核電廠超設計基準事故下熱交換器的密封結構設計及分析方法

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通過聯鎖裝置和泄壓閥相連，如果聯鎖裝置旁路以及泄壓閥不能及時打開，發生系統內部失水事故(ISLOCA)時，中低壓系統可能會與高壓系統相通，中壓系統將承受高壓系統的全壓，這對于中低壓系統的設備屬于超設計基準事故。但超設計基準事故發生概率極低，以三代核電站余熱排出熱交換器為例，其在60年的壽期內，僅可能發生一次超設計基準事故。發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、反應堆冷卻系統和乏燃料池等系統和設備的冷卻[2-4]。在核電廠冷停堆的第一階段，反應堆冷卻劑系統通過蒸汽發生器將熱量傳遞給主蒸汽系統。在核電廠冷停堆的第二階段，余熱排出系統通過帶出堆芯和反應堆冷卻劑系統中的余熱和顯熱來降低反應堆冷卻劑系統的溫度。對于冷停堆后的核電廠，從停堆到核電廠再啟動期間，余熱排出系統帶出堆芯和反應堆冷卻劑系統的熱量。

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。反應堆冷卻器流經余熱排出熱交換器管側，設備冷卻水流經余熱排出熱交換器殼側，其設計壽命為60 a，主要設計參數如表1所示。

表1 余熱排出熱交換器設計參數

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，則能保證密封。圖2示出常規的螺栓-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。考慮到有限元分析方法能夠建立1∶1三維模型，比傳統的Waters法能夠更加細致地模擬計算密封區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[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時，墊片所需的壓緊載荷；Y1為從壓縮狀態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e2時，墊片所需的壓緊載荷；e0為達到初始密封狀態時，對應墊片的壓縮量；e1為從壓縮狀態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為保持密封狀態時，對應墊片的最佳壓縮量;ec為保持密封狀態的極限壓縮量。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示出常規密封結構在超設計基準工況下的分析結果。根據計算，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下密封結構的整體受力

根據上述計算結果，對密封結構進行以下優化。

(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，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。

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，法蘭和管板發生變形，密封表面發生分離(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。若根據超設計基準事故下管板及管側法蘭彎曲變形來確定β，發生變形時，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形密封環代替傳統的纏繞墊片。C形環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]。

通過上述優化，根據表2的計算結果，在低于傳統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，從而節約制造成本。此外，本文參照ASME規范的通用準則，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，可為后續核電站換熱器解決超設計基準事故設計問題提供參考。