薛梅新,彭學(xué)創(chuàng),周雅杰,閆超星
中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心,湖北武漢430064
在核電領(lǐng)域,高能管道防甩設(shè)計(jì)是核安全分析的重要內(nèi)容,國(guó)外已有大量理論與試驗(yàn)研究[1-4]。20 年來,隨著核電自主化發(fā)展,國(guó)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(duì)二回路主蒸汽、主給水等高能管道防甩設(shè)計(jì)開展了應(yīng)用研究。受歷史條件所限,船舶核動(dòng)力系統(tǒng)關(guān)于高能管道斷裂防甩設(shè)計(jì)研究較為欠缺。然而,海洋核動(dòng)力平臺(tái)的核安全設(shè)計(jì)已成為核能領(lǐng)域的研究熱點(diǎn),深入開展船用核動(dòng)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(dòng)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(duì)管路特點(diǎn),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(duì)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(yàn)證斜向出口主蒸汽管道防甩布置的有效性。
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(zhǎng)。本文以此模型詳細(xì)分析防甩件設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)甩動(dòng)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(duì)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(dòng)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(duì)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(jì)算方法驗(yàn)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
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(jí)規(guī)范和CAESAR II 軟件應(yīng)力評(píng)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(shí),應(yīng)分別考慮蒸汽噴射對(duì)汽源端和用戶端管路的影響,其中A 破口對(duì)用戶端影響涵蓋了B 破口對(duì)用戶端的影響,C 破口對(duì)汽源端影響涵蓋了B 破口對(duì)汽源端的影響;A 破口對(duì)汽源端影響由設(shè)備防護(hù),C 破口對(duì)用戶端影響由艙壁防護(hù),不屬本文分析范圍。 本文將重點(diǎn)分析A 破口噴射力對(duì)A-B-C-D-E 全管段以及C 破口噴射力對(duì)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(jì)參數(shù)與文獻(xiàn)[9]的一致。保持破口噴射力不變,針對(duì)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。
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(yùn)動(dòng),而會(huì)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(yùn)動(dòng),即同時(shí)對(duì)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(shí),計(jì)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(diǎn)1 的各向位移時(shí)程曲線。由圖可見,在t=29.5 ms 時(shí)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(shí)刻,水平U 形箍b 達(dá)到峰值994 kN。同時(shí),如圖3 所示,管道參考點(diǎn)z 向位移在t=31 ms 時(shí)刻達(dá)到峰值115 mm;x,y 向位移在t=35 ms 時(shí)刻達(dá)到峰值141 mm。甩擊力與位移達(dá)到峰值的時(shí)間基本一致,其差別源自參考點(diǎn)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(diǎn)水平位移十分顯著,與豎直位移一致,屬于相同量級(jí)。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(diǎn)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(shí)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(diǎn)位移時(shí)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(shí)刻破口A 下游管道瞬時(shí)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(shí)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(shí)刻破口A 下游U形箍瞬時(shí)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(shí)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(shí)應(yīng)變?cè)茍DFig.5 U-bolt transient von Mises strain for break A
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(shí),破口C 上游U 型箍c 總甩擊力和接近U 形箍c 處參考點(diǎn)2 的垂向位移時(shí)程曲線。由圖可見,豎直安裝的U 形箍c在t=23 ms時(shí)刻先達(dá)到首次碰撞的最大峰值974 kN,管道參考點(diǎn)2 的z 向位移在t=23 ms時(shí)刻達(dá)到峰值128 mm,與2.1 節(jié)中U 形箍b 動(dòng)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(shí)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(shí)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(shí)應(yīng)變?cè)茍DFig.7 U-bolt transient von Mises strain for break C
圖8 C 破口U 形箍瞬時(shí)應(yīng)力云圖Fig.8 U-bolt transient von Mises stress for break C
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?jī)H針對(duì)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(duì)優(yōu)化的a,d 防甩布置方案開展仿真模擬。
圖9 和圖10 所示分別為設(shè)置2 組U 形箍a,d時(shí)破口A 下游U 型箍總甩擊力和管道參考點(diǎn)1 的位移時(shí)程曲線。由圖可見:豎直U形箍a在t=28 ms時(shí)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(shí)刻達(dá)到峰值1 028 kN;同時(shí),管道參考點(diǎn)1 的z 向位移在t=28 ms 時(shí) 刻 達(dá) 到 峰 值111 mm,x 和y 向 位 移 在t=39 ms 時(shí)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(shí)刻U 形箍的瞬時(shí)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(shí),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(shí)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(diǎn)位移時(shí)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(shí)應(yīng)變?cè)茍DFig.11 U-bolt transient von Mises strain for break A after optimization
圖12 所示為設(shè)置U 形箍a,d 時(shí)破口C 上游U形箍總甩擊力和管道參考點(diǎn)2 的垂向位移時(shí)程曲線。由圖可見,斜向U 形箍d 在t=20 ms 時(shí)刻先達(dá)到首次碰撞的最大峰值865 kN,管道參考點(diǎn)z 向位移在t=26 ms 時(shí)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(shí)U 形箍應(yīng)變分布,U 形箍d 斜向拉伸導(dǎo)致根部應(yīng)變?cè)黾?,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(shí)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(shí)應(yīng)變?cè)茍DFig.13 U-bolt transient strain von Mises for break C after optimization
基于LS-DYNA 軟件對(duì)船用蒸汽發(fā)生器斜向蒸汽出口高能管道防甩設(shè)計(jì)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(duì)各類假想破口甩動(dòng)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。