紊流罩破裂失效的力學(xué)分析與研究

王驥驍，白旭娟，陸瑜瀅，盛 鋒，雷欣

（中國(guó)核電工程有限公司，北京 100840）

裂紋擴(kuò)展與斷裂失效是核電站在役檢查中重點(diǎn)關(guān)注的問題。裂紋萌生、擴(kuò)展直至斷裂失效直接關(guān)系著壓力邊界的完整性，對(duì)核電廠的安全運(yùn)行產(chǎn)生致命影響[1]。同時(shí)裂紋與斷裂問題的出現(xiàn)，有可能導(dǎo)致核級(jí)設(shè)備和管道喪失執(zhí)行其設(shè)計(jì)功能，引發(fā)重大安全事故。因此對(duì)于電廠中服役部件的裂紋萌生機(jī)理與結(jié)構(gòu)失效原因研究成為亟待解決問題[2]。本論文針對(duì)在役電廠中某紊流罩結(jié)構(gòu)發(fā)生破裂失效問題開展力學(xué)分析與研究，為今后避免出現(xiàn)結(jié)構(gòu)失效的發(fā)生具有關(guān)鍵意義[3]，同時(shí)后續(xù)核電廠裂紋擴(kuò)展和斷裂失效分析提供經(jīng)驗(yàn)參考與技術(shù)支持。

1 紊流罩結(jié)構(gòu)及破壞情況

1.1 紊流罩結(jié)構(gòu)及基本工況概述

本文研究的紊流罩屬于汽輪機(jī)旁路系統(tǒng)（GCT）旁排閥的重要構(gòu)件，汽輪機(jī)旁路系統(tǒng)是常規(guī)島廠房重要的系統(tǒng)，紊流罩的主要功能是對(duì)介質(zhì)的流動(dòng)起到引導(dǎo)和整流作用，降低流體介質(zhì)通過閥門產(chǎn)生湍流、氣蝕、流致振動(dòng)等不穩(wěn)定因素的可能性。紊流罩失效會(huì)導(dǎo)致流體出現(xiàn)不可控的不穩(wěn)定狀態(tài)，同時(shí)結(jié)構(gòu)破裂將導(dǎo)致旁排閥發(fā)生結(jié)構(gòu)損傷，若問題進(jìn)一步發(fā)展，將導(dǎo)致汽輪機(jī)旁路系統(tǒng)的不可用，以致主蒸汽系統(tǒng)安全閥開啟釋放，嚴(yán)重影響核電廠安全運(yùn)行。

紊流罩為類圓筒網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，介質(zhì)由閥體進(jìn)入罩內(nèi)，流經(jīng)密布于筒壁上均勻分布的孔洞，最終從出口流出閥體。根據(jù)流場(chǎng)分析結(jié)果，如若不發(fā)生湍流激振，紊流罩正常工作穩(wěn)態(tài)下，主要承載高溫高壓蒸汽的壓力和溫度載荷。該結(jié)構(gòu)的約束邊界情況如下，由罩體上部環(huán)狀端面承載于閥體腔內(nèi)，以支撐形式實(shí)現(xiàn)豎直、水平和轉(zhuǎn)動(dòng)約束，罩體下部凸臺(tái)與腔內(nèi)閥座接觸，表面無堆焊，限制水平方向運(yùn)動(dòng)，軸向無約束，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)拆解實(shí)際情況，與閥座底部可能存在一定間隙。罩壁均布分布孔洞為介質(zhì)流道，均布孔洞呈等邊三角形排布，孔洞分布如圖 1、圖2 所示。

圖1 閥門與紊流罩結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.1 Sectional view of valve and turbulent hood structure

圖2 紊流罩孔洞分布示意圖Fig.2 Schematic diagram of the hole distribution

紊流罩材料為SA-182 F316 不銹鋼鍛件，根據(jù)系統(tǒng)設(shè)計(jì)，該閥門的額定設(shè)計(jì)流量為97.9 kg/s，流體為高溫高壓汽液混合介質(zhì)，該結(jié)構(gòu)在服役過程中啟停次數(shù)較多，同時(shí)存在溫度驟升瞬態(tài)工況（從50～300 ℃）。

1.2 紊流罩結(jié)構(gòu)破壞及斷裂失效情況

根據(jù)實(shí)際已發(fā)生的破裂情況，紊流罩出現(xiàn)自下部凸臺(tái)至上端面的Y 型破壞形式。通過對(duì)紊流罩宏觀裂紋擴(kuò)展趨勢(shì)的斷裂力學(xué)分析[4]，現(xiàn)推測(cè)自罩體結(jié)構(gòu)在下部凸臺(tái)首先出現(xiàn)初始缺陷破壞[5]，進(jìn)而在徑向壓力和由此產(chǎn)生的環(huán)向載荷作用下，裂紋向上部端面擴(kuò)展，并最終發(fā)生如圖3 所示的破壞失效[6]。

圖3 紊流罩裂紋整體情況與失效斷裂宏觀形貌Fig.3 The overall situation of cracks and the macroscopic morphology of failure fracture

2 紊流罩的材料失效分析

2.1 紊流罩?jǐn)嗔烟幒暧^及微觀形貌分析

為準(zhǔn)確判斷紊流罩破裂失效原因，首先針對(duì)罩體斷裂處進(jìn)行材料角度的研究和實(shí)驗(yàn)[7]。具體檢測(cè)和實(shí)驗(yàn)包含微觀斷口分析（SEM+EDS）、材料化學(xué)成分分析、力學(xué)性能分析（拉伸、沖擊、硬度）與金相組織分析。對(duì)宏觀裂紋形貌進(jìn)行初步分析，發(fā)現(xiàn)紊流罩裂縫自罩體的下部發(fā)生，位于閥門流體出口一側(cè)，呈Y 形開裂，裂紋兩側(cè)沒有明顯塑性變形。在紊流罩下部的凸臺(tái)外圓周表面，裂紋一側(cè)發(fā)生了嚴(yán)重磨損，而另一側(cè)則無明顯磨損。裂紋起始于紊流罩下部開裂區(qū)的凸緣損傷處，擴(kuò)展過程中裂紋主要穿過各個(gè)孔的中部，即沿最小承載截面擴(kuò)展。如圖4 所示。

圖4 紊流罩下部開裂部位的局部剖面Fig.4 Partial section of the cracked part

2.2 斷口微觀形貌及材料分析

針對(duì)斷口處源區(qū)、擴(kuò)展區(qū)、掉塊區(qū)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)三個(gè)區(qū)域均存在氧化產(chǎn)物覆蓋層，未被氧化產(chǎn)物覆蓋較淺區(qū)域可見明顯的疲勞條紋。其中能譜分析表明[8]，氧化產(chǎn)物主要含有Fe、O、Cr 和Mo 等元素，源區(qū)附近和基體組織都為奧氏體和鐵素體材料，如圖5、圖6 所示。

圖5 紊流下部失效情況與微觀形貌Fig.5 Failure condition and micro morphology of substructure

圖6 裂紋擴(kuò)展區(qū)中明顯的疲勞條帶Fig.6 Obvious fatigue bands in the crack zone

通過材料失效分析，初步判斷F316 鍛件的斷裂方式為交變應(yīng)力載荷作用下的疲勞斷裂，在凸臺(tái)底部可能存在應(yīng)力集中情況，在累積基礎(chǔ)上形成初始缺陷，進(jìn)而萌生疲勞裂紋，并逐漸擴(kuò)展。

3 紊流罩破裂失效的力學(xué)分析

3.1 紊流罩結(jié)構(gòu)流場(chǎng)分析

針對(duì)紊流罩破裂失效問題，首先針對(duì)罩體流體介質(zhì)載荷進(jìn)行分析研究。高溫高壓蒸汽進(jìn)入旁排閥后，橫向通過閥芯再向下進(jìn)入紊流罩區(qū)域，再通過紊流罩的側(cè)面小孔進(jìn)入閥體下部腔室，靠近出口側(cè)的蒸汽直接流向出口，出口對(duì)側(cè)的蒸汽沖擊閥體下部的殼體后向兩邊擴(kuò)散折流，圍繞紊流罩流向出口兩側(cè)方位，然后與出口兩側(cè)方位的蒸汽匯集后從出口流出。

利用 ANSYS-FLUENT 軟件進(jìn)行模擬，仿真計(jì)算采用k-epsilon 模型，計(jì)算模型為通過旁排閥流動(dòng)中平面的一半流體區(qū)域，閥門為全開狀態(tài)。宏觀上閥門-管道結(jié)構(gòu)作為流體邊界條件，進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流體分析，計(jì)算考慮流速、流阻、壓力等重要參數(shù)。流場(chǎng)分析時(shí)保守考慮120%的額定流量，即117.5 kg/s，蒸汽為該壓力下對(duì)應(yīng)的飽和蒸汽，蒸汽密度為33.24 kg/m3，如圖7所示。

圖7 紊流罩流體分析計(jì)算結(jié)果（上圖——壓力云圖下圖——速度矢量云圖）Fig.7 Turbulent hood fluid analysis and calculation results（Up：pressure，Down：velocity vector）

通過流場(chǎng)分析，得到紊流罩進(jìn)口平均流速為 136 m/s，開孔平均流速為 120.9 m/s，考慮0.6 的收縮系數(shù)，在紊流罩內(nèi)開孔的平均最大流速約為201.5 m/s，保守與當(dāng)?shù)芈曀龠€有較大的裕量。高壓蒸汽在通過閥門時(shí)，由于閥門流通區(qū)域形狀的變化，若流通截面較小或閥門開度較小時(shí)，會(huì)產(chǎn)生較大的壓降，并在閥門后形成高速氣流和負(fù)壓區(qū)域，甚至出現(xiàn)超聲速流動(dòng)和蒸汽冷凝等情況，從而對(duì)閥門閥體等產(chǎn)生汽蝕，影響閥門的正常使用和設(shè)計(jì)壽命。

3.2 紊流罩局部結(jié)構(gòu)的力學(xué)分析

基于流體分析結(jié)果，針對(duì)發(fā)生的斷裂問題，首先評(píng)估在正常運(yùn)行工況下的應(yīng)力狀態(tài)情況[9]。結(jié)合流場(chǎng)分析結(jié)果，保守的采取閥門的設(shè)計(jì)最高流量下的壓力值為8.6 MPa，壓差為2.37 MPa的流體計(jì)算輸入，選取罩體內(nèi)面、孔洞面、罩體外側(cè)面，分別考慮絕對(duì)壓力和內(nèi)外壓差，綜合考慮流體壓力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。

由于紊流罩結(jié)構(gòu)孔洞數(shù)量較多，且罩體為厚壁結(jié)構(gòu)，采用實(shí)體單元。結(jié)合紊流罩整體結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性，孔洞分布均勻。考慮計(jì)算規(guī)模，首先選取局部模型對(duì)紊流罩進(jìn)行力學(xué)分析。局部模型的上端面采用全約束條件，下邊界為對(duì)稱邊界條件，兩側(cè)施加等效壓力和對(duì)稱邊界條件。

整體應(yīng)力結(jié)果如圖8 所示。同時(shí)為準(zhǔn)確得到評(píng)估結(jié)果，需進(jìn)行應(yīng)力線性化，具體路徑考慮可能出現(xiàn)應(yīng)力較大值處，分別是相鄰孔洞最近處及孔洞流道方向90°和180°處，如圖9 所示。

圖8 紊流罩局部模型的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress cloud diagram of the local model of the turbulent hood

圖9 紊流罩應(yīng)力線性化路徑圖（局部）Fig.9 The cover stress linearization path diagram（partial）

根據(jù)應(yīng)力線性化結(jié)果，最大薄膜應(yīng)力為59 MPa，膜加彎應(yīng)力為67 MPa，上述數(shù)值小于該材料的許用值，正常工況載荷下，不會(huì)產(chǎn)生塑性變形破壞。結(jié)合紊流罩下部凸臺(tái)裂紋發(fā)生一側(cè)出現(xiàn)嚴(yán)重磨損，初步判斷為閥門在運(yùn)行過程中，紊流罩與閥腔內(nèi)高頻摩擦，接觸摩擦處承受集中荷載，罩體出現(xiàn)高頻窄幅振蕩，導(dǎo)致凸臺(tái)損傷破壞，形成初始結(jié)構(gòu)缺陷和初始裂紋，進(jìn)而在裂紋尖端處出現(xiàn)應(yīng)力集中。后續(xù)閥門在服役過程中，承受集中載荷、溫度、壓力及環(huán)向載荷作用下，宏觀裂紋沿孔洞發(fā)生擴(kuò)展。通過計(jì)算所得應(yīng)力值和裂紋擴(kuò)展形貌評(píng)估，上述裂紋的擴(kuò)展是由于交變載荷導(dǎo)致。

4 紊流罩整體結(jié)構(gòu)的失效分析與評(píng)估

4.1 紊流罩整體力學(xué)計(jì)算與分析

通過紊流罩局部模型的計(jì)算結(jié)果，對(duì)于裂紋初始萌生問題做定性分析?？紤]到紊流罩發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞，出現(xiàn)整體貫穿宏觀裂紋，最終喪失其應(yīng)有功能，現(xiàn)以紊流罩整體作為分析對(duì)象，重點(diǎn)對(duì)裂紋擴(kuò)展形式進(jìn)行分析。

針對(duì)多種載荷進(jìn)行計(jì)算，進(jìn)而定性分析罩體破裂原因?？紤]實(shí)體單元與孔洞總數(shù)目過大，對(duì)紊流罩孔洞比例簡(jiǎn)化后的模型進(jìn)行計(jì)算。考慮到由罩體上部環(huán)狀端面承載固定于閥體腔內(nèi)，在計(jì)算模型中紊流罩上端位置施加豎直、水平和轉(zhuǎn)動(dòng)約束。根據(jù)紊流罩解體后的罩體底部實(shí)際磨損位置，加載采用集中載荷施加的方式，施加沿紊流罩截面徑向和切向兩個(gè)方向，作詳細(xì)分析討論。

針對(duì)紊流罩整體結(jié)構(gòu)由介質(zhì)導(dǎo)致的壓力載荷，進(jìn)行力學(xué)分析。計(jì)算結(jié)果與局部模型計(jì)算的定性分析結(jié)果一致。整體結(jié)構(gòu)的變形趨勢(shì)（含放大系數(shù)）如圖10 所示。

圖10 紊流罩整體模型壓力載荷計(jì)算結(jié)果Fig.10 Pressure load calculation results of the overall model

基于凸臺(tái)磨損處情況，如圖11 所示，考慮由于高頻振蕩可能導(dǎo)致紊流罩下部出現(xiàn)初始損傷，結(jié)合凸臺(tái)出現(xiàn)的局部損傷形貌，采取集中力形式施加在罩體與閥腔接觸處，在此處施加單位載荷，對(duì)應(yīng)力分布進(jìn)行計(jì)算。

圖11 紊流罩下部凸臺(tái)損傷局部情況Fig.11 Local damage to the boss of the lower part of the turbulent hood

根據(jù)應(yīng)力分析結(jié)果，去除應(yīng)力集中區(qū)發(fā)現(xiàn)罩體出現(xiàn)如由下至上的應(yīng)力帶，如圖12 所示，通過應(yīng)力帶分布趨勢(shì)，推測(cè)裂紋擴(kuò)展大致方向。因此在初始疲勞裂紋出現(xiàn)后，宏觀裂紋沿孔洞萌生，結(jié)構(gòu)裂紋擴(kuò)展趨勢(shì)豎直向上。

圖12 紊流罩集中載荷下應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of turbulent hood under concentrated load

4.2 紊流罩裂紋擴(kuò)展及失效分析

考慮到紊流罩發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞，出現(xiàn)整體貫穿宏觀裂紋，最終喪失其應(yīng)有功能，現(xiàn)以紊流罩整體作為分析對(duì)象，重點(diǎn)對(duì)裂紋擴(kuò)展形式進(jìn)行分析?，F(xiàn)根據(jù)應(yīng)力帶分布形式，預(yù)測(cè)宏觀裂紋發(fā)生趨勢(shì)。根據(jù)應(yīng)力整體分布趨勢(shì)，推測(cè)在初始裂紋出現(xiàn)時(shí)，在集中載荷作用下，沿孔洞中心線向上逐漸貫穿。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至靠近上部端面附近區(qū)域時(shí)，由于上端面為整體面約束，且端面結(jié)構(gòu)有環(huán)形臺(tái)面設(shè)計(jì)，壁厚大幅增加，靠近端面的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度有明顯增強(qiáng)，使得應(yīng)力帶分布出現(xiàn)分支趨勢(shì)，且V 型分支應(yīng)力狀態(tài)隨裂紋擴(kuò)展加劇，逐漸明顯，最終推測(cè)形成如圖13 所示Y 型裂紋。

圖13 紊流罩裂紋擴(kuò)展趨勢(shì)預(yù)測(cè)Fig.13 Prediction of Crack Propagation Trend of turbulent hood

考慮紊流罩存在高頻振蕩問題，對(duì)整體進(jìn)行模態(tài)響應(yīng)分析，評(píng)估結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況。通過模態(tài)分析，發(fā)現(xiàn)固有頻率數(shù)值很高。在高頻振動(dòng)激勵(lì)下，發(fā)生共振響應(yīng)的風(fēng)險(xiǎn)很大，對(duì)結(jié)構(gòu)有不利影響。

表1 整體結(jié)構(gòu)的固有頻率Table 1 Natural frequency of the overall structure

結(jié)合旁排閥曾發(fā)生較大的高頻振動(dòng)，閥門及相關(guān)管道振動(dòng)情況明顯，考慮到運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)較高，現(xiàn)場(chǎng)已經(jīng)將該結(jié)構(gòu)拆解更換，無法獲得碰撞載荷實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，因此采用結(jié)構(gòu)諧響應(yīng)分析，評(píng)估紊流罩在承受持續(xù)周期載荷時(shí)的周期響應(yīng)情況，計(jì)算其振動(dòng)、疲勞及其他由受迫振動(dòng)引起的破壞情況。結(jié)合下部凸臺(tái)嚴(yán)重磨損形貌，考慮在損傷處，施加集中載荷形式的周期性外部激勵(lì)，其中周期性激勵(lì)考慮200～3 000 Hz范圍。對(duì)罩體截面徑向響應(yīng)和切向響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，得到兩個(gè)方向的響應(yīng)結(jié)果，經(jīng)過分析整理，得到如圖14、圖15 所示的響應(yīng)曲線。

圖14 紊流罩諧響應(yīng)分析結(jié)果（徑向）Fig.14 Harmonic response analysis result of turbulence cover（Radial）

圖15 紊流罩諧響應(yīng)分析結(jié)果（切向）Fig.15 Harmonic response analysis result of turbulence cover（Tangential）

基于外部周期性激勵(lì)的諧響應(yīng)分析，發(fā)現(xiàn)徑向響應(yīng)在 1 152 Hz、1 432 Hz、1 693 Hz、1 870 Hz、2 122 Hz、2 804 Hz 處出現(xiàn)響應(yīng)幅值峰值。切向響應(yīng)的峰值在1 152 Hz、1 693 Hz、2 094 Hz、2 122 Hz 處，上述響應(yīng)幅值均發(fā)生在高頻段，也與紊流罩有限元模態(tài)分析的固有頻率結(jié)果相近，結(jié)合核電廠實(shí)際情況和多種分析結(jié)果，綜合評(píng)估認(rèn)為發(fā)生紊流罩在高頻激振下，發(fā)生共振的可能性較大，進(jìn)一步容易發(fā)生失效破壞。

5 結(jié)論

本文深入研究了紊流罩的裂紋萌生、擴(kuò)展直至斷裂失效的過程，基于宏觀形貌和微觀斷口分析，對(duì)紊流罩整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行多工況、模態(tài)響應(yīng)、諧響應(yīng)等力學(xué)分析計(jì)算，完成裂紋擴(kuò)展趨勢(shì)進(jìn)行評(píng)估。得出以下結(jié)論：

（1）若無外部集中載荷激勵(lì)和初始結(jié)構(gòu)缺陷情況下，該結(jié)構(gòu)在正常流體介質(zhì)壓力等設(shè)計(jì)載荷不會(huì)造成破裂失效問題；

（2）運(yùn)行過程中紊流罩與閥腔內(nèi)底部發(fā)生高頻摩擦，接觸摩擦處承受集中荷載，罩體出現(xiàn)高頻窄幅振蕩，導(dǎo)致凸臺(tái)損傷破壞，形成初始結(jié)構(gòu)缺陷，進(jìn)而在裂紋尖端處出現(xiàn)應(yīng)力集中，形成疲勞裂紋。

（3）后續(xù)服役過程中在高頻激振等多種載荷的作用下，裂紋向沿孔洞向上部擴(kuò)展，在結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和約束等綜合因素下，最終形成Y 型宏觀裂紋進(jìn)而結(jié)構(gòu)失效。本文提出結(jié)構(gòu)破裂失效分析方法，可為后續(xù)核電廠裂紋擴(kuò)展和斷裂失效分析提供經(jīng)驗(yàn)參考與技術(shù)支持。