矯 明，張菲茜，賀寅彪，張麗艷，李 波，黃 慶

(上海核工程研究設計院有限公司，上海 200233)

0 引言

在核電廠中，存在正常運行工況、預計運行工況、設計基準事故以及超設計基準事故等。其中，超設計基準事故是指超過電廠及其安全系統(tǒng)包絡、事故后果比設計基準事故更為嚴重的事故工況[1]。例如，核電廠中不同設計壓力系統(tǒng)通過聯(lián)鎖裝置和泄壓閥相連，如果聯(lián)鎖裝置旁路以及泄壓閥不能及時打開，發(fā)生系統(tǒng)內部失水事故(ISLOCA)時，中低壓系統(tǒng)可能會與高壓系統(tǒng)相通，中壓系統(tǒng)將承受高壓系統(tǒng)的全壓，這對于中低壓系統(tǒng)的設備屬于超設計基準事故。但超設計基準事故發(fā)生概率極低，以三代核電站余熱排出熱交換器為例，其在60年的壽期內，僅可能發(fā)生一次超設計基準事故。發(fā)生超設計基準事故時，余熱排出熱交換器管側需承受2.5倍的設計壓力，此時，設備無需滿足換熱功能要求，管側允許產(chǎn)生局部變形，但不允許破裂或泄漏。此外，該設備屬于大型核級熱交換器，若對超設計基準事故采用保守的設計，將顯著增大法蘭及管板尺寸，極大增加制造成本和布置難度。根據(jù)核電廠縱深防御理論，本文以超設計基準事故下密封和邊界完整性要求為導向，提出密封結構的優(yōu)化設計和評定方法，以確保核級熱交換器的安全性。

1 設計要求及結構介紹

余熱排出熱交換器是三代核電站正常余熱排出系統(tǒng)的主要設備之一，用于核電站正常停堆或事故后堆芯、反應堆冷卻系統(tǒng)和乏燃料池等系統(tǒng)和設備的冷卻[2-4]。在核電廠冷停堆的第一階段，反應堆冷卻劑系統(tǒng)通過蒸汽發(fā)生器將熱量傳遞給主蒸汽系統(tǒng)。在核電廠冷停堆的第二階段，余熱排出系統(tǒng)通過帶出堆芯和反應堆冷卻劑系統(tǒng)中的余熱和顯熱來降低反應堆冷卻劑系統(tǒng)的溫度。對于冷停堆后的核電廠，從停堆到核電廠再啟動期間，余熱排出系統(tǒng)帶出堆芯和反應堆冷卻劑系統(tǒng)的熱量。

該熱交換器為立式U形管換熱器，為便于在役檢修，其管箱-管束-殼體為可拆卸結構，其中管箱法蘭和殼體法蘭通過螺栓墊片結構與管板相連。反應堆冷卻器流經(jīng)余熱排出熱交換器管側，設備冷卻水流經(jīng)余熱排出熱交換器殼側，其設計壽命為60 a，主要設計參數(shù)如表1所示。

表1 余熱排出熱交換器設計參數(shù)

較以往核電站的大型熱交換器，余熱排出熱交換器的安全性和功能要求有顯著提高，其設備的結構如圖1所示。

圖1 余熱排出熱交換器結構示意

2 密封結構設計及分析

余熱排出熱交換器的管程法蘭、殼程法蘭與管板的連接采用螺栓-法蘭-纏繞墊片連接結構。對于該密封結構，墊片位于法蘭和管板之間，并通過拉伸螺栓提供預緊力。在預緊力和操作壓力作用下，若墊片能夠保持滿足密封要求的壓縮態(tài)，則能保證密封。圖2示出常規(guī)的螺栓-法蘭密封結構，纏繞墊片兩側的金屬互相不接觸，該結構是應用較為廣泛的密封結構，在引入超設計基準事故之前，該結構能夠滿足設計要求。

圖2 螺栓-法蘭-墊片常規(guī)密封形式

在超設計基準事故工況下，由于管側承受較大的瞬時壓力，需對所設計的密封結構的性能進行預測?？紤]到有限元分析方法能夠建立1∶1三維模型，比傳統(tǒng)的Waters法能夠更加細致地模擬計算密封區(qū)域的變形量以及應力分布，且在核電領域，許多研究者通過有限元方法分析密封面的變形，作為判斷密封性能的依據(jù)[5-6]。因此，本文采用有限元方法進行密封性能預測，利用結構的軸對稱性[7]，將管板多孔區(qū)等效成當量實心板，三維有限元模型如圖3所示，密封處的有限元模型如圖4所示。在進行有限元分析時，所施加的載荷包括殼側壓力、管側壓力、傳熱管脹接段內部壓力、上筒體截面等效拉應力和螺栓預緊力。由于其他載荷(如設備及介質自重)對應力分析結果影響很小，故不考慮。

圖3 有限元分析模型

圖4 密封結構的有限元模型

定義相對分離量d為墊片所在空腔的上表面(管板表面)及下表面(法蘭表面)軸向位移的相對值。有效回彈量定義如圖5所示。圖中，Y0為達到初始密封狀態(tài)時，墊片所需的壓緊載荷；Y1為從壓縮狀態(tài)e2處減壓，到密封失效時，墊片上的壓緊載荷；Y2為保持密封，對應于壓縮狀態(tài)e2時，墊片所需的壓緊載荷；e0為達到初始密封狀態(tài)時，對應墊片的壓縮量；e1為從壓縮狀態(tài)e2處減壓，到密封失效時，對應墊片的壓縮量；e′1為減壓到零時，對應墊片永久變型量；e2為保持密封狀態(tài)時，對應墊片的最佳壓縮量;ec為保持密封狀態(tài)的極限壓縮量。e2-e1為墊片的有效回彈量；e2-e′1為墊片的總回彈量,因此，當相對分離量較墊片有效回彈量大時，判斷密封失效，即設備密封的使用限制為相對分離量d應小于對應墊片能夠保證密封的有效回彈量(e2-e1)。

圖5 墊片密封特性曲線

圖6示出常規(guī)密封結構在超設計基準工況下的分析結果。根據(jù)計算，當將預緊力提高到超設計基準事故所需值，并施加超設計基準事故壓力，管側法蘭頸部幾乎全部屈服，且管側密封面相對位移遠大于墊片的有效回彈量，由于纏繞墊片的有效回彈量不足，該結構在超設計基準工況下的密封特性難以保證。

(a)超設計基準事故瞬態(tài)下密封結構的整體受力

根據(jù)上述計算結果，對密封結構進行以下優(yōu)化。

(1)施加預緊力時，使法蘭表面與管板表面接觸，如圖7所示。配合設計合理的墊片槽，既能保證墊片處于壓緊狀態(tài)，同時也能保證過大的預緊力不會作用在墊片上，而是傳遞到相接觸的金屬平面上。但設計時需要關注墊片槽的設計及密封墊的選取，保證金屬面接觸時，墊片處于良好的壓縮狀態(tài)。

圖7 螺栓-法蘭-墊片改進連接形式

(2)在管板上設計傾角為β的楔形結構。在超設計基準事故下，法蘭和管板發(fā)生變形，密封表面發(fā)生分離(如圖8所示)，首先接觸的支點P位于法蘭外緣，L為P點至墊片的距離，α為墊片位置的分離角，墊片槽位置的分離間隙為Lsinα，在管板上加工一個傾角為β的楔形結構(如圖9所示)后，首先接觸的支點P位置由法蘭外緣向內移動，降低了L的距離，從而使分離間隙Lsinα降低。若根據(jù)超設計基準事故下管板及管側法蘭彎曲變形來確定β，發(fā)生變形時，使P點以外的管板與法蘭表面相接觸，從而使受力更加均勻。

圖8 P點位于法蘭外緣時的變形結構示意

圖9 帶楔角的密封結構示意

(3)采用C形密封環(huán)代替?zhèn)鹘y(tǒng)的纏繞墊片。C形環(huán)利用其密封層和螺旋彈簧的共同作用，提高了墊片的回彈性和密封性[8-10]。

通過上述優(yōu)化，根據(jù)表2的計算結果，在低于傳統(tǒng)的纏繞墊片所需的預緊力時，超設計基準事故下余熱排出熱交換器相對分離量低于C形環(huán)的有效回彈量，滿足密封要求。

表2 密封性能評定

3 核承壓設備超設計基準事故設計評價準則

在核電廠，余熱排出熱交換器屬于核三級設備，超設計基準事故屬于超設計基準工況。ASME B&PVC第Ⅲ卷并沒有針對超設計基準工況的結構設計及密封性能的評定準則，因此無法直接根據(jù)ASME B&PVC第Ⅲ卷的條款進行評定。同時，設備在超設計工況的要求與ASME B&PVC第Ⅲ卷第1冊NCA分卷中的D級使用限制基本一致。

對于密封結構中的連接螺栓(連接管箱法蘭、管板和筒體法蘭的主螺栓)和管板，考慮到適應超設計基準事故和不增加設計工況所確定的法蘭尺寸，為此提高其設計等級，制造和檢測過程滿足ASME B&PVC第Ⅲ卷第1冊NB分卷的要求。

表3 超設計基準工況下余熱排出熱交換器的應力限制

圖10 管箱筒體、管箱封頭和裙座第一主應力云圖

為此，本文分別根據(jù)ASME B&PVC第Ⅲ卷第1冊NB-3230和NB-3220，對主螺栓和管板進行應力評定；根據(jù)ASME B&PVC第Ⅲ卷第1冊ND-3320，對該熱交換器除管板和主螺栓外的其他零部件進行結構設計評定，選取總體一次薄膜應力強度Pm的限制值作為局部一次薄膜應力強度PL的限制值。ASME B&PVC第Ⅲ卷第1冊ND分卷中未要求對局部一次薄膜主應力σL單獨進行評價，本文選取總體一次薄膜主應力σm的限制值作為σL的限制值。此外，本文采用ASME B&PVC第Ⅲ卷ND分卷和附錄F的D級使用限制評價方法，對超設計基準工況的結構進行分析評定。各零部件的應力限制見表3。

根據(jù)計算結果，換熱器在超設計基準工況下各部件的應力云圖見圖10～13。根據(jù)計算的應力評定結果，余熱排出熱交換器能夠保證結構完整性。

圖11 管箱法蘭的第一主應力云圖

圖12 殼側部件的第一主應力云圖

圖13 螺栓的第一主應力云圖

4 結語

本文以第三代核電站余熱排出熱交換器為例，介紹了超設計基準事故下密封結構的設計方案，經(jīng)力學分析評定，該結構在承受2.5倍設計壓力的情況下，依然能保證良好的密封性能，避免了增厚管板、加大螺栓及法蘭和改變布置空間等設計方案，從而節(jié)約制造成本。此外，本文參照ASME規(guī)范的通用準則，提出了超設計基準事故下結構完整性的評定準則。本文提出的密封結構超設計基準事故下的設計方案、分析方法及評定準則，可為后續(xù)核電站換熱器解決超設計基準事故設計問題提供參考。