HTR-PM輸送轉換裝置抗震分析及支撐設計與校核

張喆玉 袁朝龍 張海泉 聶君鋒

1（清華大學機械工程系 先進成型教育部重點實驗室 北京 100084）

2（清華大學核能與新能源技術研究院 北京 100084）

燃料裝卸系統是 HTR-PM 中的關鍵系統之一[1]，一旦發生泄漏或損壞，就會影響整個系統甚至核電站的安全運行。燃料球在裝卸系統內主要是通過重力作用實現自上而下的運行[2,3]，為使燃料球能依靠重力自行向下滾動，同時又不會因運動速度過快與彎頭等處碰撞產生破損，燃料球下行管道和管道上的設備都按照一定的角度傾斜放置。

燃料球輸送轉換裝置是裝卸系統的重要組成部分，其位于反應堆堆芯的正下方，由5個傾斜放置的大偏心距重型設備和連接管道構成，起著將卸料管內卸出的燃料球分配到不同管道中的作用。轉向裝置不僅是反應堆正常運行時燃料裝卸系統正常工作的重要保證，還能在管道產生破裂或其中一個設備發生故障無法工作等事故工況下，及時讓燃料球改向，避開故障路線，保證反應堆的繼續運行。由于裝置中包含的設備質量較重，且相對于管道有較大的偏心距，當支撐的剛度不夠時，設備極易在地震時發生傾覆，將管道扭斷，造成嚴重后果，但過高的剛度又會限制管道的熱脹。燃料球剛從堆芯卸出，所帶的高熱量會使轉向裝置溫度太高，過于限制管道熱脹也同樣會因二次應力過大引起管道的破壞，這樣的矛盾為轉向裝置支撐的設計帶來一定的技術難度。

通過數值模擬方法，針對轉換裝置特殊的空間傾斜布置方式，根據抗震分析計算結果，提出了壓板形式的支撐方案，并對依據所選方案設計出的支撐架進行了受力校核。

1 抗震分析

1.1 裝置計算模型

燃料球轉向裝置包含5個外形基本相同的重型設備及中間相連的管道，設備所在的平面與水平面間傾角為30°。每個設備都由300 mm高的箱體底座和600 mm高的轉子構成，大部分重量集中在設備中下部，具體形式見圖 1(a)。設備重心到管道中心距離~250 mm，超過了管道外徑的1.5倍，需計入偏心影響[4]。

裝置運行過程中設備所受管道的推力通過專業的管應力計算軟件進行計算，考慮到裝置的簡化模型要符合實際設備大偏心距的情況，通過以下三個步驟對其建模：(1) 管道中對應位置處建入與實際設備大小相等的普通三通、四通閥門，將其質量設為0 kg；(2) 設備重心處設一個質量與設備質量相同的質點；(3) 設置一根長度為250 mm的無質量剛性桿將質點和設備連接起來，具體模型見圖1(b)。

圖1 系統三維模型(a)和管應力計算模型(b)Fig.1 3D model of devices (a) and pipe stress calculation model (b).

1.2 載荷數據

燃料球轉向裝置為抗震Ⅲ類，抗震分析方法采用樓層反應譜法。為保證整個燃料裝卸系統在極限工況下的運行安全性，對其中的轉向裝置也考慮運行極限地震SSE的作用，根據規范要求[4]，將支承處對應的設計樓層反應譜附加到支撐處。由于樓層反應譜中加速度隨樓層的高度增大，因此部分支撐的標高處于兩個樓層標高之間時，出于保守考慮選擇高標高樓層的反應譜。最后參考系統的自振頻率，抗震分析的阻尼比選擇2%。

將裝置的計算模型放入整個管道系統中，加上初步支撐，利用管道應力軟件ROHR2進行計算，系統的工作載荷見表1。

1.3 支撐方案優化

轉向裝置的初步支撐有以下兩個方案：一是在裝置沿傾斜面方向的上下兩端管道上加導向支架，設備只依靠傾斜面板支撐。這種支撐方式可使裝置系統只沿圖1(b)中6點到1點間管道的軸向方向運動，限制地震工況下設備的左右晃動和傾覆，同時放開了熱脹位移最大的方向，防止二次應力會超出規范[5]；二是不對管道約束，只對5個設備采用壓板約束。為計算方便，設備處采用局部坐標系，圖1(b)中，以設備中心與質點的連接桿作為 Y軸，向下為正方向，以6點到1點的方向為X軸正方向。壓板支撐只限制設備Y方向的位移和繞X、Z軸的轉動。這種支撐方式允許管道自由熱脹伸長，同時也可防止設備傾覆。將兩種初步支撐方式建入管道模型中進行計算。

表1 轉向系統工作載荷Table 1 Working load of the transport and conversion devices.

表2 支撐方案應力計算結果對比Table 2 Stress calculation results of the two support schemes(%).

從表2看出，方案1中熱脹引起的二次應力嚴重超標，根據熱脹位移分析結果，這主要是由于溫度過高，管道熱脹明顯，而對角設備中間連接是直管，管道和設備沿Z軸方向的熱膨脹被約束且無法被吸收，因此二次應力過大。方案二中管道系統的各項應力都滿足規范要求，根據支撐形式的多次調整嘗試和管應力計算結果，對轉向系統采用壓板約束。計算得到設備在各工況下的最大位移及設備對支撐產生的最大力和力矩，具體數值見表3。

表3 設備最大位移及對支撐的最大力和力矩Table 3 Maximum displacement of devices and maximum force and moment of supports.

2 支撐設計與受力

2.1 支撐結構設計

根據設備支撐的限制條件和軟件計算結果，支撐形式如下：壓板支撐的高度是 301 mm，壓板與設備箱體之間留1 mm空間，允許設備在支撐面上受熱脹作用時自由移動。板上中間圓孔的半徑是轉子半徑再加上9 mm的余量，保證即使發生最大位移，設備在傾斜支撐面上的平面運動不受影響，避免了二次應力過大產生的管道破壞。具體形式和裝配方式見圖2。

圖2 設備支撐形式與裝配Fig.2 Support system and assembly of devices.

地震時，通過四根 M16螺栓與支撐板連接的10 mm厚鋼制壓板可防止設備傾覆，以免造成設備連接管道扭斷產生破壞。

2.2 底部傾斜支撐板模型校核

壓板支撐的校核計算采用 Solidworks軟件建模，再使用有限元分析插件(Solidworks Simulation)做支撐架的受力模擬分析[6]。為簡化模型，將模型分為下部的傾斜支撐板和5個壓板分別校核。

整體支撐的應用材料按照國家標準《碳素結構鋼》[7]和《低合金高強度結構鋼》[8]規定，承重結構宜采用Q235、Q345、Q390和Q420等鋼。設計中型鋼和鋼板均采用Q235鋼。螺柱、螺母結構采用45鋼材料。

2.2.1 模型參數設置

邊界條件：底部支撐板前排的 f、h、g、m、n的腿部底面通過焊接與地面連接，后排的a、b、c、d、e的腿部背面整體與大型鋼架焊接在一起，因此將這些連接面看成固定點。

施加載荷：底部支撐板所受載荷主要是設備垂直傾斜面向下的壓力和設備轉動產生的力矩通過螺栓對支撐板產生的作用。因此將設備與傾斜支撐板的接觸面作為壓力的作用面，支撐板下表面與固定螺母的接觸面作為力矩對支撐板的作用面，更符合實際情況，將力矩位置定為設備的重心處。具體載荷作用和支撐面受力面見圖3。圖3左下角是壓力的作用方式及力矩的位置，右上角是力矩作用面的示意圖。

圖3 支撐板受力情況Fig.3 Stress state of the support plate.

2.2.2 計算結果及校核

傾斜支撐板的應力和位移云圖見圖 4。工程中為保證安全，認為材料所受的最大應力不應超過許用應力的80%。圖4中支撐板最大應力為98.1 MPa，遠小于Q235鋼許用應力的80%。支撐板的最大位移為0.662 mm，滿足剛度要求。

圖4 支撐板應力(a)和位移(b)云圖Fig.4 Stress fringe (a) and displacement fringe (b) of the support plate.

2.3 螺栓及壓板模型校核

2.3.1 模型參數設置

邊界條件：壓板通過螺栓螺母與底部傾斜支撐板連接固定，因此將螺栓與支撐面下表面螺母的接觸面上施加固定支撐。同時，考慮到傾斜支撐板受力有一定的彎曲變形，使螺栓根部產生垂直板面向下的位移，在每個固定點上附加相應的位移量。

施加載荷：壓板結構只受到力矩對其產生的影響，因此在設備重心處施加力矩，作用面為設備與壓板的接觸面，見圖5。

圖5 壓板受力情況Fig.5 Force situation of the pressure plate.

2.3.2 計算結果及校核

計算得到5個壓板支撐的最大應力與最大位移見表 4，其中最大應力都集中在螺栓與壓板的結合面附近，最大位移在壓板的邊角附近。螺栓主要受到設備力矩作用于壓板時對其產生的拉力和剪力。

參考國家標準《鋼結構用高強度大六角頭螺栓》[9]和《鋼結構用高強度大六角螺母》[10]規定，模型所選的承壓型高強度螺栓最大抗拉強度為 400 MPa，最大抗剪強度為250 MPa，表4中的計算結果均滿足規范要求。

表4 壓板支撐最大應力與位移Table 4 Maximum stress and displacement of pressure plates.

3 結語

(1) 在HTR-PM中上百公斤的大型設備和閥門由于其空間布置傾斜，偏心距超過了管道外徑 1.5倍，且處于高溫高壓工況下，設計設備支撐時會存在同時要滿足剛度和柔性要求的矛盾。

(2) 管應力計算過程中，對于《規范》[4]要求計入偏心距影響的設備，質量為m0，長度為l0，偏心距為l1，可采用如下方式建模：1) 在管道相應位置設置質量為0 kg、長度為l0的閥門；2) 在設備重心處設置質量為m0的質點；3) 采用質量為0 kg、長度為l1剛性桿將質點和閥門模型中心連接。

(3) 針對傾斜放置且偏心距較大的設備和閥門，將壓板約束形式應用于抗震支撐設計上，能有效防止設備晃動，滿足抗震要求。

1 劉繼國, 梁錫華, 肖宏伶, 等. HTR-10燃料元件裝卸系統調試試驗[J]. 高技術通訊, 2003, (10): 84?88 LIU Jiguo, LIANG Xihua, XIAO Hongling, et al.Verification test of fuel handling system of HTR-10[J],Chinese High Technology Letters, 2003, (10): 84?88

2 趙木, 馮九河. 淺析 10MW 高溫氣冷實驗堆對于高溫氣冷堆示范工程的作用[J]. 核安全, 2010, (3): 59?62 ZHAO Mu, FENG Jiuhe. Brief analysis on effect of HTR-10 reactor to high temperature gas-cooled reactor[J],Nuclear Safety, 2010, (3): 59?62

3 肖宏伶, 劉繼國. 10MW高溫氣冷堆燃料元件裝卸系統的控制系統設計[J]. 核動力工程, 2000, (6): 532?536 XIAO Hongling, LIU Jiguo. Control system design of HTR-10 fuel handling system[J], Nuclear Power Engineering, 2000, (6): 532?536

4 國家地震局工程力學研究所等. 核電廠抗震設計規范,GB 50267-97[S]. 1997 State Seismological Bureau of Mechanical Engineering Research Institute. Code for seismic design of nuclear power plants, GB 50267-97[S]. 1997

5 美國機械工程師學會. ASME鍋爐及壓力容器規范: 第III卷, 第一冊, ND分卷[S]. 上海科學技術文獻出版社,2004 American Society of Mechanical Engineers, Rules for Construction of Nuclear Power Plant Components.Division 3-Subsection ND[S]. Shanghai Science and Technology Literature Press, 2004

6 王開松, 徐楊, 宋云濤, 等. ITER中子屏蔽層結構分析中二次應力去除[J]. 核技術, 2011, 34(8): 637?640 WANG Kaisong, XU Yang, SONG Yuntao, et al.Removing the secondary stress in structure analysis of ITER in-wall shields[J]. Nuclear Techniques, 2011, 34(8):637?640

7 中國國家標準化管理委員會. 碳素結構鋼(GB/T700-2006)[S]. 2006 Standardization Administration of China. Carbon structural steel (GB/T700-2006)[S]. 2006

8 中國國家標準化管理委員會. 低合金高強度結構鋼(GB/T 1591-2008)[S]. 2006 Standardization Administration of China. High strength low alloy structural steel (GB/T 1591-2008)[S]. 2006

9 中國國家標準化管理委員會. 鋼結構用高強度大六角頭螺栓(GB/T 1228-2006)[S]. 2006 Standardization Administration of China. Large hexagon head bolts with high strength for steel structure (GB/T 1228-2006)[S]. 2006

10 中國國家標準化管理委員會. 鋼結構用高強度大六角螺母(GB/T 1229-2006)[S]. 2006 Standardization Administration of China. Large hexagon nuts with high strength for steel structure (GB/T 1229-2006)[S]. 2006