薛梅新，彭學(xué)創(chuàng)，周雅杰，閆超星

中國艦船研究設(shè)計中心，湖北武漢430064

0 引 言

在核電領(lǐng)域，高能管道防甩設(shè)計是核安全分析的重要內(nèi)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(fā)展，國內(nèi)相關(guān)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(shè)計開展了應(yīng)用研究。受歷史條件所限，船舶核動力系統(tǒng)關(guān)于高能管道斷裂防甩設(shè)計研究較為欠缺。然而，海洋核動力平臺的核安全設(shè)計已成為核能領(lǐng)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(tǒng)蒸汽發(fā)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(tǒng)防甩布置方案需要設(shè)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(yōu)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(qiáng)度進(jìn)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(jié)構(gòu)尺寸參見文獻(xiàn)［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(huán)形斷裂噴口中心至U 形箍裝置中心的軸向距離；F 為環(huán)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(xì)分析防甩件設(shè)計參數(shù)對甩動碰撞過程的結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響規(guī)律。蒸汽發(fā)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(cè)視圖上按傳統(tǒng)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(hù)蒸汽出口A 及L 形折角彎頭處B，C 焊縫環(huán)向破裂導(dǎo)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(tǒng)，采用HyperMesh 劃分網(wǎng)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(xiàn)［9］。管道與防甩件材料的應(yīng)力、應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系采用雙線性各向同性硬化模型，參數(shù)如表1 所示。

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

2 典型破口甩擊分析

由于艙內(nèi)主蒸汽管道較短，既可以遵循規(guī)范在端部、彎頭焊縫等處假定環(huán)向破口，也可以進(jìn)行詳細(xì)的應(yīng)力分析。根據(jù)安全二級規(guī)范和CAESAR II 軟件應(yīng)力評定結(jié)果，圖1（b）中端部A、彎頭B，C焊縫處應(yīng)力較大，在進(jìn)行環(huán)向破口甩擊分析時，應(yīng)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(shè)備防護(hù)，C 破口對用戶端影響由艙壁防護(hù)，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(jié)選取的U 形箍防甩裝置基準(zhǔn)設(shè)計參數(shù)與文獻(xiàn)［9］的一致。保持破口噴射力不變，針對傳統(tǒng)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(shù)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(shè)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(dǎo)致U 形箍a 從水平管道表面脫落，造成管道二次破壞，故應(yīng)在豎直直管段破口C 附近設(shè)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(jìn)行防護(hù)。

圖2 和圖3 分別為設(shè)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(dá)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(dá)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(dá)到峰值115 mm；x，y 向位移在t=35 ms 時刻達(dá)到峰值141 mm。甩擊力與位移達(dá)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(yīng)。斜向45°噴射力導(dǎo)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(hù)與豎直防護(hù)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(shè) 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(yīng)力分布圖。圖中，部分下游豎直管段未繪制。由圖可見，瞬時應(yīng)力大于屈服強(qiáng)度360 MPa 的塑性區(qū)域分布在U 形箍附近和下游艙壁處，管道與U 形箍碰撞發(fā)生二次塑性鉸，該處最大應(yīng)力峰值約509 MPa。圖5 所示為設(shè)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(yīng)變分布圖。圖中：U 形箍a 根部應(yīng)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(yīng)變值明顯大于后者的峰值0.145。

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

圖5 A 破口U 形箍瞬時應(yīng)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(shè)置1 組豎直安裝的U形箍c 即可。圖6 所示為設(shè)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(dá)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(dá)到峰值128 mm，與2.1 節(jié)中U 形箍b 動態(tài)響應(yīng)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(shè) 置2 組U 形 箍a，c 在t=23 ms 時刻破口C 上游U 形箍的應(yīng)變和管道應(yīng)力分布圖。圖中，U 形箍c 根部應(yīng)變峰值接近0.172，U 形箍a 與管道未發(fā)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(jié)U 形箍b，但根部應(yīng)變高于U 形箍b。管道在U 形箍c 和固定端彎頭處產(chǎn)生了二次塑性鉸，后者最大塑性應(yīng)力約為460 MPa。

圖7 C 破口U 形箍瞬時應(yīng)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(yīng)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(shè)置2 組U 形箍a，c，在破口A 算例中U 形箍c 無防護(hù)作用，在破口C算例中U 形箍a 無防護(hù)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(tǒng)籌優(yōu)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(jié)針對優(yōu)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(shè)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(dá)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(dá)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(dá) 到 峰 值111 mm，x 和y 向 位 移 在t=39 ms 時刻達(dá)到峰值155 mm。相比上節(jié)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(xiàn)象。圖11 為t=33 ms 時刻U 形箍的瞬時應(yīng)變分布圖。圖中，U 形箍a 根部應(yīng)變峰值接近0.189，相比于上節(jié)2 組U 形箍a，b 算例，整體應(yīng)變減小。同時，管道最大應(yīng)力峰值約527 MPa，與上節(jié)相近。

圖9 優(yōu)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(yōu)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(yōu)化后A 破口U 形箍瞬時應(yīng)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(shè)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(dá)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(dá)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(yīng)變分布，U 形箍d 斜向拉伸導(dǎo)致根部應(yīng)變增加，峰值約0.18。

圖12 優(yōu)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(yōu)化后C 破口U 形箍瞬時應(yīng)變云圖Fig.13 U-bolt transient strain von Mises for break C after optimization

4 結(jié) 論

基于LS-DYNA 軟件對船用蒸汽發(fā)生器斜向蒸汽出口高能管道防甩設(shè)計進(jìn)行有限元模擬分析與優(yōu)化，詳細(xì)分析了2 種布置方案應(yīng)對各類假想破口甩動事故的可行性，得出如下結(jié)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(yīng)設(shè)置U 形箍以限制豎直管段的橫向位移。

2）蒸汽發(fā)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(xié)同，可避免管箍滑落，防止蒸汽破口導(dǎo)致的二次甩擊事故，減少船用防甩件數(shù)量和布置空間。