HTR-PM输送转换装置抗震分析及支撑设计与校核

张喆玉 袁朝龙 张海泉 聂君锋

1（清华大学机械工程系 先进成型教育部重点实验室 北京 100084）

2（清华大学核能与新能源技术研究院 北京 100084）

燃料装卸系统是 HTR-PM 中的关键系统之一[1]，一旦发生泄漏或损坏，就会影响整个系统甚至核电站的安全运行。燃料球在装卸系统内主要是通过重力作用实现自上而下的运行[2,3]，为使燃料球能依靠重力自行向下滚动，同时又不会因运动速度过快与弯头等处碰撞产生破损，燃料球下行管道和管道上的设备都按照一定的角度倾斜放置。

燃料球输送转换装置是装卸系统的重要组成部分，其位于反应堆堆芯的正下方，由5个倾斜放置的大偏心距重型设备和连接管道构成，起着将卸料管内卸出的燃料球分配到不同管道中的作用。转向装置不仅是反应堆正常运行时燃料装卸系统正常工作的重要保证，还能在管道产生破裂或其中一个设备发生故障无法工作等事故工况下，及时让燃料球改向，避开故障路线，保证反应堆的继续运行。由于装置中包含的设备质量较重，且相对于管道有较大的偏心距，当支撑的刚度不够时，设备极易在地震时发生倾覆，将管道扭断，造成严重后果，但过高的刚度又会限制管道的热胀。燃料球刚从堆芯卸出，所带的高热量会使转向装置温度太高，过于限制管道热胀也同样会因二次应力过大引起管道的破坏，这样的矛盾为转向装置支撑的设计带来一定的技术难度。

通过数值模拟方法，针对转换装置特殊的空间倾斜布置方式，根据抗震分析计算结果，提出了压板形式的支撑方案，并对依据所选方案设计出的支撑架进行了受力校核。

1 抗震分析

1.1 装置计算模型

燃料球转向装置包含5个外形基本相同的重型设备及中间相连的管道，设备所在的平面与水平面间倾角为30°。每个设备都由300 mm高的箱体底座和600 mm高的转子构成，大部分重量集中在设备中下部，具体形式见图 1(a)。设备重心到管道中心距离~250 mm，超过了管道外径的1.5倍，需计入偏心影响[4]。

装置运行过程中设备所受管道的推力通过专业的管应力计算软件进行计算，考虑到装置的简化模型要符合实际设备大偏心距的情况，通过以下三个步骤对其建模：(1) 管道中对应位置处建入与实际设备大小相等的普通三通、四通阀门，将其质量设为0 kg；(2) 设备重心处设一个质量与设备质量相同的质点；(3) 设置一根长度为250 mm的无质量刚性杆将质点和设备连接起来，具体模型见图1(b)。

图1 系统三维模型(a)和管应力计算模型(b)Fig.1 3D model of devices (a) and pipe stress calculation model (b).

1.2 载荷数据

燃料球转向装置为抗震Ⅲ类，抗震分析方法采用楼层反应谱法。为保证整个燃料装卸系统在极限工况下的运行安全性，对其中的转向装置也考虑运行极限地震SSE的作用，根据规范要求[4]，将支承处对应的设计楼层反应谱附加到支撑处。由于楼层反应谱中加速度随楼层的高度增大，因此部分支撑的标高处于两个楼层标高之间时，出于保守考虑选择高标高楼层的反应谱。最后参考系统的自振频率，抗震分析的阻尼比选择2%。

将装置的计算模型放入整个管道系统中，加上初步支撑，利用管道应力软件ROHR2进行计算，系统的工作载荷见表1。

1.3 支撑方案优化

转向装置的初步支撑有以下两个方案：一是在装置沿倾斜面方向的上下两端管道上加导向支架，设备只依靠倾斜面板支撑。这种支撑方式可使装置系统只沿图1(b)中6点到1点间管道的轴向方向运动，限制地震工况下设备的左右晃动和倾覆，同时放开了热胀位移最大的方向，防止二次应力会超出规范[5]；二是不对管道约束，只对5个设备采用压板约束。为计算方便，设备处采用局部坐标系，图1(b)中，以设备中心与质点的连接杆作为 Y轴，向下为正方向，以6点到1点的方向为X轴正方向。压板支撑只限制设备Y方向的位移和绕X、Z轴的转动。这种支撑方式允许管道自由热胀伸长，同时也可防止设备倾覆。将两种初步支撑方式建入管道模型中进行计算。

表1 转向系统工作载荷Table 1 Working load of the transport and conversion devices.

表2 支撑方案应力计算结果对比Table 2 Stress calculation results of the two support schemes(%).

从表2看出，方案1中热胀引起的二次应力严重超标，根据热胀位移分析结果，这主要是由于温度过高，管道热胀明显，而对角设备中间连接是直管，管道和设备沿Z轴方向的热膨胀被约束且无法被吸收，因此二次应力过大。方案二中管道系统的各项应力都满足规范要求，根据支撑形式的多次调整尝试和管应力计算结果，对转向系统采用压板约束。计算得到设备在各工况下的最大位移及设备对支撑产生的最大力和力矩，具体数值见表3。

表3 设备最大位移及对支撑的最大力和力矩Table 3 Maximum displacement of devices and maximum force and moment of supports.

2 支撑设计与受力

2.1 支撑结构设计

根据设备支撑的限制条件和软件计算结果，支撑形式如下：压板支撑的高度是 301 mm，压板与设备箱体之间留1 mm空间，允许设备在支撑面上受热胀作用时自由移动。板上中间圆孔的半径是转子半径再加上9 mm的余量，保证即使发生最大位移，设备在倾斜支撑面上的平面运动不受影响，避免了二次应力过大产生的管道破坏。具体形式和装配方式见图2。

图2 设备支撑形式与装配Fig.2 Support system and assembly of devices.

地震时，通过四根 M16螺栓与支撑板连接的10 mm厚钢制压板可防止设备倾覆，以免造成设备连接管道扭断产生破坏。

2.2 底部倾斜支撑板模型校核

压板支撑的校核计算采用 Solidworks软件建模，再使用有限元分析插件(Solidworks Simulation)做支撑架的受力模拟分析[6]。为简化模型，将模型分为下部的倾斜支撑板和5个压板分别校核。

整体支撑的应用材料按照国家标准《碳素结构钢》[7]和《低合金高强度结构钢》[8]规定，承重结构宜采用Q235、Q345、Q390和Q420等钢。设计中型钢和钢板均采用Q235钢。螺柱、螺母结构采用45钢材料。

2.2.1 模型参数设置

边界条件：底部支撑板前排的 f、h、g、m、n的腿部底面通过焊接与地面连接，后排的a、b、c、d、e的腿部背面整体与大型钢架焊接在一起，因此将这些连接面看成固定点。

施加载荷：底部支撑板所受载荷主要是设备垂直倾斜面向下的压力和设备转动产生的力矩通过螺栓对支撑板产生的作用。因此将设备与倾斜支撑板的接触面作为压力的作用面，支撑板下表面与固定螺母的接触面作为力矩对支撑板的作用面，更符合实际情况，将力矩位置定为设备的重心处。具体载荷作用和支撑面受力面见图3。图3左下角是压力的作用方式及力矩的位置，右上角是力矩作用面的示意图。

图3 支撑板受力情况Fig.3 Stress state of the support plate.

2.2.2 计算结果及校核

倾斜支撑板的应力和位移云图见图 4。工程中为保证安全，认为材料所受的最大应力不应超过许用应力的80%。图4中支撑板最大应力为98.1 MPa，远小于Q235钢许用应力的80%。支撑板的最大位移为0.662 mm，满足刚度要求。

图4 支撑板应力(a)和位移(b)云图Fig.4 Stress fringe (a) and displacement fringe (b) of the support plate.

2.3 螺栓及压板模型校核

2.3.1 模型参数设置

边界条件：压板通过螺栓螺母与底部倾斜支撑板连接固定，因此将螺栓与支撑面下表面螺母的接触面上施加固定支撑。同时，考虑到倾斜支撑板受力有一定的弯曲变形，使螺栓根部产生垂直板面向下的位移，在每个固定点上附加相应的位移量。

施加载荷：压板结构只受到力矩对其产生的影响，因此在设备重心处施加力矩，作用面为设备与压板的接触面，见图5。

图5 压板受力情况Fig.5 Force situation of the pressure plate.

2.3.2 计算结果及校核

计算得到5个压板支撑的最大应力与最大位移见表 4，其中最大应力都集中在螺栓与压板的结合面附近，最大位移在压板的边角附近。螺栓主要受到设备力矩作用于压板时对其产生的拉力和剪力。

参考国家标准《钢结构用高强度大六角头螺栓》[9]和《钢结构用高强度大六角螺母》[10]规定，模型所选的承压型高强度螺栓最大抗拉强度为 400 MPa，最大抗剪强度为250 MPa，表4中的计算结果均满足规范要求。

表4 压板支撑最大应力与位移Table 4 Maximum stress and displacement of pressure plates.

3 结语

(1) 在HTR-PM中上百公斤的大型设备和阀门由于其空间布置倾斜，偏心距超过了管道外径 1.5倍，且处于高温高压工况下，设计设备支撑时会存在同时要满足刚度和柔性要求的矛盾。

(2) 管应力计算过程中，对于《规范》[4]要求计入偏心距影响的设备，质量为m0，长度为l0，偏心距为l1，可采用如下方式建模：1) 在管道相应位置设置质量为0 kg、长度为l0的阀门；2) 在设备重心处设置质量为m0的质点；3) 采用质量为0 kg、长度为l1刚性杆将质点和阀门模型中心连接。

(3) 针对倾斜放置且偏心距较大的设备和阀门，将压板约束形式应用于抗震支撑设计上，能有效防止设备晃动，满足抗震要求。

1 刘继国, 梁锡华, 肖宏伶, 等. HTR-10燃料元件装卸系统调试试验[J]. 高技术通讯, 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 赵木, 冯九河. 浅析 10MW 高温气冷实验堆对于高温气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, 刘继国. 10MW高温气冷堆燃料元件装卸系统的控制系统设计[J]. 核动力工程, 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 国家地震局工程力学研究所等. 核电厂抗震设计规范,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 美国机械工程师学会. ASME锅炉及压力容器规范: 第III卷, 第一册, ND分卷[S]. 上海科学技术文献出版社,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 王开松, 徐杨, 宋云涛, 等. ITER中子屏蔽层结构分析中二次应力去除[J]. 核技术, 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 中国国家标准化管理委员会. 碳素结构钢(GB/T700-2006)[S]. 2006 Standardization Administration of China. Carbon structural steel (GB/T700-2006)[S]. 2006

8 中国国家标准化管理委员会. 低合金高强度结构钢(GB/T 1591-2008)[S]. 2006 Standardization Administration of China. High strength low alloy structural steel (GB/T 1591-2008)[S]. 2006

9 中国国家标准化管理委员会. 钢结构用高强度大六角头螺栓(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 中国国家标准化管理委员会. 钢结构用高强度大六角螺母(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