核電廠主蒸汽管道流致聲振動優化方法研究

陳星文，蔡奕霖，秦 潔

(上海核工程研究設計院有限公司，上海 200233)

某核電站功率運行期間，主控室噪聲嚴重超標，最大處接近70 dB，嚴重影響操縱人員的身心健康，增加人因操作失誤的概率，增大核電廠運行風險。經測量數據分析，主控室噪聲主要由相臨的主蒸汽管道振動產生，主蒸汽管道振動的主要原因是安全閥支管處發生了較強的流致聲共振現象。

近年來，核電站高流速管道的滯流支管流致聲共振現象時有發生[1-4]，造成了嚴重的管道振動和噪聲問題。Ziada等[5-6]和Stoneman等[7]對分支管處的漩渦脫落現象進行了分析，研究了滯留管避開流致聲共振的管道流速范圍，以及其與滯留支管長度和截面的關系。

在以往工程中，處理滯留分支管流致聲共振問題，主要采用的方法有：①減小主管流速，降低流體激勵載荷;②增加剛性支撐，使結構頻率與流聲頻率脫離;③增加減振吸振裝置，如動力吸振器，黏滯阻尼器等。

這幾種方法在實際工程操作中，存在一定的局限性，如流速降低，會導致無法滿足系統功能要求，電廠管路空間有限，管路結構模態密集，管路頻率無法有效避開等。

本文針對滯流分支管流致聲共振問題，從機理源頭出發，研究了不同分支管結構尺寸及結構形式對聲頻率和模態的影響，提出了優化流致聲共振問題的方法和思路，并通過理論和有限元計算進行了論證，最終結論可應用于新建電廠的設計優化中。

1 蒸汽管道流致聲共振原理和優化方法

1.1 聲共振原理及鎖定現象

管內流體流經橫向滯流支管時，會產生漩渦脫落現象，當漩渦脫落的頻率接近于支管聲腔的固有頻率，會發生鎖定(lock-in)現象，引發流致聲共振，導致流體激勵載荷變大，最終引發管道振動。避免漩渦脫落鎖定的準則主要有[8-9]：

1.1.1 低流速準則

如果結構或聲腔的基礎振動模態(n=1)、管內流速滿足式(1)，則不會發生聲頻率鎖定。

(1)

式中:v為主管流速;f1為聲頻1階模態頻率；D為支管內徑。

1.1.2 隔離準則

如果聲頻率避開漩渦脫落頻率30%以上，則可避開聲頻率鎖定，即

fn<0.7fsorfn>1.3fs

(2)

式中:fn為支管固有聲頻率;fs為流體漩渦脫落激勵頻率。

1.2 蒸汽管道安全閥支管聲頻率

蒸汽管道安全閥支管是頂端封閉的滯流空腔，當支管長度為波長的1/4或其倍數時，聲波會在支管內形成駐波，引發流致聲共振。頂端封閉支管的固有聲頻率為

(3)

式中:c為介質聲速;L為滯留支管的長度;d為主管直徑。由式(3)可知，對于細長管道的頂端封閉支管，其聲頻率與長度成反比。因此，可通過調整支管長度，改變聲頻率，從而避開流致聲振動。

1.3 蒸汽管道流致聲共振消聲方法

針對蒸汽管道支管流致聲共振，可通過優化蒸汽管道支管結構形式，改變支管聲頻率，避開聲共振，進行減振消聲。同時優化支管結構形式也能改變聲阻抗，提高耗能，降低振動幅值。

1.3.1 旁支管

在安全閥支管中增加旁支管，當旁支管長度為聲波波長的1/4時，旁支管內形成駐波，能量無法傳回主管。旁支管的聲頻率公式與式(3)一致，其傳遞損失(transmission loss,TL)為

(4)

式中：m為旁支管與主管截面面積之比;L為旁支管長度;λ為波長。

1.3.2 赫姆霍茲共振腔

赫姆霍茲共振腔由一個消聲容器和一根短管組成，短管與主管連接，如圖1所示，其固有聲頻率可表示為[10]

圖1 赫姆霍茲消聲器示意圖

(5)

式中:V為容器體積；Sc為連接管的截面積；lc為連接管的長度。其傳遞損失為

(6)

式中：Sm為主管截面面積;fr為激勵聲頻率。

1.3.3 擴張器

擴張管通過管道截面積的變化，改變聲阻抗。入射波到達擴張室后，一部分能量被反射回進氣管，從而消耗聲能。擴張消聲器如圖2所示。擴張消聲器的傳遞損失為

圖2 擴張消聲器示意圖

(7)

式中：m為S2/S1，稱為擴張比；L為擴張管長度；λ為波長；S2為擴展管截面積；S1為進口管截面積。

2 蒸汽管道安全閥支管聲模態分析

核電廠主蒸汽管道安全閥支管處結構示意圖，如圖3所示，圖中A、B、C、D為管道支撐。主蒸汽管道外徑1 025 mm，壁厚30 mm，支管外徑215 mm，壁厚6 mm，支管長度1 010 mm，根據式(3)，支管處聲頻率為113 Hz。另外，采用ANSYS有限元程序建立安全閥支管聲模型，如圖4所示，模型網格尺寸為1 mm，其一階聲模態如圖5所示，1階頻率為114 Hz，與理論分析結果吻合。

圖3 安全閥支管結構示意圖

圖4 安全閥支管聲模態模型圖

圖5 安全閥支管第1階模態

2.1 旁支管

在安全閥支管上增加700 mm等徑短旁支管，支管的1階聲頻率為100 Hz,聲模態如圖6所示。相比無旁支管略有降低，但同時出現了178 Hz的2階聲模態，如圖7所示，該階模態的峰值位于旁支管封閉端部。

圖6 增加旁支管的第1階模態

圖7 增加旁支管的第2階模態

增加不同長度旁支管的聲模態計算結果，如圖8所示，可以看出，隨著旁支管長度的延長，1階頻率降低有限，但高階模態的頻率大幅降低。不利于聲頻率的隔離。

圖8 增加不同長度旁支管的聲頻率比較

2.2 赫姆霍茲共振腔

在安全閥支管上增加赫姆霍茲共振腔(直徑200 mm，長度400 mm，壁厚6 mm)后，其前2階模態如圖9、圖10所示，其1階聲頻率為赫姆霍茲共振腔的頻率，2階頻率仍為安全閥支管的1倍頻。

圖9 增加赫姆霍茲消聲器的第1階模態

圖10 增加赫姆霍茲消聲器的第2階模態

2.3 擴張管

將安全閥支管局部放大，改為擴張管，擴張管直徑400 mm，壁厚6 mm。其前2階頻率為87 Hz和323 Hz，聲模態如圖11、圖12所示。與原結構相比，增加擴張管后1階聲頻率明顯降低，另外，也沒有新的聲頻率引入。

圖11 增加擴張管的第1階模態

圖12 增加擴張管的第2階模態

2.4 小 結

根據2.1節～2.3節的計算結果，旁支管結構對安全閥支管的聲頻率影響較小，需要較大的結構尺寸才能實現聲頻率的改變，且會引入新的聲頻率。赫姆霍茲共振腔不會改變安全閥支管的聲頻率，也會引入新的聲頻率。擴張管可有效改變安全閥支管的聲頻率，且不會引入新的聲模態。

各種不同消聲結構及改變安全閥支管長度(見式(3))的前3階模態頻率，如表1所示。

表1 增加不同消聲結構的各階模態頻率

3 主蒸汽管道流場聲場分析

除聲模態分析以外，需進行主蒸汽管道流場和聲場耦合分析，通過管內聲場總聲壓級的變化，確定支管優化的減振降噪效果。

3.1 主蒸汽管道流場聲場分析參數

本文采用FLUENT計算主蒸汽管道及安全閥支管流場，采用ACTRAN進行聲場分析。主蒸汽管道及安全閥支管尺寸如第2章所述。

主蒸汽管道的FLUENT模型和ACTRAN模型，如圖13所示。FLUENT流體網格劃分時，主蒸汽管道邊界層第一層網格高度為0.06 mm，增長率為1.1，主蒸汽管道圓周一圈網格節點數為356。安全閥支管管道邊界層第一層網格高度為0.05 mm，增長率為1.1，安全閥支管圓周一圈網格節點數為166。主蒸汽管道網格采用六面體網格，網格數量及主蒸汽管道工況參數，如表2所示。

圖13 主蒸汽管道分析模型

表2 FLUENT模型網格數量及管道工況參數表

主蒸汽管道流場采用非穩態計算，湍流計算模型為大渦模擬(large eddy simulation,LES)方法，該方法對初始邊界條件要求較高，為了給出較好的初始邊界條件，在進行非穩態計算前，先用穩態模型計算，得到穩態條件下的流場，然后以此流場條件作為邊界條件，將計算轉為非穩態。這樣可使大渦模擬很快達到收斂，穩態流場計算設置如表3所示。

表3 穩態計算參數設置

非穩態流場使用LES模型進行計算。為加速收斂，計算過程中采用變時間步長進行瞬態計算，其中最后1 000個時間步輸出聲學計算所需的流場信息，非穩態計算參數設置如表4所示。

表4 非穩態計算參數設置

主蒸汽管道流場計算完成后，將聲源區域的流場信息轉化為聲源信息，進行聲場分析。聲學分析模型兩端為聲傳播區，同時在兩端面定義模態面，用于模擬聲音沿無限長管道傳播，主蒸汽安全閥系統聲學計算域，如圖14所示。

圖14 聲學計算域

3.2 安全閥支管長度變化方案流聲計算

根據表1所列安全閥支管長度和3.1節的參數設置，建立主蒸汽管道分析模型進行計算，原長度安全閥支管流場計算結果如圖15所示。

圖15 原長度安全閥支管瞬態流場速度分布

原長度安全閥支管峰值頻率聲場，如圖16所示，計算監測點11、測點14、測點17的的聲壓級頻譜，如圖17所示。根據圖17，監測點11、測點14、測點17的聲壓峰值頻率為110 Hz，強度為158 dB。

圖16 原長度安全閥支管的主蒸汽管道聲場圖

安全閥支管縮短方案1和方案2的監測點11、測點14、測點17的的聲壓級頻譜如圖18、圖19所示。根據圖18，縮短方案1監測點11、測點14、測點17的聲壓峰值頻率為185 Hz，強度為152 dB。根據圖19，縮短方案2監測點11、測點14、測點17的聲壓峰值頻率為230 Hz，強度為150 dB。

圖18 支管縮短方案1聲壓級頻譜圖

圖19 支管縮短方案2的主蒸汽管道聲壓級頻譜圖

3.3 不同消聲結構流聲計算

建立旁支管、赫姆霍茲共振腔和擴張管的主蒸汽管道模型，進行流場和聲場分析。旁支管主蒸汽管道模型如圖20所示，擴張管主蒸汽管道模型如圖21所示。

圖20 旁支管模型圖

圖21 擴張管模型圖

不同方案計算得到的峰值聲壓級和峰值頻率如表5所示。根據表5，增加旁支管或赫姆霍茲共振腔，峰值頻率變化不大，但峰值聲壓降低了5 dB左右，可見增加旁支管或赫姆霍茲共振腔并未改變安全閥支管原有的1階聲模態頻率，但由于其聲阻抗作用，降低了聲共振的強度。

表5 不同支管結構的峰值頻率和聲壓匯總

相對而言，增加擴張管后，1階支管聲頻率得到大幅改變，峰值頻率顯著降低，峰值聲壓也大幅下降，是值得推薦的優選方案。

4 結 論

本文針對核電廠主蒸汽管道流致聲共振問題，討論了流致聲共振產生的機理，研究了通過優化安全閥支管設計，降低流致聲共振的方法，得到以下結論：

(1)改變安全閥支管長度可有效改變支管聲頻率，避開漩渦脫落的聲頻率鎖定，避免流致聲共振問題的發生。

(2)安全閥支管上增加1/4波長管或赫姆霍茲共振腔等旁支修改形式，改變了安全閥支管的聲阻抗，可有效耗散聲能，降低流聲共振的幅值。但該方法對安全閥支管的1階聲頻率影響較小，無法避開漩渦脫落的頻率鎖定，并引入新的聲模態，設計中應注意避免。

(3)安全閥支管增加擴張消聲器可改變安全閥支管的聲阻抗，耗散聲能，降低流聲共振的幅值，并可有效的改變安全閥支管的聲模態，避開聲頻率鎖定，是值得推薦的優化設計方法。