基于LS-DYNA的主蒸汽管道防甩設計影響因素分析

薛梅新，楊鵬舉，趙翠娜

中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064

0 引 言

對于核蒸汽供應系統，輸送高溫、高壓介質的管道發生斷裂后，在泄漏的高能流體橫向力作用下，會產生高速甩動現象，對其周圍結構物或設備造成嚴重破壞，因而受到國內外核蒸汽供應系統設計師、用戶、安全評審人員的高度重視。

在核電領域，高能管道防甩設計是核安全分析中的重要內容，國外核電研究人員已對此進行了大量理論和試驗研究［1-4］，ANSI，ASME，BPVC和RCC-P等核電設計規范也形成了相關防甩設計標準。近年來，國內開展了大規模的核電機組建設，針對主蒸汽、主給水等高能管道的防甩設計，相關單位采用靜力法、能量平衡法及有限元法開展了廣泛研究［5-8］，為核電自主化開發提供了支持。但限于歷史條件，針對船舶動力系統高能管道斷裂防甩設計方面的研究較為欠缺。

鑒于船舶艙室空間受尺寸、重量和沖擊搖擺環境的限制，應針對高能管道防甩裝置開展緊湊、集約化設計。本文擬針對某船用主蒸汽管道，采用LS-DYNA非線性有限元軟件，對高能管道與U形防甩裝置的碰撞過程及甩擊力變化規律進行仿真分析，以探討船用防甩裝置的設計方法。

1 幾何建模

1.1 管道U形防甩裝置

核電高能管道通常采用U形箍、H型吸能防甩裝置［9］和剛性梁甩擊件。典型的U形箍防甩裝置的結構如圖1所示，該裝置主要由U形螺桿、U形墊板、U形夾、銷軸、底板、吊耳板及夾具等部件組成。

U形箍防甩裝置的主要設計參數有：U形箍徑d，箍間間距j，箍圓弧段半徑R，箍直段長度h。U形箍圓弧中心與管道同軸線，圓弧與管道之間的距離應大于墊板與保溫層厚度。U形箍防甩裝置與高能管道組成的典型系統如圖2（a）所示。其中，X為管道環形斷裂噴口中心至U形箍防甩裝置中心的軸向距離；F為環形斷裂自由端噴射力；管道右端為固定約束，管道總長為L，彎頭半徑為1.5倍管道外徑（D）。對于上述管路甩動簡化系統，詳細分析管箍初始間隙、軸向位置等設計參數對動態甩擊過程的影響規律。

鑒于傳統U形箍防甩裝置由4～6根U形箍防甩件組成，單箍之間存在軸向間距，導致裝置軸向尺寸較大，故考慮將數根U形箍替換為方截面U形板，以減少軸向尺寸，增加接觸面積，其他參數則保持不變，如圖2（b）所示。

本文選取的管道U形箍防甩裝置與文獻［3］的試驗對象基本一致，采用其試驗數據驗證有限元計算方法。文獻［3］中的No.5407試驗管道支撐點處至破口端的長度為3 000 mm，管路規格為114.3 mm×8.6 mm，材料為304不銹鋼，U形箍防甩裝置中心至破口端懸臂長度為400 mm，U形箍箍徑為8 mm，管箍初始間隙100 mm，材料也為304不銹鋼，穩態噴射力為40 kN。

本文采用HyperMesh劃分有限元網格，采用LS-DYNA求解。在甩擊過程中，管道與防甩件均發生塑性變形，材料的應力—應變本構關系采用雙線性各向同性硬化模型，參數如表1所示。管道和防甩件的接觸類型定義為面面自動接觸，管道為主體，接觸面為主面；防甩件為從體，接觸面為從動面。同時，整個系統定義單面自動接觸，應對可能產生的自接觸。按以往的計算經驗，兩種接觸均設置靜摩擦系數為0.2、動摩擦系數為0.18。

1.2 計算方法驗證

以U形箍防甩件處管道表面節點作為監測對象，其垂向位移時歷曲線模擬結果與試驗結果如圖3所示。圖中，垂向位移快速上升后約在156 mm處保持平穩，即管道經過自由甩動階段后，在噴射力和U形箍的共同作用下達到平衡，其與試驗過程相符。此外，管道在碰撞時刻t=19.8 ms時達到初始間隙值100 mm，即發生甩擊碰撞，在t=28 ms左右達到最大甩擊力RU1=139 kN，模擬結果與文獻［3］試驗結果的對比如表2所示。其中，相對偏差均在10%以內，表明本文有限元計算方法可用于管道U形防甩裝置甩擊過程分析。

表1 No.5407試驗管道及U形箍防甩件材料參數Table 1 Material specifications of No.5407 testing pipe and U-bolt whip restraint device

表2 試驗與模擬結果對比Table 2 Results comparison of testing pipe and simulation

1.3 破口噴射力

破口噴射力最大值通常發生在管道破裂的最初階段，時間非常短暫，期間噴射力不斷增大。美國ANSI/ANS-58.2規范附錄B簡述了一種確定管道破口噴射力時歷的簡化方法，我國EJ 335-88規范進一步規定在設計中可采用保守的簡化方法［10］，恒定壓力源下的典型噴射力曲線如圖4所示。圖中，噴射力穩態時間為15 ms。

噴射力F由下式確定：

式中：P為管道破裂前的系統運行壓力；A為管道破口面積；C為推力系數，其取決于管內流體種類和狀態參數、管道摩擦損失、上游限流裝置等情況。在不考慮摩擦損失及上游限流裝置的影響時，對于蒸汽或汽水混合物，C值不應小于1.26。本文計算的蒸汽管道規格為325 mm×15 mm，運行壓力5.0 MPa，噴射力F取為431 kN。

2 U形箍甩擊分析

本文主蒸汽管道U形防甩裝置基準工況的設計參數設為：L=3 m，X=0.65 m，d=20 mm，j=30 mm，箍數n=5，R=242.5 mm，h=300 mm。保持破口噴射力F=431 kN不變，針對不同的X，R參數值開展仿真。主蒸汽管道材料為12Cr1MoV，具體性能如表1所示。基準工況U形箍總甩擊力和管道位移時歷曲線如圖5所示。當t=22.5 ms時，管道U形箍產生首次碰撞的最大甩擊力RU1=926 kN。然后，當t=24.5 ms時，管道與U形箍接觸部位甩動至最大位移136.9 mm，之后，管道與U形箍發生小幅多次震蕩，穩態甩擊力峰值RUS≈540 kN。根據靜力矩平衡，U形箍對管道的反作用力RS=550 kN，則有限元計算動態最大甩擊力RU1=1.684RS，即動態放大系數K≈1.684，而有限元計算穩態甩擊力峰值RUS≈550 kN，表明仿真結果與實際情況相符。

在基準工況管道與U形箍初次碰撞至脫離的甩擊過程中，6個時刻的管道瞬態應力如圖6所示，U形箍瞬態應變如圖7所示。由圖可知：當t=15 ms時，管道尚未與U形箍碰撞，在固定端產生了塑性鉸；當t=21 ms時，管道與U形箍甩擊力接近最大，管道固定端塑性區域變小，管道與U形箍接觸部分應力增大；當t=24 ms時，甩擊力已變小，管道在慣性的作用下，速度接近于0，位移接近最大，管道塑性區域增大，可吸收更多甩動能量，U形箍應變達到最大；當t=27 ms時，速度接近最大負值，管道塑性應變能轉為甩動動能，塑性區域減小，U形箍應變相對降低；當t=30 ms時，管道位移增加，管道固定端塑性區域伴隨增加，與U形箍尚未接觸，其應變仍繼續降低。

3 管箍設計參數分析

3.1 管箍初始間隙

高能管道與U形箍防甩件一般隔著保溫層，所以存在管箍初始間隙。假定箍圓弧段半徑R=202.5～282.5 mm，求解管道U形箍甩擊的動態過程，得到最大甩擊力和管道參考點的最大位移（以下稱“最大節點位移”）變化規律如圖8和圖9所示。圖8中，最大節點位移隨箍的初始間隙呈近似線性變化，而最大甩擊力在管箍初始間隙較小時增加較大，然后增加斜率變小，動態放大系數接近1.74。圖9中，在小初始間隙范圍內，當R=242.5 mm時，模型最大甩擊力第2次動態循環即達到穩定，而當R=202.5，222.5 mm時，模型甩擊初始碰撞發生在15 ms之前，管道碰撞前甩動加速能量有限，初次碰撞最大甩擊力明顯較小，甩擊碰撞后噴射力和最大甩擊力同時增長，其動態甩動過程與大間隙模型明顯不同，前4次動態循環尚未達到穩定。總體上，本文認為R=242.5 mm以下為小間隙甩擊過程，載荷動態放大系數變化較大，而R=242.5 mm以上則為大間隙甩擊過程，載荷動態放大系數趨于一致。

3.2 管箍軸向位置

U形箍防甩件相對高能管道軸向安裝位置X應盡量小，以減少管道甩動位移，但存在彎頭、施工、檢修等情況，安裝位置也要進行適應性調整。當軸向距離增加至一定程度時，管道甩動能量隨甩動位移而增加，管道在U形箍附近的塑性應變無法吸收甩動能量，如此將導致管道塑性斷裂。對于本文的主蒸汽管道U形箍防甩裝置，當X＞2.5D時，管道即發生塑性斷裂；而當X=1.5D～2.5D時，最大甩擊力和最大節點位移變化情況如圖10所示。圖中，最大節點位移隨管箍軸向位置增加呈線性遞增，而最大甩擊力隨管箍軸向位置增加呈線性遞減，降幅僅2.5%。由于管箍初始間隙一致，達到相同甩動位移時，管道局部與U形箍發生碰撞的速度基本接近，故初次甩擊動態過程產生的最大甩擊力近似保持不變。

4 U形板甩擊分析

由于每根U形箍之間存在安裝間隙，防甩裝置軸向尺寸較大，而且U形箍安裝在適當的管箍軸向位置范圍內對最大甩擊力影響不大，故考慮用方截面U形板防甩件替換多根U形箍防甩件。方截面兩端為d=20 mm的半圓弧，橫向長度為70 mm。與基準工況對比的結果如表3所示，其中截面積AUp=1 341 mm2，約為上文基準模型AU=1 570 mm2的83.7%。保持安裝軸向位置不變，計算的U形板最大甩擊力RUp1=875 kN，約為上文基準模型RU1=926 kN的94.5%。U形板截面剛度相比于數個U形箍圓截面小，最大甩擊力也小。選取甩擊力上升段（t=18 ms）和峰值段（t=24 ms），比較U形板和U形箍的應力分布，如圖11所示。圖中，U形板材料應力分布更均勻，更能充分利用材料的承載能力，故塑性變形峰值明顯降低。

表3 U形板與U形箍防甩裝置模擬結果對比Table 3 Simulation results comparison of U-shaped plate and U-bolt whip restraint devices

5 結 論

本文基于LS-DYNA軟件對船用動力主蒸汽系統高能管道斷裂甩動過程進行了有限元模擬，詳細分析了高能管道防甩設計的主要影響因素，并研究了U形板防甩件的性能，得出如下結論：

1）U形箍防甩件最大動態甩擊力隨管箍初始間隙的增加而增大，但動態放大系數存在限值；在管箍初始間隙不變時，最大動態甩擊力與管箍軸向相對安裝位置基本無關。

2）U形板相比于U形箍，不僅具有更大的承載能力，而且可以降低最大動態甩擊力，可用于研制尺寸小、重量輕的船用防甩裝置。

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