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(tǒng)，輸送高溫、高壓介質的管道發(fā)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(xiàn)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(tǒng)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(guī)范也形成了相關防甩設計標準。近年來，國內開展了大規(guī)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(fā)提供了支持。但限于歷史條件，針對船舶動力系統(tǒng)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(huán)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(guī)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(shù)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(tǒng)如圖2（a）所示。其中，X為管道環(huán)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(huán)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(tǒng)，詳細分析管箍初始間隙、軸向位置等設計參數(shù)對動態(tài)甩擊過程的影響規(guī)律。

鑒于傳統(tǒng)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(shù)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(shù)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(shù)據(jù)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(guī)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(wěn)態(tài)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(fā)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(shù)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(tǒng)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(shù)為0.2、動摩擦系數(shù)為0.18。

1.2 計算方法驗證

以U形箍防甩件處管道表面節(jié)點作為監(jiān)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(wěn)，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(fā)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(shù)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(fā)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(guī)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(guī)范進一步規(guī)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(wěn)態(tài)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(tǒng)運行壓力；A為管道破口面積；C為推力系數(shù)，其取決于管內流體種類和狀態(tài)參數(shù)、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(guī)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(shù)設為：L=3 m，X=0.65 m，d=20 mm，j=30 mm，箍數(shù)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(shù)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(fā)生小幅多次震蕩，穩(wěn)態(tài)甩擊力峰值RUS≈540 kN。根據(jù)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(tài)最大甩擊力RU1=1.684RS，即動態(tài)放大系數(shù)K≈1.684，而有限元計算穩(wěn)態(tài)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(tài)應力如圖6所示，U形箍瞬態(tài)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(qū)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(qū)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(qū)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(qū)域伴隨增加，與U形箍尚未接觸，其應變仍繼續(xù)降低。

3 管箍設計參數(shù)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(tài)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(jié)點位移”）變化規(guī)律如圖8和圖9所示。圖8中，最大節(jié)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(tài)放大系數(shù)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(tài)循環(huán)即達到穩(wěn)定，而當R=202.5，222.5 mm時，模型甩擊初始碰撞發(fā)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(tài)甩動過程與大間隙模型明顯不同，前4次動態(tài)循環(huán)尚未達到穩(wěn)定?？傮w上，本文認為R=242.5 mm以下為小間隙甩擊過程，載荷動態(tài)放大系數(shù)變化較大，而R=242.5 mm以上則為大間隙甩擊過程，載荷動態(tài)放大系數(shù)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(fā)生塑性斷裂；而當X=1.5D～2.5D時，最大甩擊力和最大節(jié)點位移變化情況如圖10所示。圖中，最大節(jié)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(fā)生碰撞的速度基本接近，故初次甩擊動態(tài)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?shù)墓芄枯S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(shù)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(tǒng)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(tài)甩擊力隨管箍初始間隙的增加而增大，但動態(tài)放大系數(shù)存在限值；在管箍初始間隙不變時，最大動態(tài)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(tài)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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