倒L 形主蒸汽管道防甩设计分析

薛梅新，彭学创，周雅杰，闫超星

中国舰船研究设计中心，湖北武汉430064

0 引 言

在核电领域，高能管道防甩设计是核安全分析的重要内容，国外已有大量理论与试验研究［1-4］。20 年来，随着核电自主化发展，国内相关科研单位采用静力法、能量平衡法及有限元法［5-8］对二回路主蒸汽、主给水等高能管道防甩设计开展了应用研究。受历史条件所限，船舶核动力系统关于高能管道断裂防甩设计研究较为欠缺。然而，海洋核动力平台的核安全设计已成为核能领域的研究热点，深入开展船用核动力高能管道防甩研究具有重要意义。

由于船舶舱室空间资源限制，船舶动力系统蒸汽发生器采取斜向45°接口，从其蒸汽接管嘴至舱壁的主蒸汽管道呈倒L 形，按照传统防甩布置方案需要设置3 组U 形箍。本文针对管路特点，将提出一种斜向布置的集成优化方案，采用LS-DYNA 非线性有限元软件，对高能管道与U 形防甩件的碰撞过程及强度进行仿真分析，以验证斜向出口主蒸汽管道防甩布置的有效性。

1 几何与物理模型

核电高能管道通常采用U 形箍、H 形等吸能防甩装置［9］，其中典型的U 形箍结构尺寸参见文献［9］。U 形箍防甩装置与高能管道组成的典型分析模型如图1（a）所示。图中：X 为管道环形断裂喷口中心至U 形箍装置中心的轴向距离；F 为环形断裂自由端喷射力；Rd为弯头弯曲半径；管道右端为固定约束；l 为管道总长。本文以此模型详细分析防甩件设计参数对甩动碰撞过程的结构响应影响规律。蒸汽发生器斜向蒸汽出口至舱壁主蒸汽管道布置如图1（b）所示，侧视图上按传统思路相对轴向距离X=2D（D 为管道外径）处布置了3组（a，b，c）各5 根U 形防甩装置，以用于防护蒸汽出口A 及L 形折角弯头处B，C 焊缝环向破裂导致的高能管道甩动事故。

图1 典型管道和U 形防甩装置示意图Fig.1 Schematic diagram of typical pipe and U-bolt whip restraint devices

本文针对高能管道和U 形防甩装置系统，采用HyperMesh 划分网格及LS-DYNA 非线性有限元软件求解，具体计算方法验证详见文献［9］。管道与防甩件材料的应力、应变本构关系采用双线性各向同性硬化模型，参数如表1 所示。

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

2 典型破口甩击分析

由于舱内主蒸汽管道较短，既可以遵循规范在端部、弯头焊缝等处假定环向破口，也可以进行详细的应力分析。根据安全二级规范和CAESAR II 软件应力评定结果，图1（b）中端部A、弯头B，C焊缝处应力较大，在进行环向破口甩击分析时，应分别考虑蒸汽喷射对汽源端和用户端管路的影响，其中A 破口对用户端影响涵盖了B 破口对用户端的影响，C 破口对汽源端影响涵盖了B 破口对汽源端的影响；A 破口对汽源端影响由设备防护，C 破口对用户端影响由舱壁防护，不属本文分析范围。 本文将重点分析A 破口喷射力对A-B-C-D-E 全管段以及C 破口喷射力对C-B-A管段的甩击影响。

本节选取的U 形箍防甩装置基准设计参数与文献［9］的一致。保持破口喷射力不变，针对传统的a，b，c 防甩布置方案开展仿真模拟。主蒸汽管道材料为耐热钢12Cr1MoV，参数见表1。

2.1 A 破口全管段甩击

由于破口A 喷射力方向与水平直管段U 形箍安装轴向保持45°，若只在破口A 附近设置1 组竖直安装的U 形箍a，则不能限制管道的横向运动，而会导致U 形箍a 从水平管道表面脱落，造成管道二次破坏，故应在竖直直管段破口C 附近设置第2 组水平安装的U 形箍b，以限制横向运动，即同时对破口B 下游管道甩击进行防护。

图2 和图3 分别为设置2 组U 形箍a，b 时，计算破口A 下游各组U 型箍总甩击力和接近U 形箍a 处参考点1 的各向位移时程曲线。由图可见，在t=29.5 ms 时刻，竖直U 形箍a 达到首次碰撞的最大峰值1 060 kN，随后在t=32.5 ms 时刻，水平U 形箍b 达到峰值994 kN。同时，如图3 所示，管道参考点z 向位移在t=31 ms 时刻达到峰值115 mm；x，y 向位移在t=35 ms 时刻达到峰值141 mm。甩击力与位移达到峰值的时间基本一致，其差别源自参考点只表征了5 根U 形箍的平均响应。斜向45°喷射力导致管道参考点水平位移十分显著，与竖直位移一致，属于相同量级。U 形箍b 平均水平位移也为125 mm，在叠加了竖直管段的水平位移影响后，参考点水平总位移已接近竖直位移的2倍，即斜向出口主蒸汽管道横向位移防护与竖直防护同等重要。

图2 A 破口U 形箍总甩击力时程曲线Fig.2 Time histories of U-bolts total rejection force for break A

图3 A 破口管道参考点位移时程曲线Fig.3 Time histories of pipe reference point displacement for break A

图4 所 示 为 设 置2 组U 形 箍a，b 在t=29.5 ms时刻破口A 下游管道瞬时应力分布图。图中，部分下游竖直管段未绘制。由图可见，瞬时应力大于屈服强度360 MPa 的塑性区域分布在U 形箍附近和下游舱壁处，管道与U 形箍碰撞发生二次塑性铰，该处最大应力峰值约509 MPa。图5 所示为设置2 组U 形箍a，b 在t=32 ms 时刻破口A 下游U形箍瞬时应变分布图。图中：U 形箍a 根部应变峰值接近0.192 0，尽管U 形箍a 承受的总甩击力与U形箍b 接近，但前者根部由于斜向拉伸影响，应变值明显大于后者的峰值0.145。

图4 A 破口管道瞬时应力云图Fig.4 Pipe transient von Mises stress for break A

图5 A 破口U 形箍瞬时应变云图Fig.5 U-bolt transient von Mises strain for break A

2.2 C 破 口 管 段C-B-A 甩 击

由于破口C 喷射力方向与上游水平直管段垂直，在破口C 弯头上游附近设置1 组竖直安装的U形箍c 即可。图6 所示为设置2 组U 形箍a，c 时，破口C 上游U 型箍c 总甩击力和接近U 形箍c 处参考点2 的垂向位移时程曲线。由图可见，竖直安装的U 形箍c在t=23 ms时刻先达到首次碰撞的最大峰值974 kN，管道参考点2 的z 向位移在t=23 ms时刻达到峰值128 mm，与2.1 节中U 形箍b 动态响应基本一致。

图6 C 破口U 形箍总甩击力和管道位移时程曲线Fig.6 Time histories of U-bolts total rejection force and pipedisplacement for break C

图7 和 图8 分 别 为 设 置2 组U 形 箍a，c 在t=23 ms 时刻破口C 上游U 形箍的应变和管道应力分布图。图中，U 形箍c 根部应变峰值接近0.172，U 形箍a 与管道未发生碰撞。由于U 形箍c 在水平方向也有拉伸，尽管总甩击力略小于上节U 形箍b，但根部应变高于U 形箍b。管道在U 形箍c 和固定端弯头处产生了二次塑性铰，后者最大塑性应力约为460 MPa。

图7 C 破口U 形箍瞬时应变云图Fig.7 U-bolt transient von Mises strain for break C

图8 C 破口U 形箍瞬时应力云图Fig.8 U-bolt transient von Mises stress for break C

3 U 形箍斜向安装分析

上文主蒸汽管道水平管段设置2 组U 形箍a，c，在破口A 算例中U 形箍c 无防护作用，在破口C算例中U 形箍a 无防护作用，每组U 形箍仅针对单一事故工况，因而考虑将相邻布置的U 形箍统筹优化，例如取消b，c 这2 组U 形箍，在破口B，C 之间弯头中部45°斜向安装1 组U 形箍d，以兼顾破口A，C 事故工况，如图1 和图11 所示。本节针对优化的a，d 防甩布置方案开展仿真模拟。

3.1 A 破口全管段甩击

图9 和图10 所示分别为设置2 组U 形箍a，d时破口A 下游U 型箍总甩击力和管道参考点1 的位移时程曲线。由图可见：竖直U形箍a在t=28 ms时刻先达到首次碰撞的最大峰值994 kN，45°斜向安装的U 形箍d 随后在t=37.5 ms 时刻达到峰值1 028 kN；同时，管道参考点1 的z 向位移在t=28 ms 时 刻 达 到 峰 值111 mm，x 和y 向 位 移 在t=39 ms 时刻达到峰值155 mm。相比上节2 组U形箍a，b 算例，z 向位移减少，U 形箍a 承载减弱，而x，y 向位移增加，U 形箍d 则承载增加，无滑落现象。图11 为t=33 ms 时刻U 形箍的瞬时应变分布图。图中，U 形箍a 根部应变峰值接近0.189，相比于上节2 组U 形箍a，b 算例，整体应变减小。同时，管道最大应力峰值约527 MPa，与上节相近。

图9 优化后A 破口U 形箍总甩击力时程曲线Fig.9 Time histories of U-bolts total rejection force for break A after optimization

图10 优化后A 破口管道参考点位移时程曲线Fig.10 Time histories of pipe reference point displacement for break A after optimization

图11 优化后A 破口U 形箍瞬时应变云图Fig.11 U-bolt transient von Mises strain for break A after optimization

3.2 C 破 口 管 段C-B-A 甩 击

图12 所示为设置U 形箍a，d 时破口C 上游U形箍总甩击力和管道参考点2 的垂向位移时程曲线。由图可见，斜向U 形箍d 在t=20 ms 时刻先达到首次碰撞的最大峰值865 kN，管道参考点z 向位移在t=26 ms 时刻达到峰值169 mm，即U 形箍d垂向限制作用减弱，U 形箍a 也部分地起到了限制作用，避免了U 形箍d 从弯头滑落。图13 所示为t=26 ms 时U 形箍应变分布，U 形箍d 斜向拉伸导致根部应变增加，峰值约0.18。

图12 优化后C 破口U 形箍甩击力和管道位移时程曲线Fig.12 Time histories of U-bolts total rejection force and pipe displacement for break C after optimization

图13 优化后C 破口U 形箍瞬时应变云图Fig.13 U-bolt transient strain von Mises for break C after optimization

4 结 论

基于LS-DYNA 软件对船用蒸汽发生器斜向蒸汽出口高能管道防甩设计进行有限元模拟分析与优化，详细分析了2 种布置方案应对各类假想破口甩动事故的可行性，得出如下结论：

1）L 形高能管道端部在斜向喷射力作用下，管段横向位移显著，除水平管段竖直安装U 形箍限制垂向位移外，还应设置U 形箍以限制竖直管段的横向位移。

2）蒸汽发生器45°斜向蒸汽出口L 形高能管道在折角弯头处45°斜向安装U 形箍，与水平管段竖直安装U 形箍协同，可避免管箍滑落，防止蒸汽破口导致的二次甩击事故，减少船用防甩件数量和布置空间。