核電廠排管容器爆破片設計與研究

劉少偉，徐 軍，楊勝凱，高兵兵，程 鑫

（1.中核核電運行管理有限公司，浙江嘉興 314300；2.上海華理安全裝備有限公司，上海 201108；3.華東理工大學，上海 200237)

0 引言

爆破片作為一種非再閉式壓力釋放裝置，其作用在于出現超壓影響設備安全時，爆破片破裂泄放壓力介質從而保護設備主體安全。重水堆核電站在核島內慢化劑覆蓋氣體系統中安裝有4 個排管容器爆破片用于系統的超壓保護，作為堆芯壓力容器系統的重要部件，正常運行工況下其內部介質一旦泄漏將直接導致整個核島廠房污染，該爆破片的可靠性直接影響核電機組的安全穩定運行。因此，對該爆破片的合理設計和選擇提出較為嚴格的要求，同時考慮到系統本身的壓力波動等影響，對爆破片的可靠性與使用壽命也提出了嚴格要求。本文通過對該排管容器爆破片在不同工況下部件強度、模態分析以及抗震分析計算，為核電設備中爆破片的制造奠定了基礎。

1 排管容器爆破片功能及設計參數

排管容器爆破片為18 英寸核1 級管道上設備，位于反應堆排管容器頂部、反應性控制平臺兩側。作為慢化劑覆蓋氣體回路上設備，該回路是封閉的氦氣循環回路，當系統壓力升高至90 kPa 時爆破片開始變形，上升至138 kPa 時爆破片破裂、釋放壓力實現系統的超壓保護功能。

該爆破片為反拱刻槽型，關鍵參數信息見表1。根據ASMEBPVC II-D 性能（公制），排管容器爆破片裝置主要部件材料特性參數見表2。

表1 爆破片主要設計參數

表2 材料特性參數

2 排管容器爆破片模態分析

2.1 爆破片結構模型化

本文通過三維制圖軟件建立排管容器爆破片模型，并利用有限元分析軟件進行網格節點劃分，在進出口法蘭連接處施加邊界約束，將X、Y、Z 方向位移限制為0。在有限元模型的建立時，首先對分析對象進行簡化，從而建立結構的力學模型。在簡化過程中，會刪去墊片等零件，同時也要簡化圓角、倒角等局部結構。圖1 為分析中模態計算和抗震計算的網格模型，模型采用SOLID187 結構實體單元和TARGE170、CONTA174 接觸單元進行結構離散化，單元為六面體網格、大小為10 mm。

圖1 排管容器爆破片有限元模型

2.2 計算載荷

爆破片抗震分析考慮計算載荷包括：①內壓和設備自重，即DPD 和DW 載荷；②地震載荷，采用等效靜力法以加速度值施加。根據系統設計手冊數據，分析中兩個水平方向為1.5g，豎直方向為1g。每個螺栓扭矩大小為620 N·m，得出預緊力大小為103 333 N。

2.3 設備應滿足的準則

2.3.1 承壓部件爆破片應滿足的規范和準則

本爆破片裝置在DBE，A 地震作用下，應保持設備結構完整性和可運行性。不同工況下的載荷組合及其應力限值如表3所示，其中Sm為材料設計應力強度值、Pm為拉伸應力。

表3 滿足的準則和許用應力限值

2.3.2 連接螺栓應該滿足的規范和準則

按照ASME BPVC-Ⅲ《核設施部件建造規則第一冊NB 分卷》中NB-3230 和ASME BPVC-Ⅲ《核設施部件建造規則第一冊附錄》中F-1335 規定，螺栓拉應力ft不超過0.7Su和Sy中的較小值；螺栓剪應力fv不超過0.42Su和0.6Sy中的較小值；拉剪組合應力不超過1，即≤1。

2.4 模態分析結果

采用有限元法對爆破片裝置進行模態計算，確定爆破片裝置的固有頻率和振型。計算模型中對爆破片裝置兩端面加上固定約束條件，在模態計算時提取前三階固有頻率數。該爆破片裝置的1 階、2 階和3 階固有頻率的計算結果分別為784.86 Hz（振動方向Z 方向）、784.88 Hz 和810.47 Hz。

基頻結果圖在ANSYS 后處理模塊中顯示的一階模態變形云圖；從圖2 中可以看出，其振型沿著Z 方向。從結果可知，爆破片裝置的最低階固有頻率為784.86 Hz，表明該爆破片裝置結構剛性好，在抗震計算時可采用等效靜力法。

圖2 爆破片裝置1 階模態

3 排管容器爆破片計算與評定

根據上述模態分析結果，對排管容器爆破片進行等效靜力學抗震分析，驗證其在不同工況下保證壓力邊界的完整性，同時不喪失本身的功能。

3.1 設計工況下的應力評定

在設計工況下，爆破片裝置承受的載荷有自重、設計內壓、設計溫度和螺栓預緊力。在ANSYS 建立相應的有限元模型進行分析，設計工況下在入口內表面及爆破片上施加設計壓力0.153 MPa；垂直方向上施加重力加速度1g；固定爆破片裝置出入口法蘭端面；在每個螺栓上施加103 333 N 的預緊力；螺栓結構與法蘭接觸位置為摩擦接觸，摩擦因數0.2。圖3 為設計工況下爆破片裝置總體的應力及變形云圖，并對重要零件進行應力評定，應力評定準則為σm＜Sm。

圖3 爆破片裝置的整體應力和變形云圖

3.1.1 出、入口法蘭應力評定

根據模型中設計工況下出入口法蘭的應力云圖，由出口法蘭內壓產生的最大應力為9.655 1 MPa，入口法蘭由內壓產生的最大應力為2.508 6 MPa，小于材料的許用應力值。因為出入口法蘭的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認出入口法蘭的一次薄膜應力小于材料許用應力值（圖4、表4）。

圖4 設計工況下出、入口法蘭的應力云圖

表4 出、入口法蘭應力評定結果

3.1.2 設計工況下上、下夾持器評定

根據模型中設計工況下上、下夾持器的應力云圖，上夾持器由內壓產生的最大應力為10.538 MPa，下夾持器由內壓產生的最大應力為5.705 4 MPa，小于材料許用應力值（圖5）。因為上、下夾持器的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認上夾持器的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定結果如表5 所示。

圖5 設計工況下上、下夾持器的應力云圖

圖6 設計工況下下爆破片的應力云圖

表5 上夾持器應力評定結果

3.1.3 設計工況下爆破片評定

根據設計工況下爆破片的應力云圖（圖5），由內壓產生的最大應力為80.915 MPa，小于材料許用應力值。因為爆破片的一次薄膜應力總是小于最大應力，因此無需進行應力線性化即可確認爆破片的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定結果如表6 所示。

表6 爆破片應力評定結果

3.1.4 設計工況下螺栓評定

進出口法蘭由16 組M30 螺栓連接，螺栓的材料為GrB7，其許用應力為172 MPa，是合金結構鋼，根據ASME BPVC II-D性能（公制），工作溫度下其抗拉極限為862 MPa，屈服強度為698 MPa，在計算載荷作用下，按最嚴苛的奧氏體鋼校核標準進行校核。連接螺栓的拉應力與剪應力云圖見圖7，計算結果見表7。

圖7 螺栓的拉應力及剪應力云圖

表7 螺栓應力評定結果

3.1.5 設計工況下爆破片變形情況

爆破片變形情況如圖8 所示，爆破片的最大變形量為0.079 044 mm，出現在中心位置，變形量極小，不會導致爆破片裝置功能失效。

圖8 爆破片整體變形

3.2 B 級、C 級工況下的應力評定

爆破片裝置在B 級、C 級工況下承受的載荷有：自重、設計內壓、設計溫度、螺栓預緊力。在ANSYS 建立好相應的有限元模型后進行分析，B 級工況下在出口內表面及爆破片上施加設計壓力0.153 MPa；C 級工況下在入口內表面及爆破片上施加設計壓力0.028 MPa；其他均與設計工況一致，對重要零件進行應力評定。

3.2.1 B 級工況下出口法蘭評定

B 級工況下出口法蘭由內壓產生的最大應力為7.413 MPa，小于材料許用應力值。因為出口法蘭的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認出口法蘭的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定通過（表8）。

3.2.2 B 級工況上、下夾持器評定

B 級工況上夾持器由內壓產生的最大應力為10.88 MPa，下夾持器由內壓產生的最大應力為4.259 MPa 小于材料許用應力值。因為上夾持器的一次薄膜應力總是小于最大應力，因此無需進行應力線性化即可確認上夾持器的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定通過（表9）。

表9 B 級工況下上、下夾持器應力評定結果

3.2.3 B 級工況下爆破片評定

B 級工況下爆破片由內壓產生的最大應力為81.09 MPa，小于材料許用應力值。因為爆破片的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認爆破片的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定通過（表10）。

表10 B 級工況下爆破片應力評定結果

3.2.4 B 級工況下螺栓評定在計算載荷作用下，按最嚴苛的奧氏體鋼校核標準進行校核。連接螺栓的拉應力與剪應力計算結果與表7 一致。

3.2.5 B 級工況下爆破片變形情況

爆破片變形情況如圖9 所示，爆破片的最大變形量為0.078 048 mm，出現在中心位置，變形量極小，不會導致爆破片裝置功能失效。

3.3 C 級工況下的應力評定

3.3.1 C 級工況出、入口法蘭評定

出口法蘭由內壓產生的最大應力為1.691 MPa，入口法蘭由內壓產生的最大應力為0.486 MPa 小于材料許用應力值。因為出口法蘭的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認出口法蘭的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定通過（表11）。

表11 C 級工況出、入口法蘭應力評定結果

3.3.2 C 級工況上、下夾持器評定

C 級工況上夾持器由內壓產生的最大應力為2.270 MPa，下夾持器由內壓產生的最大應力為1.097 MPa，小于材料許用應力值。因為上夾持器的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認上夾持器的一次薄膜應力小于材料許用應力值，評定通過（表12）。

表12 C 級工況上、下夾持器應力評定結果

3.3.3 C 級工況下爆破片評定

根據C 級工況下爆破片的應力云圖，由內壓產生的最大應力為16.706 MPa，小于材料許用應力值。因為爆破片的一次薄膜應力總是小于最大應力，無需進行應力線性化即可確認爆破片的一次薄膜應力小于材料許用應力值（表13）。

表13 爆破片應力評定結果

3.3.4 C 級工況下螺栓評定

在計算載荷作用下，按最嚴苛的奧氏體鋼校核標準進行校核。連接螺栓的拉應力與剪應力計算結果表14 為螺栓的應力評定結果表。

表14 螺栓應力評定結果

3.3.5 C 級工況下爆破片變形情況

爆破片變形情況如圖10 所示，爆破片的最大變形量為0.014 579 mm，出現在中心位置，變形量極小，不會導致爆破片裝置功能失效。

圖10 爆破片整體變形（C 級工況）

4 結論

本文通過抗震分析對爆破片裝置進行模態計算，然后通過設計工況、B 級工況、C 級工況計算爆破片裝置各部件的應力，并進行評定。其結果表明：

（1）該爆破片裝置能動部件的變形很小，能在地震時和地震后保持可運行性；

（2）整體結構無永久變形，承壓邊界變形極小，其變形不會導致爆破片裝置功能失效。

因此，在爆破片裝置的制造和材料等均符合相關規范及相應要求的前提下，該爆破片裝置在地震工況條件下能保證其爆破片裝置功能性和壓力邊界結構完整性，該爆破片裝置能滿足抗震要求，為后續進口核級爆破片的國產化替代研究工作提供了積極參考意義。