力、约束力响应与相等的当量幅值静载作用下产生的响
应的比值[1]。建立完整的管道系统模型，在进行模态分析并萃取管系固有频率及
振型(即管道的频率Hz组)的基础上，通过响应谱插值获得对应每个振型(Hz)的
DLF，结合DLF值和动载在该系统作用下引发的最大位移，即可得到每个振型的
动态响应位移。将每个模态的响应叠加，得到整个管道系统的综合响应，由此可以
计算动态载荷作用下的位移、约束载荷和应力。
使用CAESAR Ⅱ软件的响应谱转换器，即可将AFT Impulse软件计算出的汽锤力
曲线转换成类似图5形式的响应谱。
2.4 管道系统动态响应分析
由于汽锤力总体作用时间短，故在采用CAESAR Ⅱ对管道系统运行工况下进行动
态响应分析时，将汽锤冲击载荷同时施加在系统上。相应偶然应力计算及考核结果
如表5所示：
其中：
OCC1=W+P1+H+Steam Hammer
OCC2=W+P2+H+Steam Hammer
式中：W为管道自重；H为支吊架载荷；P1为操作工况蒸汽压力；P2为设计工
况蒸汽压力；Steam Hammer为汽锤力。
此处对偶然应力的考核依据的是ASME B31.1，其计算公式为[2]：
式中：P为管道计算压力；Di为管道内径；Do为管道外径；MA为由于重力和其
他持续载荷的作用，在管道横截面上产生的合成力矩；MB为由于汽锤作用于管道
横截面上的合成力矩；Z为管道抗弯截面模量；Sh为材料在设计温度下的许用应
力，依据B31.1附录A。
由以上结果可知，管线现有应力已经超过规范的限制。同时也可看到与进汽管4
对称布置的进汽管1却未出现应力超标情况，这充分说明进汽管4主汽阀延时关
闭对本身进汽管道变形及应力带来了恶劣影响。
对应的汽锤工况及静态工况下汽轮机各入口力与力矩值如表6所示。
通过对比动、静态分析结果，可明显看出如下现象：
1)经过汽锤力的响应谱分析之后可以清晰地看到，汽轮机各蒸汽入口的所有方向受
力都有较大幅度的增大。
2)在所有入口受力中增幅最大的为垂直方向(FY方向)。
通过以上分析可看出，汽锤力将在瞬间大幅增大汽缸进口的受力，一旦发生必然会
对汽轮机的安全带来致命的影响，因此必须在设计阶段对汽锤力采取预防措施。
要预防汽锤力的影响，首先应明确其特点，一般来说汽锤力的特点可以总结如下：
1)汽锤力是在汽锤工况下产生的，汽锤工况为偶然工况；
2)汽锤力在极短的时间内产生并达到峰值，其本质上是动载荷；
3)汽锤力本质上是由管道内部压力波动引起的，其作用方向为管道的轴向。
基于以上的特点可看出汽锤力的预防措施应满足以下几个要求：首先不能对现有的
正常运行工况产生影响，否则得不偿失；其次，汽锤力本质上为动载荷，需要有足
够刚度的支架来抵抗；最后，由于其作用方向为管道轴向，现场布置空间有限，需
要尽量便于安装。
根据以上要求，本文推荐在主汽管道系统中安装阻尼器来预防汽锤力的作用，阻尼
器能够在正常运行工况下避免对管道的热膨胀变形产生影响，而在动载荷作用下能
够提供足够的刚度来抵抗汽锤力，且阻尼器产品为成品支架，便于现场的安装。
通过对现有计算模型进行调整，分别在如下位置(图中标有字母D处)添加阻尼器，
如图6所示。
添加阻尼器后，根据B31.1规范重新对管道偶然应力进行校核，结果如表7所示。
从上表可看出偶然应力校核已经满足要求，阻尼器的添加有效避免了管道材料的失
效。
添加阻尼器前后的汽轮机汽缸进口受力结果对比如表8所示。
从以上的对比结果中可看出，调整后汽轮机各入口受力已经明显减小，虽然在个别
方向上仍大于运行工况，但考虑到汽锤工况为偶然工况，受力标准可以适当放宽
[3]，因此调整后的受力在可接受范围内，即阻尼器的添加有效地削弱了汽锤力所
引起的动态响应，有效地保证了汽轮机在主蒸汽管道汽锤工况下的安全。
本文研究了国内某核电厂主蒸汽管道系统在汽锤工况下的响应特性，准确地获得了
主蒸汽系统中流体稳态特性。在充分考虑主汽阀关闭的实际情况下，准确地计算出
了瞬态工况下主蒸汽管道中弯头对之间的汽锤力时间历程曲线。最后采用
CAESAR Ⅱ搭建了主汽管道系统静态分析力学模型，在获得充分的静态刚度及边
界条件后，通过将已取得的汽锤力时间历程曲线转换成响应谱(DLF频率谱)，进一
步对管道系统进行了完整的汽锤动态响应分析，发现汽锤力已经超过了许可的限度。
因此提出了相应的有效预防措施，并分析及优化了主蒸汽系统，使其能正常工作。
由此可见本文所述汽锤力及其动态响应分析方法是可行的，可用于对相关主蒸汽管
道系统进行汽锤响应分析。
【相关文献】
[1] 陈国宇.蒸汽管道的汽锤暂态响应及其载荷的简化分析原理[J].热机技术，2001(2)：35-41.
[2] ASME. ASME B31.1-2007，Power Piping[S].USA：The American Society of Mechanical
Engineers,2007.
[3] 中华人民共和国国家发展和改革委员会. DL/T 5366—2006，中华人民共和国电力行业标准，
火力发电厂汽水管道应力计算技术规程[S].北京：中国计划出版社，2006.
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