倒L 形主蒸汽管道防甩設計分析

薛梅新，彭學創，周雅杰，閆超星

中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

0 引 言

在核電領域，高能管道防甩設計是核安全分析的重要內容，國外已有大量理論與試驗研究［1-4］。20 年來，隨著核電自主化發展，國內相關科研單位采用靜力法、能量平衡法及有限元法［5-8］對二回路主蒸汽、主給水等高能管道防甩設計開展了應用研究。受歷史條件所限，船舶核動力系統關于高能管道斷裂防甩設計研究較為欠缺。然而，海洋核動力平臺的核安全設計已成為核能領域的研究熱點，深入開展船用核動力高能管道防甩研究具有重要意義。

由于船舶艙室空間資源限制，船舶動力系統蒸汽發生器采取斜向45°接口，從其蒸汽接管嘴至艙壁的主蒸汽管道呈倒L 形，按照傳統防甩布置方案需要設置3 組U 形箍。本文針對管路特點，將提出一種斜向布置的集成優化方案，采用LS-DYNA 非線性有限元軟件，對高能管道與U 形防甩件的碰撞過程及強度進行仿真分析，以驗證斜向出口主蒸汽管道防甩布置的有效性。

1 幾何與物理模型

核電高能管道通常采用U 形箍、H 形等吸能防甩裝置［9］，其中典型的U 形箍結構尺寸參見文獻［9］。U 形箍防甩裝置與高能管道組成的典型分析模型如圖1（a）所示。圖中：X 為管道環形斷裂噴口中心至U 形箍裝置中心的軸向距離；F 為環形斷裂自由端噴射力；Rd為彎頭彎曲半徑；管道右端為固定約束；l 為管道總長。本文以此模型詳細分析防甩件設計參數對甩動碰撞過程的結構響應影響規律。蒸汽發生器斜向蒸汽出口至艙壁主蒸汽管道布置如圖1（b）所示，側視圖上按傳統思路相對軸向距離X=2D（D 為管道外徑）處布置了3組（a，b，c）各5 根U 形防甩裝置，以用于防護蒸汽出口A 及L 形折角彎頭處B，C 焊縫環向破裂導致的高能管道甩動事故。

圖1 典型管道和U 形防甩裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of typical pipe and U-bolt whip restraint devices

本文針對高能管道和U 形防甩裝置系統，采用HyperMesh 劃分網格及LS-DYNA 非線性有限元軟件求解，具體計算方法驗證詳見文獻［9］。管道與防甩件材料的應力、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。

表1 主蒸汽管道及U 形箍材料參數Table 1 Material specifications of main steam pipe and U-bolt

2 典型破口甩擊分析

由于艙內主蒸汽管道較短，既可以遵循規范在端部、彎頭焊縫等處假定環向破口，也可以進行詳細的應力分析。根據安全二級規范和CAESAR II 軟件應力評定結果，圖1（b）中端部A、彎頭B，C焊縫處應力較大，在進行環向破口甩擊分析時，應分別考慮蒸汽噴射對汽源端和用戶端管路的影響，其中A 破口對用戶端影響涵蓋了B 破口對用戶端的影響，C 破口對汽源端影響涵蓋了B 破口對汽源端的影響；A 破口對汽源端影響由設備防護，C 破口對用戶端影響由艙壁防護，不屬本文分析范圍。 本文將重點分析A 破口噴射力對A-B-C-D-E 全管段以及C 破口噴射力對C-B-A管段的甩擊影響。

本節選取的U 形箍防甩裝置基準設計參數與文獻［9］的一致。保持破口噴射力不變，針對傳統的a，b，c 防甩布置方案開展仿真模擬。主蒸汽管道材料為耐熱鋼12Cr1MoV，參數見表1。

2.1 A 破口全管段甩擊

由于破口A 噴射力方向與水平直管段U 形箍安裝軸向保持45°，若只在破口A 附近設置1 組豎直安裝的U 形箍a，則不能限制管道的橫向運動，而會導致U 形箍a 從水平管道表面脫落，造成管道二次破壞，故應在豎直直管段破口C 附近設置第2 組水平安裝的U 形箍b，以限制橫向運動，即同時對破口B 下游管道甩擊進行防護。

圖2 和圖3 分別為設置2 組U 形箍a，b 時，計算破口A 下游各組U 型箍總甩擊力和接近U 形箍a 處參考點1 的各向位移時程曲線。由圖可見，在t=29.5 ms 時刻，豎直U 形箍a 達到首次碰撞的最大峰值1 060 kN，隨后在t=32.5 ms 時刻，水平U 形箍b 達到峰值994 kN。同時，如圖3 所示，管道參考點z 向位移在t=31 ms 時刻達到峰值115 mm；x，y 向位移在t=35 ms 時刻達到峰值141 mm。甩擊力與位移達到峰值的時間基本一致，其差別源自參考點只表征了5 根U 形箍的平均響應。斜向45°噴射力導致管道參考點水平位移十分顯著，與豎直位移一致，屬于相同量級。U 形箍b 平均水平位移也為125 mm，在疊加了豎直管段的水平位移影響后，參考點水平總位移已接近豎直位移的2倍，即斜向出口主蒸汽管道橫向位移防護與豎直防護同等重要。

圖2 A 破口U 形箍總甩擊力時程曲線Fig.2 Time histories of U-bolts total rejection force for break A

圖3 A 破口管道參考點位移時程曲線Fig.3 Time histories of pipe reference point displacement for break A

圖4 所 示 為 設 置2 組U 形 箍a，b 在t=29.5 ms時刻破口A 下游管道瞬時應力分布圖。圖中，部分下游豎直管段未繪制。由圖可見，瞬時應力大于屈服強度360 MPa 的塑性區域分布在U 形箍附近和下游艙壁處，管道與U 形箍碰撞發生二次塑性鉸，該處最大應力峰值約509 MPa。圖5 所示為設置2 組U 形箍a，b 在t=32 ms 時刻破口A 下游U形箍瞬時應變分布圖。圖中：U 形箍a 根部應變峰值接近0.192 0，盡管U 形箍a 承受的總甩擊力與U形箍b 接近，但前者根部由于斜向拉伸影響，應變值明顯大于后者的峰值0.145。

圖4 A 破口管道瞬時應力云圖Fig.4 Pipe transient von Mises stress for break A

圖5 A 破口U 形箍瞬時應變云圖Fig.5 U-bolt transient von Mises strain for break A

2.2 C 破 口 管 段C-B-A 甩 擊

由于破口C 噴射力方向與上游水平直管段垂直，在破口C 彎頭上游附近設置1 組豎直安裝的U形箍c 即可。圖6 所示為設置2 組U 形箍a，c 時，破口C 上游U 型箍c 總甩擊力和接近U 形箍c 處參考點2 的垂向位移時程曲線。由圖可見，豎直安裝的U 形箍c在t=23 ms時刻先達到首次碰撞的最大峰值974 kN，管道參考點2 的z 向位移在t=23 ms時刻達到峰值128 mm，與2.1 節中U 形箍b 動態響應基本一致。

圖6 C 破口U 形箍總甩擊力和管道位移時程曲線Fig.6 Time histories of U-bolts total rejection force and pipedisplacement for break C

圖7 和 圖8 分 別 為 設 置2 組U 形 箍a，c 在t=23 ms 時刻破口C 上游U 形箍的應變和管道應力分布圖。圖中，U 形箍c 根部應變峰值接近0.172，U 形箍a 與管道未發生碰撞。由于U 形箍c 在水平方向也有拉伸，盡管總甩擊力略小于上節U 形箍b，但根部應變高于U 形箍b。管道在U 形箍c 和固定端彎頭處產生了二次塑性鉸，后者最大塑性應力約為460 MPa。

圖7 C 破口U 形箍瞬時應變云圖Fig.7 U-bolt transient von Mises strain for break C

圖8 C 破口U 形箍瞬時應力云圖Fig.8 U-bolt transient von Mises stress for break C

3 U 形箍斜向安裝分析

上文主蒸汽管道水平管段設置2 組U 形箍a，c，在破口A 算例中U 形箍c 無防護作用，在破口C算例中U 形箍a 無防護作用，每組U 形箍僅針對單一事故工況，因而考慮將相鄰布置的U 形箍統籌優化，例如取消b，c 這2 組U 形箍，在破口B，C 之間彎頭中部45°斜向安裝1 組U 形箍d，以兼顧破口A，C 事故工況，如圖1 和圖11 所示。本節針對優化的a，d 防甩布置方案開展仿真模擬。

3.1 A 破口全管段甩擊

圖9 和圖10 所示分別為設置2 組U 形箍a，d時破口A 下游U 型箍總甩擊力和管道參考點1 的位移時程曲線。由圖可見：豎直U形箍a在t=28 ms時刻先達到首次碰撞的最大峰值994 kN，45°斜向安裝的U 形箍d 隨后在t=37.5 ms 時刻達到峰值1 028 kN；同時，管道參考點1 的z 向位移在t=28 ms 時 刻 達 到 峰 值111 mm，x 和y 向 位 移 在t=39 ms 時刻達到峰值155 mm。相比上節2 組U形箍a，b 算例，z 向位移減少，U 形箍a 承載減弱，而x，y 向位移增加，U 形箍d 則承載增加，無滑落現象。圖11 為t=33 ms 時刻U 形箍的瞬時應變分布圖。圖中，U 形箍a 根部應變峰值接近0.189，相比于上節2 組U 形箍a，b 算例，整體應變減小。同時，管道最大應力峰值約527 MPa，與上節相近。

圖9 優化后A 破口U 形箍總甩擊力時程曲線Fig.9 Time histories of U-bolts total rejection force for break A after optimization

圖10 優化后A 破口管道參考點位移時程曲線Fig.10 Time histories of pipe reference point displacement for break A after optimization

圖11 優化后A 破口U 形箍瞬時應變云圖Fig.11 U-bolt transient von Mises strain for break A after optimization

3.2 C 破 口 管 段C-B-A 甩 擊

圖12 所示為設置U 形箍a，d 時破口C 上游U形箍總甩擊力和管道參考點2 的垂向位移時程曲線。由圖可見，斜向U 形箍d 在t=20 ms 時刻先達到首次碰撞的最大峰值865 kN，管道參考點z 向位移在t=26 ms 時刻達到峰值169 mm，即U 形箍d垂向限制作用減弱，U 形箍a 也部分地起到了限制作用，避免了U 形箍d 從彎頭滑落。圖13 所示為t=26 ms 時U 形箍應變分布，U 形箍d 斜向拉伸導致根部應變增加，峰值約0.18。

圖12 優化后C 破口U 形箍甩擊力和管道位移時程曲線Fig.12 Time histories of U-bolts total rejection force and pipe displacement for break C after optimization

圖13 優化后C 破口U 形箍瞬時應變云圖Fig.13 U-bolt transient strain von Mises for break C after optimization

4 結 論

基于LS-DYNA 軟件對船用蒸汽發生器斜向蒸汽出口高能管道防甩設計進行有限元模擬分析與優化，詳細分析了2 種布置方案應對各類假想破口甩動事故的可行性，得出如下結論：

1）L 形高能管道端部在斜向噴射力作用下，管段橫向位移顯著，除水平管段豎直安裝U 形箍限制垂向位移外，還應設置U 形箍以限制豎直管段的橫向位移。

2）蒸汽發生器45°斜向蒸汽出口L 形高能管道在折角彎頭處45°斜向安裝U 形箍，與水平管段豎直安裝U 形箍協同，可避免管箍滑落，防止蒸汽破口導致的二次甩擊事故，減少船用防甩件數量和布置空間。