紊流罩破裂失效的力學分析與研究

王驥驍，白旭娟，陸瑜瀅，盛 鋒，雷欣

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

裂紋擴展與斷裂失效是核電站在役檢查中重點關注的問題。裂紋萌生、擴展直至斷裂失效直接關系著壓力邊界的完整性，對核電廠的安全運行產生致命影響[1]。同時裂紋與斷裂問題的出現，有可能導致核級設備和管道喪失執行其設計功能，引發重大安全事故。因此對于電廠中服役部件的裂紋萌生機理與結構失效原因研究成為亟待解決問題[2]。本論文針對在役電廠中某紊流罩結構發生破裂失效問題開展力學分析與研究，為今后避免出現結構失效的發生具有關鍵意義[3]，同時后續核電廠裂紋擴展和斷裂失效分析提供經驗參考與技術支持。

1 紊流罩結構及破壞情況

1.1 紊流罩結構及基本工況概述

本文研究的紊流罩屬于汽輪機旁路系統（GCT）旁排閥的重要構件，汽輪機旁路系統是常規島廠房重要的系統，紊流罩的主要功能是對介質的流動起到引導和整流作用，降低流體介質通過閥門產生湍流、氣蝕、流致振動等不穩定因素的可能性。紊流罩失效會導致流體出現不可控的不穩定狀態，同時結構破裂將導致旁排閥發生結構損傷，若問題進一步發展，將導致汽輪機旁路系統的不可用，以致主蒸汽系統安全閥開啟釋放，嚴重影響核電廠安全運行。

紊流罩為類圓筒網狀結構，介質由閥體進入罩內，流經密布于筒壁上均勻分布的孔洞，最終從出口流出閥體。根據流場分析結果，如若不發生湍流激振，紊流罩正常工作穩態下，主要承載高溫高壓蒸汽的壓力和溫度載荷。該結構的約束邊界情況如下，由罩體上部環狀端面承載于閥體腔內，以支撐形式實現豎直、水平和轉動約束，罩體下部凸臺與腔內閥座接觸，表面無堆焊，限制水平方向運動，軸向無約束，結合現場拆解實際情況，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 閥門與紊流罩結構剖面圖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，根據系統設計，該閥門的額定設計流量為97.9 kg/s，流體為高溫高壓汽液混合介質，該結構在服役過程中啟停次數較多，同時存在溫度驟升瞬態工況（從50～300 ℃）。

1.2 紊流罩結構破壞及斷裂失效情況

根據實際已發生的破裂情況，紊流罩出現自下部凸臺至上端面的Y 型破壞形式。通過對紊流罩宏觀裂紋擴展趨勢的斷裂力學分析[4]，現推測自罩體結構在下部凸臺首先出現初始缺陷破壞[5]，進而在徑向壓力和由此產生的環向載荷作用下，裂紋向上部端面擴展，并最終發生如圖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 紊流罩斷裂處宏觀及微觀形貌分析

為準確判斷紊流罩破裂失效原因，首先針對罩體斷裂處進行材料角度的研究和實驗[7]。具體檢測和實驗包含微觀斷口分析（SEM+EDS）、材料化學成分分析、力學性能分析（拉伸、沖擊、硬度）與金相組織分析。對宏觀裂紋形貌進行初步分析，發現紊流罩裂縫自罩體的下部發生，位于閥門流體出口一側，呈Y 形開裂，裂紋兩側沒有明顯塑性變形。在紊流罩下部的凸臺外圓周表面，裂紋一側發生了嚴重磨損，而另一側則無明顯磨損。裂紋起始于紊流罩下部開裂區的凸緣損傷處，擴展過程中裂紋主要穿過各個孔的中部，即沿最小承載截面擴展。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

針對斷口處源區、擴展區、掉塊區進行分析，發現三個區域均存在氧化產物覆蓋層，未被氧化產物覆蓋較淺區域可見明顯的疲勞條紋。其中能譜分析表明[8]，氧化產物主要含有Fe、O、Cr 和Mo 等元素，源區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 裂紋擴展區中明顯的疲勞條帶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力載荷作用下的疲勞斷裂，在凸臺底部可能存在應力集中情況，在累積基礎上形成初始缺陷，進而萌生疲勞裂紋，并逐漸擴展。

3 紊流罩破裂失效的力學分析

3.1 紊流罩結構流場分析

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

利用 ANSYS-FLUENT 軟件進行模擬，仿真計算采用k-epsilon 模型，計算模型為通過旁排閥流動中平面的一半流體區域，閥門為全開狀態。宏觀上閥門-管道結構作為流體邊界條件，進行穩態流體分析，計算考慮流速、流阻、壓力等重要參數。流場分析時保守考慮120%的額定流量，即117.5 kg/s，蒸汽為該壓力下對應的飽和蒸汽，蒸汽密度為33.24 kg/m3，如圖7所示。

圖7 紊流罩流體分析計算結果（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）

通過流場分析，得到紊流罩進口平均流速為 136 m/s，開孔平均流速為 120.9 m/s，考慮0.6 的收縮系數，在紊流罩內開孔的平均最大流速約為201.5 m/s，保守與當地聲速還有較大的裕量。高壓蒸汽在通過閥門時，由于閥門流通區域形狀的變化，若流通截面較小或閥門開度較小時，會產生較大的壓降，并在閥門后形成高速氣流和負壓區域，甚至出現超聲速流動和蒸汽冷凝等情況，從而對閥門閥體等產生汽蝕，影響閥門的正常使用和設計壽命。

3.2 紊流罩局部結構的力學分析

基于流體分析結果，針對發生的斷裂問題，首先評估在正常運行工況下的應力狀態情況[9]。結合流場分析結果，保守的采取閥門的設計最高流量下的壓力值為8.6 MPa，壓差為2.37 MPa的流體計算輸入，選取罩體內面、孔洞面、罩體外側面，分別考慮絕對壓力和內外壓差，綜合考慮流體壓力對結構的影響。

由于紊流罩結構孔洞數量較多，且罩體為厚壁結構，采用實體單元。結合紊流罩整體結構具有對稱性，孔洞分布均勻。考慮計算規模，首先選取局部模型對紊流罩進行力學分析。局部模型的上端面采用全約束條件，下邊界為對稱邊界條件，兩側施加等效壓力和對稱邊界條件。

整體應力結果如圖8 所示。同時為準確得到評估結果，需進行應力線性化，具體路徑考慮可能出現應力較大值處，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力云圖Fig.8 Stress cloud diagram of the local model of the turbulent hood

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

根據應力線性化結果，最大薄膜應力為59 MPa，膜加彎應力為67 MPa，上述數值小于該材料的許用值，正常工況載荷下，不會產生塑性變形破壞。結合紊流罩下部凸臺裂紋發生一側出現嚴重磨損，初步判斷為閥門在運行過程中，紊流罩與閥腔內高頻摩擦，接觸摩擦處承受集中荷載，罩體出現高頻窄幅振蕩，導致凸臺損傷破壞，形成初始結構缺陷和初始裂紋，進而在裂紋尖端處出現應力集中。后續閥門在服役過程中，承受集中載荷、溫度、壓力及環向載荷作用下，宏觀裂紋沿孔洞發生擴展。通過計算所得應力值和裂紋擴展形貌評估，上述裂紋的擴展是由于交變載荷導致。

4 紊流罩整體結構的失效分析與評估

4.1 紊流罩整體力學計算與分析

通過紊流罩局部模型的計算結果，對于裂紋初始萌生問題做定性分析。考慮到紊流罩發生結構破壞，出現整體貫穿宏觀裂紋，最終喪失其應有功能，現以紊流罩整體作為分析對象，重點對裂紋擴展形式進行分析。

針對多種載荷進行計算，進而定性分析罩體破裂原因。考慮實體單元與孔洞總數目過大，對紊流罩孔洞比例簡化后的模型進行計算。考慮到由罩體上部環狀端面承載固定于閥體腔內，在計算模型中紊流罩上端位置施加豎直、水平和轉動約束。根據紊流罩解體后的罩體底部實際磨損位置，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方向，作詳細分析討論。

針對紊流罩整體結構由介質導致的壓力載荷，進行力學分析。計算結果與局部模型計算的定性分析結果一致。整體結構的變形趨勢（含放大系數）如圖10 所示。

圖10 紊流罩整體模型壓力載荷計算結果Fig.10 Pressure load calculation results of the overall model

基于凸臺磨損處情況，如圖11 所示，考慮由于高頻振蕩可能導致紊流罩下部出現初始損傷，結合凸臺出現的局部損傷形貌，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，對應力分布進行計算。

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

根據應力分析結果，去除應力集中區發現罩體出現如由下至上的應力帶，如圖12 所示，通過應力帶分布趨勢，推測裂紋擴展大致方向。因此在初始疲勞裂紋出現后，宏觀裂紋沿孔洞萌生，結構裂紋擴展趨勢豎直向上。

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

4.2 紊流罩裂紋擴展及失效分析

考慮到紊流罩發生結構破壞，出現整體貫穿宏觀裂紋，最終喪失其應有功能，現以紊流罩整體作為分析對象，重點對裂紋擴展形式進行分析。現根據應力帶分布形式，預測宏觀裂紋發生趨勢。根據應力整體分布趨勢，推測在初始裂紋出現時，在集中載荷作用下，沿孔洞中心線向上逐漸貫穿。當裂紋擴展至靠近上部端面附近區域時，由于上端面為整體面約束，且端面結構有環形臺面設計，壁厚大幅增加，靠近端面的結構強度和剛度有明顯增強，使得應力帶分布出現分支趨勢，且V 型分支應力狀態隨裂紋擴展加劇，逐漸明顯，最終推測形成如圖13 所示Y 型裂紋。

圖13 紊流罩裂紋擴展趨勢預測Fig.13 Prediction of Crack Propagation Trend of turbulent hood

考慮紊流罩存在高頻振蕩問題，對整體進行模態響應分析，評估結構響應情況。通過模態分析，發現固有頻率數值很高。在高頻振動激勵下，發生共振響應的風險很大，對結構有不利影響。

表1 整體結構的固有頻率Table 1 Natural frequency of the overall structure

結合旁排閥曾發生較大的高頻振動，閥門及相關管道振動情況明顯，考慮到運行風險較高，現場已經將該結構拆解更換，無法獲得碰撞載荷實測數據，因此采用結構諧響應分析，評估紊流罩在承受持續周期載荷時的周期響應情況，計算其振動、疲勞及其他由受迫振動引起的破壞情況。結合下部凸臺嚴重磨損形貌，考慮在損傷處，施加集中載荷形式的周期性外部激勵，其中周期性激勵考慮200～3 000 Hz范圍。對罩體截面徑向響應和切向響應進行計算，得到兩個方向的響應結果，經過分析整理，得到如圖14、圖15 所示的響應曲線。

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

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

基于外部周期性激勵的諧響應分析，發現徑向響應在 1 152 Hz、1 432 Hz、1 693 Hz、1 870 Hz、2 122 Hz、2 804 Hz 處出現響應幅值峰值。切向響應的峰值在1 152 Hz、1 693 Hz、2 094 Hz、2 122 Hz 處，上述響應幅值均發生在高頻段，也與紊流罩有限元模態分析的固有頻率結果相近，結合核電廠實際情況和多種分析結果，綜合評估認為發生紊流罩在高頻激振下，發生共振的可能性較大，進一步容易發生失效破壞。

5 結論

本文深入研究了紊流罩的裂紋萌生、擴展直至斷裂失效的過程，基于宏觀形貌和微觀斷口分析，對紊流罩整體結構進行多工況、模態響應、諧響應等力學分析計算，完成裂紋擴展趨勢進行評估。得出以下結論：

（1）若無外部集中載荷激勵和初始結構缺陷情況下，該結構在正常流體介質壓力等設計載荷不會造成破裂失效問題；

（2）運行過程中紊流罩與閥腔內底部發生高頻摩擦，接觸摩擦處承受集中荷載，罩體出現高頻窄幅振蕩，導致凸臺損傷破壞，形成初始結構缺陷，進而在裂紋尖端處出現應力集中，形成疲勞裂紋。

（3）后續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展，在結構強度和約束等綜合因素下，最終形成Y 型宏觀裂紋進而結構失效。本文提出結構破裂失效分析方法，可為后續核電廠裂紋擴展和斷裂失效分析提供經驗參考與技術支持。