核反应堆压力容器主密封瞬态性能研究

姜 露，张丽屏，傅孝龙，孙英学，刘文进，杨 宇

(中国核动力研究设计院 核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610213)

核反应堆压力容器作为反应堆一回路系统中最为关键的设备之一，承担着极为重要的系统功能和安全功能。压力容器顶盖与筒体采用主螺栓连接，通过密封环形成密闭容器[1-2]。容器内工作介质具有高温、高压和强放射性特点，在寿命期间内主密封需承受几十种压力及温度瞬态严峻考验，主密封一旦发生失效，其所带来的后果是灾难性的。压力容器主密封设计方法也一直是核电及核能相关领域核心技术之一，确保压力容器主密封设计的安全可靠性对于保障核安全意义重大[3]。

针对法兰及主螺栓协调变形，国内外文献研究主要集中在理论分析和数值模拟方面[6-8]。日本三菱重工对秦山二期压力容器主密封进行了分析，研究中将主螺栓简化为刚度相当的环状模型，进而建立二维有限元主密封模型，但分析中未考虑接触摩擦、传热和塑性变形的影响，且密封面分离量是通过上下法兰的相对转角换算得到，未考虑密封接触区域局部变形的影响，因而分析结果具有一定的误差。法国AREVA以商用有限元软件SYSTUS对压力容器主密封进行分析，采用梁结构理论计算主螺栓力，但也未考虑主螺栓温度滞后效应、接触摩擦和传热、塑性变形的影响。杜雪松等[9]考虑接触和材料非线性，开发主密封分析程序NVSAS2.0，但由于前后处理过程较繁琐，分析效率较低，以及接触、传热和弹塑性材料模型单一。已有文献中压力容器主密封分析模型及方法存在一定局限性，对密封结构相互作用及整体变形、长期服役密封性能等研究不够充分[10]。

针对上述不足，本文通过建立压力容器主密封三维分析模型，系统研究瞬态工况下法兰、主螺栓的温度及应力特性，总结密封面法兰轴向分离量变化规律，以及长期服役后密封面循环累积变形情况，为压力容器主密封的设计及优化提供理论及方法参考。

1.1 数值模型

压力容器主密封结构示意图如图1所示。压力容器主密封主要由顶盖与筒体法兰、密封环、主螺栓等构成，分析所需考虑载荷主要包括压力、温度、主螺栓预紧力、压紧弹簧力、地震载荷(压紧弹簧、压紧筒组件等作用在顶盖与筒体法兰上的载荷)、密封环回弹力等。显然压力和温度以及压紧弹簧力沿圆周方向是具有对称性的，每根主螺栓在圆周方向对应区域可视为基本结构，而单根主螺栓也具有对称性，因此可截取主密封整体结构的1/88(总共44根主螺栓，截取半根主螺栓)建立三维模型，并且对顶盖开孔区结构进行简化处理。根据开孔结构和当量实体在同样载荷条件下总体变形一致的原则，将顶盖CRDM管座开孔区简化为等效无孔区。首先计算孔带系数η为：

η=h/p=202.51/304.11=0.666

式中：h为相邻开孔间韧带的最小宽度；
p为相邻开孔中心线间的距离。

图1 压力容器主密封结构示意图Fig.1 Structure diagram of reactor pressure vessel main seal

开孔区等效材料参数[11]如下：

ν*=0.283 6，

本文建立的模型中y为顶盖厚度方向，因此材料特性如下：

νxz=ν*,νyz=ν,νxy=ν

民之饥，以其上食税之多，是以饥。

民之难治，以其上之有为，是以难治。

民之轻死，以其求生之厚，是以轻死。

当量实体的有效半径R*[11]为：

R*=Ro+(p-h)/4

式中，Ro为压力容器轴心到最远开孔中心线的距离，计算得到R*=705.4 mm。由于密封环相对于压力容器尺寸过小，考虑实际密封环会使得模型尺寸跨度很大，在模型中对密封环进行简化，将密封环回弹力简化为均布压力载荷。最终建立的压力容器主密封分析模型如图2所示。

图2 压力容器主密封模型Fig.2 Model of reactor pressure vessel main seal

压力容器主密封分析模型有关输入及方法如下。计算压力17.2 MPa，计算温度350 ℃，44根主螺栓预紧力184.4×106N，压紧弹簧力2.3×106N，密封环回弹力保守取900 N/mm。传热计算采用SOLID90单元，应力计算采用SOLID186单元，接触单元采用TARGE170和CONTA174。主螺栓预紧过程采用预紧单元PRETS179进行模拟。顶盖与筒体法兰材料为16MND5，法兰密封面与堆焊层的材料为308L+309L，主螺栓材料为40NCDV7.03。

1.2 分析方法

通过热力耦合分析以研究瞬态工况中温度和压力的影响，分析过程采用解耦的方法，首先进行传热分析再进行应力计算。传热分析时将温度载荷施加在模型内表面。应力分析时，在模型内表面施加压力载荷，在主螺栓上中间位置施加主螺栓预紧力，将压紧弹簧以及压紧筒法兰作用在压力容器内侧的横向地震载荷以均布载荷形式施加在作用面上，将内侧和外侧密封环的回弹力等效为均布载荷的形式施加在密封槽和法兰对应位置处，载荷作用位置及形式如图3所示。此外，压力容器顶盖与筒体法兰之间、主螺栓垫圈与顶盖之间、垫圈与螺帽之间，通过设置接触单元来模拟接触、传热和滑移。在模型的两侧施加对称约束边界，在筒体的底端施加垂向位移约束。

图3 载荷作用位置示意图Fig.3 Diagram of load position

在压力容器服役寿命周期内，主密封需要经受几十种瞬态历程的长期考验。一般而言，核电设计瞬态根据种类一般分为正常运行与扰动、一般事故、严重事故和极限事故瞬态。本文研究中，以其中具有典型特征瞬态如反应堆启动瞬态和反应堆停堆瞬态，这两种瞬态属于较为苛刻的瞬态，瞬态曲线中升降温和升降压的速率相对较快，也是核电站设计中最为重要的瞬态之一。本文计算使用的瞬态温度和压力曲线如图4所示。

图4 启堆和停堆瞬态温度和压力Fig.4 Temperature and pressure of start-up and shut-down transients

2.1 主螺栓应力特性

由图4可知，启堆瞬态采用线性升温和加压的方式，停堆瞬态同样是线性降温和降压。图5示出启堆瞬态中20 160 s时刻的温度场和应力场，图6示出停堆瞬态中15 814 s时刻的温度场和应力场。由图5、6中的温度场可发现，主螺栓与法兰存在着较为明显的温度滞后效应，升温瞬态中法兰温度要高于主螺栓，而在降温瞬态中法兰温度低于主螺栓，其原因在于主螺栓与法兰孔装配后存在6.5 mm的径向间隙，而空气导热系数远低于法兰，因此导致瞬态传热过程中主螺栓温度滞后于法兰。

图5 启堆瞬态的温度场和应力场Fig.5 Temperature and stress distributions under start-up transient

图6 停堆瞬态的温度场和应力场Fig.6 Temperature and stress distributions under shut-down transient

图7示出启堆瞬态历程中主螺栓截面平均应力Pm随时间的变化，可以发现主螺栓应力最大值出现在30 000 s，结合图4可发现，启堆瞬态中温度和压力正是在30 000 s达到稳定，显然主螺栓应力与瞬态温度和压力存在紧密联系；
此时刻之后，压力达到稳定，传热也趋于平衡，主螺栓应力呈现逐渐下降的趋势。由此可见，主螺栓应力的巨大波动主要由温度和压力瞬态引起，各部件热膨胀量的差异以及温度梯度的影响，使得主螺栓应力由初始预紧状态的240.0 MPa增长到最大值444.4 MPa，小于RCC-M规范NB3252.1对运行工况的限值(478.0 MPa)的要求。综上所述，启堆瞬态中，内壁面温度逐渐上升，温度由内往外侧传导，经过顶盖与筒体法兰、主螺栓等，但主螺栓与法兰孔之间存在装配间隙，主螺栓温度始终低于法兰，法兰沿高度方向的热膨胀变形量大于主螺栓膨胀量，从而导致主螺栓应力增大。

图7 启堆瞬态主螺栓应力随时间的变化Fig.7 Main bolt stress versus time under start-up transient

图8示出停堆瞬态历程中主螺栓应力随时间的变化，可以看到，主螺栓应力的变化趋势与启堆瞬态恰好相反，这也正是由于在降温过程中法兰温度低而主螺栓温度高所致的。显然，温度滞后效应增大了主螺栓应力交变幅值，即经历多次升降温循环，这对于主螺栓的疲劳使用寿命是非常不利的。

图8 停堆瞬态主螺栓应力随时间的变化Fig.8 Bolt stress versus time under shut-down transient

2.2 密封分离量特性

压力容器主密封要求法兰内外密封环处法兰分离量必须小于限值才能保证实现有效密封，防止泄漏。由于外密封环距离主螺栓较近，且在内压作用下内密封环处的法兰轴向分离量更大，因此本节仅对内密封环处法兰轴向分离量进行详述。分离量计算方式为密封环所处位置处的上法兰轴向位移减去下法兰轴向位移，若为正值则代表相对于初始安装位置，上下法兰出现相对张开位移，分离量为负值则是指相对于初始位置上下法兰被进一步压缩。

图9示出启停堆循环过程中内密封环位置处上下法兰轴向分离量曲线。由图9可见，在启堆瞬态部分，分离量呈现先下降后上升的规律，结合图4中瞬态温度和压力曲线分析，这是由于在瞬态前半段，随着温度快速上升，法兰存在热膨胀变形，但主螺栓由于温度滞后，自身轴向变形小于法兰，因此法兰轴向被进一步压缩，从而使得分离量出现递减，然而随后压力在20 000 s逐渐达到较高水平后，压力占据了主导地位，压力作用在顶盖内壁面并使得上下法兰存在张开变形趋势，分离量随之上升；
在停堆瞬态部分，瞬态压力保持了一段时间后快速降低，分离量随之下降。

图9 启停堆循环瞬态密封环处法兰分离量Fig.9 Flange separation at sealing interface versus time under start-up and shut-down transients

2.3 循环累积变形特性

在实际的压力容器主密封运行状态下，顶盖与筒体法兰堆焊层密封面部分区域会进入塑性，因此，为充分理解主密封性能，进一步对经历多次瞬态循环后的累积变形进行研究是非常必要的，包括多次升降温循环后的密封面累积变形、密封环法兰处的累积分离量等。基于材料本身存在塑性强化特征，在经历若干次循环后塑性变形会达到稳定，且考虑到计算规模的限制，本文保守计算10次启停堆循环变形，再通过递推的方式计算200次循环后变形及分离量结果。

图10示出10次启停堆循环历程中的累积法兰分离量，可以发现曲线呈现出较好的周期性规律，每个循环周期内的分离量曲线与图9中的曲线形状基本相同，随着循环次数的增加，分离量总体缓慢上升，但最大分离量在经历10次循环后基本趋于稳定，可以通过对最大分离量曲线进行拟合并进行递推，计算得到200次启停堆循环后的法兰分离量为0.143 mm，小于C形环密封对法兰分离量小于0.2 mm的限值要求。

图10 循环累积法兰分离量Fig.10 Cyclic cumulative flange separation

图11、12分别示出密封面处的塑性应变分布及最大等效塑性应变强度变化历程，其中塑性应变最大值的位置不固定，但始终位于密封面区域。如图11所示。密封面支承区域塑性应变绝大部分在5%左右，密封槽附近法兰母材区域皆未达到屈服。由图12可见，在经历10次循环后的最大等效塑性应变趋于稳定且有递减趋势，由此表明密封面塑性应变随瞬态循环次数的增加在整体上分布越发均匀。综上所述，在本文考虑载荷条件下主密封结构完整性不存在失效风险，密封分离量满足要求。

图11 密封面处塑性应变分布Fig.11 Plastic strain distribution at sealing surface

图12 密封面处最大等效塑性应变的变化历程Fig.12 Variation history of maximum equivalent plastic strain at sealing surface

本文建立了压力容器主密封数值分析三维模型，基于典型反应堆压力容器瞬态对顶盖与筒体法兰密封结构应力及密封性能进行了研究，探索了主螺栓截面应力变化机理和密封面法兰轴向分离曲线规律以及长期服役条件下循环累积变形特性。研究发现，主螺栓与法兰之间存在明显的温度滞后效应，温度梯度导致主螺栓应力交变幅值增大；
密封面法兰轴向分离量受温度和压力影响都较大，急速升压会使得分离量快速增加；
循环启停堆瞬态作用下，累积法兰分离量呈现周期性的曲线特征，且经历若干次循环后最大分离量逐步达到稳定；
密封面处堆焊层局部进入塑性变形，但随着循环次数增加，整体弹塑性变形达到安定，塑性应变分布趋于均匀。本文所述研究方法及研究成果对于反应堆压力容器主密封设计及优化具有重要参考价值及意义。