陳星文，蔡奕霖，秦 潔

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200233)

某核電站功率運(yùn)行期間，主控室噪聲嚴(yán)重超標(biāo)，最大處接近70 dB，嚴(yán)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(chǎng)運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)。經(jīng)測(cè)量數(shù)據(jù)分析，主控室噪聲主要由相臨的主蒸汽管道振動(dòng)產(chǎn)生，主蒸汽管道振動(dòng)的主要原因是安全閥支管處發(fā)生了較強(qiáng)的流致聲共振現(xiàn)象。

近年來(lái)，核電站高流速管道的滯流支管流致聲共振現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[1-4]，造成了嚴(yán)重的管道振動(dòng)和噪聲問(wèn)題。Ziada等[5-6]和Stoneman等[7]對(duì)分支管處的漩渦脫落現(xiàn)象進(jìn)行了分析，研究了滯留管避開(kāi)流致聲共振的管道流速范圍，以及其與滯留支管長(zhǎng)度和截面的關(guān)系。

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

這幾種方法在實(shí)際工程操作中，存在一定的局限性，如流速降低，會(huì)導(dǎo)致無(wú)法滿(mǎn)足系統(tǒng)功能要求，電廠(chǎng)管路空間有限，管路結(jié)構(gòu)模態(tài)密集，管路頻率無(wú)法有效避開(kāi)等。

本文針對(duì)滯流分支管流致聲共振問(wèn)題，從機(jī)理源頭出發(fā)，研究了不同分支管結(jié)構(gòu)尺寸及結(jié)構(gòu)形式對(duì)聲頻率和模態(tài)的影響，提出了優(yōu)化流致聲共振問(wèn)題的方法和思路，并通過(guò)理論和有限元計(jì)算進(jìn)行了論證，最終結(jié)論可應(yīng)用于新建電廠(chǎng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化中。

1 蒸汽管道流致聲共振原理和優(yōu)化方法

1.1 聲共振原理及鎖定現(xiàn)象

管內(nèi)流體流經(jīng)橫向滯流支管時(shí)，會(huì)產(chǎn)生漩渦脫落現(xiàn)象，當(dāng)漩渦脫落的頻率接近于支管聲腔的固有頻率，會(huì)發(fā)生鎖定(lock-in)現(xiàn)象，引發(fā)流致聲共振，導(dǎo)致流體激勵(lì)載荷變大，最終引發(fā)管道振動(dòng)。避免漩渦脫落鎖定的準(zhǔn)則主要有[8-9]：

1.1.1 低流速準(zhǔn)則

如果結(jié)構(gòu)或聲腔的基礎(chǔ)振動(dòng)模態(tài)(n=1)、管內(nèi)流速滿(mǎn)足式(1)，則不會(huì)發(fā)生聲頻率鎖定。

(1)

式中:v為主管流速;f1為聲頻1階模態(tài)頻率；D為支管內(nèi)徑。

1.1.2 隔離準(zhǔn)則

如果聲頻率避開(kāi)漩渦脫落頻率30%以上，則可避開(kāi)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(lì)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(dāng)支管長(zhǎng)度為波長(zhǎng)的1/4或其倍數(shù)時(shí)，聲波會(huì)在支管內(nèi)形成駐波，引發(fā)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(zhì)聲速;L為滯留支管的長(zhǎng)度;d為主管直徑。由式(3)可知，對(duì)于細(xì)長(zhǎng)管道的頂端封閉支管，其聲頻率與長(zhǎng)度成反比。因此，可通過(guò)調(diào)整支管長(zhǎng)度，改變聲頻率，從而避開(kāi)流致聲振動(dòng)。

1.3 蒸汽管道流致聲共振消聲方法

針對(duì)蒸汽管道支管流致聲共振，可通過(guò)優(yōu)化蒸汽管道支管結(jié)構(gòu)形式，改變支管聲頻率，避開(kāi)聲共振，進(jìn)行減振消聲。同時(shí)優(yōu)化支管結(jié)構(gòu)形式也能改變聲阻抗，提高耗能，降低振動(dòng)幅值。

1.3.1 旁支管

在安全閥支管中增加旁支管，當(dāng)旁支管長(zhǎng)度為聲波波長(zhǎng)的1/4時(shí)，旁支管內(nèi)形成駐波，能量無(wú)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(zhǎng)度;λ為波長(zhǎng)。

1.3.2 赫姆霍茲共振腔

赫姆霍茲共振腔由一個(gè)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(zhǎng)度。其傳遞損失為

(6)

式中：Sm為主管截面面積;fr為激勵(lì)聲頻率。

1.3.3 擴(kuò)張器

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

圖2 擴(kuò)張消聲器示意圖

(7)

式中：m為S2/S1，稱(chēng)為擴(kuò)張比；L為擴(kuò)張管長(zhǎng)度；λ為波長(zhǎng)；S2為擴(kuò)展管截面積；S1為進(jìn)口管截面積。

2 蒸汽管道安全閥支管聲模態(tài)分析

核電廠(chǎng)主蒸汽管道安全閥支管處結(jié)構(gòu)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(zhǎng)度1 010 mm，根據(jù)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(wǎng)格尺寸為1 mm，其一階聲模態(tài)如圖5所示，1階頻率為114 Hz，與理論分析結(jié)果吻合。

圖3 安全閥支管結(jié)構(gòu)示意圖

圖4 安全閥支管聲模態(tài)模型圖

圖5 安全閥支管第1階模態(tài)

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(tài)如圖6所示。相比無(wú)旁支管略有降低，但同時(shí)出現(xiàn)了178 Hz的2階聲模態(tài)，如圖7所示，該階模態(tài)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(tài)

圖7 增加旁支管的第2階模態(tài)

增加不同長(zhǎng)度旁支管的聲模態(tài)計(jì)算結(jié)果，如圖8所示，可以看出，隨著旁支管長(zhǎng)度的延長(zhǎng)，1階頻率降低有限，但高階模態(tài)的頻率大幅降低。不利于聲頻率的隔離。

圖8 增加不同長(zhǎng)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(zhǎng)度400 mm，壁厚6 mm)后，其前2階模態(tài)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(tài)

圖10 增加赫姆霍茲消聲器的第2階模態(tài)

2.3 擴(kuò)張管

將安全閥支管局部放大，改為擴(kuò)張管，擴(kuò)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(tài)如圖11、圖12所示。與原結(jié)構(gòu)相比，增加擴(kuò)張管后1階聲頻率明顯降低，另外，也沒(méi)有新的聲頻率引入。

圖11 增加擴(kuò)張管的第1階模態(tài)

圖12 增加擴(kuò)張管的第2階模態(tài)

2.4 小 結(jié)

根據(jù)2.1節(jié)～2.3節(jié)的計(jì)算結(jié)果，旁支管結(jié)構(gòu)對(duì)安全閥支管的聲頻率影響較小，需要較大的結(jié)構(gòu)尺寸才能實(shí)現(xiàn)聲頻率的改變，且會(huì)引入新的聲頻率。赫姆霍茲共振腔不會(huì)改變安全閥支管的聲頻率，也會(huì)引入新的聲頻率。擴(kuò)張管可有效改變安全閥支管的聲頻率，且不會(huì)引入新的聲模態(tài)。

各種不同消聲結(jié)構(gòu)及改變安全閥支管長(zhǎng)度(見(jiàn)式(3))的前3階模態(tài)頻率，如表1所示。

表1 增加不同消聲結(jié)構(gòu)的各階模態(tài)頻率

3 主蒸汽管道流場(chǎng)聲場(chǎng)分析

除聲模態(tài)分析以外，需進(jìn)行主蒸汽管道流場(chǎng)和聲場(chǎng)耦合分析，通過(guò)管內(nèi)聲場(chǎng)總聲壓級(jí)的變化，確定支管優(yōu)化的減振降噪效果。

3.1 主蒸汽管道流場(chǎng)聲場(chǎng)分析參數(shù)

本文采用FLUENT計(jì)算主蒸汽管道及安全閥支管流場(chǎng)，采用ACTRAN進(jìn)行聲場(chǎng)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(wǎng)格劃分時(shí)，主蒸汽管道邊界層第一層網(wǎng)格高度為0.06 mm，增長(zhǎng)率為1.1，主蒸汽管道圓周一圈網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為356。安全閥支管管道邊界層第一層網(wǎng)格高度為0.05 mm，增長(zhǎng)率為1.1，安全閥支管圓周一圈網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為166。主蒸汽管道網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量及主蒸汽管道工況參數(shù)，如表2所示。

圖13 主蒸汽管道分析模型

表2 FLUENT模型網(wǎng)格數(shù)量及管道工況參數(shù)表

主蒸汽管道流場(chǎng)采用非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，湍流計(jì)算模型為大渦模擬(large eddy simulation,LES)方法，該方法對(duì)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(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算前，先用穩(wěn)態(tài)模型計(jì)算，得到穩(wěn)態(tài)條件下的流場(chǎng)，然后以此流場(chǎng)條件作為邊界條件，將計(jì)算轉(zhuǎn)為非穩(wěn)態(tài)。這樣可使大渦模擬很快達(dá)到收斂，穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)計(jì)算設(shè)置如表3所示。

表3 穩(wěn)態(tài)計(jì)算參數(shù)設(shè)置

非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)使用LES模型進(jìn)行計(jì)算。為加速收斂，計(jì)算過(guò)程中采用變時(shí)間步長(zhǎng)進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，其中最后1 000個(gè)時(shí)間步輸出聲學(xué)計(jì)算所需的流場(chǎng)信息，非穩(wěn)態(tài)計(jì)算參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 非穩(wěn)態(tài)計(jì)算參數(shù)設(shè)置

主蒸汽管道流場(chǎng)計(jì)算完成后，將聲源區(qū)域的流場(chǎng)信息轉(zhuǎn)化為聲源信息，進(jìn)行聲場(chǎng)分析。聲學(xué)分析模型兩端為聲傳播區(qū)，同時(shí)在兩端面定義模態(tài)面，用于模擬聲音沿?zé)o限長(zhǎng)管道傳播，主蒸汽安全閥系統(tǒng)聲學(xué)計(jì)算域，如圖14所示。

圖14 聲學(xué)計(jì)算域

3.2 安全閥支管長(zhǎng)度變化方案流聲計(jì)算

根據(jù)表1所列安全閥支管長(zhǎng)度和3.1節(jié)的參數(shù)設(shè)置，建立主蒸汽管道分析模型進(jìn)行計(jì)算，原長(zhǎng)度安全閥支管流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖15所示。

圖15 原長(zhǎng)度安全閥支管瞬態(tài)流場(chǎng)速度分布

原長(zhǎng)度安全閥支管峰值頻率聲場(chǎng)，如圖16所示，計(jì)算監(jiān)測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)14、測(cè)點(diǎn)17的的聲壓級(jí)頻譜，如圖17所示。根據(jù)圖17，監(jiān)測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)14、測(cè)點(diǎn)17的聲壓峰值頻率為110 Hz，強(qiáng)度為158 dB。

圖16 原長(zhǎng)度安全閥支管的主蒸汽管道聲場(chǎng)圖

安全閥支管縮短方案1和方案2的監(jiān)測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)14、測(cè)點(diǎn)17的的聲壓級(jí)頻譜如圖18、圖19所示。根據(jù)圖18，縮短方案1監(jiān)測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)14、測(cè)點(diǎn)17的聲壓峰值頻率為185 Hz，強(qiáng)度為152 dB。根據(jù)圖19，縮短方案2監(jiān)測(cè)點(diǎn)11、測(cè)點(diǎn)14、測(cè)點(diǎn)17的聲壓峰值頻率為230 Hz，強(qiáng)度為150 dB。

圖18 支管縮短方案1聲壓級(jí)頻譜圖

圖19 支管縮短方案2的主蒸汽管道聲壓級(jí)頻譜圖

3.3 不同消聲結(jié)構(gòu)流聲計(jì)算

建立旁支管、赫姆霍茲共振腔和擴(kuò)張管的主蒸汽管道模型，進(jìn)行流場(chǎng)和聲場(chǎng)分析。旁支管主蒸汽管道模型如圖20所示，擴(kuò)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(kuò)張管模型圖

不同方案計(jì)算得到的峰值聲壓級(jí)和峰值頻率如表5所示。根據(jù)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(jiàn)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(tài)頻率，但由于其聲阻抗作用，降低了聲共振的強(qiáng)度。

表5 不同支管結(jié)構(gòu)的峰值頻率和聲壓匯總

相對(duì)而言，增加擴(kuò)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(yōu)選方案。

4 結(jié) 論

本文針對(duì)核電廠(chǎng)主蒸汽管道流致聲共振問(wèn)題，討論了流致聲共振產(chǎn)生的機(jī)理，研究了通過(guò)優(yōu)化安全閥支管設(shè)計(jì)，降低流致聲共振的方法，得到以下結(jié)論：

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

(2)安全閥支管上增加1/4波長(zhǎng)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(duì)安全閥支管的1階聲頻率影響較小，無(wú)法避開(kāi)漩渦脫落的頻率鎖定，并引入新的聲模態(tài)，設(shè)計(jì)中應(yīng)注意避免。

(3)安全閥支管增加擴(kuò)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(tài)，避開(kāi)聲頻率鎖定，是值得推薦的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。