“華龍一號”蒸汽發生器支承間隙計算研究

(中國核動力研究設計院核反應堆系統設計技術重點試驗室,四川 成都 610213)

蒸汽發生器為壓水堆核電廠反應堆冷卻劑系統的重要設備之一，是壓水堆核電廠一回路、二回路的邊界。蒸汽發生器支承的主要功能是：在任何工況下，支承蒸汽發生器的重量；適應主冷卻劑系統溫度、壓力變化時設備的位移；在事故工況下，承受相關載荷，保護設備不受損傷[1]。

為實現以上功能，華龍一號核電機組ZH-65型蒸汽發生器的下部水平支承設計為帶間隙的支承結構。該類型支承結構為典型的非線性系統，支承間隙影響設備的抗震性能[2]。蒸汽發生器支承的間隙受多種因素影響，包括管路系統、設備和支承本身的熱膨脹和收縮，混凝土的熱膨脹和混凝土干燥收縮，運行瞬態的設備熱位移，測量和加工誤差，以及系統管道布置方式[3]。蒸汽發生器支承間隙的設置，需要綜合考慮以上各因素，支承間隙過小，則無法滿足各種運行工況下熱膨脹的需要；支承間隙過大，則會導致事故工況下設備受到過大沖擊，影響設備抗震性能。因此，蒸汽發生器支承間隙的合理計算、調整，十分必要。

本文對“華龍一號”核電機組ZH-65型蒸汽發生器下部水平支承間隙的計算進行了研究，提出了熱態調整間隙、冷態安裝間隙、間隙驗收值、最大間隙值等四種間隙的計算方法。基于上述四種間隙，給出了蒸汽發生器間隙調整的合理步驟，并通過工程實例計算，對各因素對總間隙的影響進行了分析。

1 蒸汽發生器支承結構

ZH-65型蒸汽發生器支承包括3部分，結構按照RCC-M標準[4]設計。主要包括垂直支承、下部水平和上部水平支承。如圖1所示。其中下部水平支承由6個板梁焊接結構的擋架組成，如圖2所示。

圖1 蒸汽發生器支承結構Fig. 1 The support structure of the steam generator

圖2 蒸汽發生器下部水平支承Fig. 2 Horizontal support at thelower part of the steam generator

為適應蒸汽發生器位移的需要，下部水平支承設計上均留有一定間隙。間隙值的設計以及間隙調整，是蒸汽發生器下部水平支承設計的關鍵內容。

2 支承間隙的理論分析

核電廠正常運行時，受制環境條件限制，不適宜進行蒸汽發生器支承間隙的調整，因此需要在電廠熱態功能試驗期間完成間隙調整。蒸汽發生器支承間隙計算的目的，是為了保證蒸汽發生器可自由位移，避免出現支承與設備本體干涉情況，同時將支承間隙值控制在合理可行盡量低的水平，以便支承的抗震性能滿足要求。

考慮到支承的冷態安裝、間隙調整、間隙驗收以及系統動力響應分析等各個過程，需要分別計算冷態安裝間隙、熱態調整間隙、間隙驗收值、最大間隙計算值。

2.1 冷態安裝間隙理論計算

冷態安裝間隙JF用于確定蒸汽發生器下部水平支承的冷態安裝位置，可用公式(1)進行計算。

JF=JC+Δd1+E

(1)

式中：JC——熱態調整間隙值，mm;

Δd1——冷態到熱停堆工況下的系統膨脹位移值，mm；

E——調整墊片的厚度，mm。

2.2 熱態調整間隙理論計算

熱態調整間隙JC確定了在熱停堆工況下，支承和設備之間所需要的間隙，該間隙值保證在最不利情況下，設備與支承之間均不會發生干涉。熱態調整間隙需要考慮所有可能使間隙減少的因素，可用公式(2)進行計算。

JC=Δd+ΔT+ΔGC+ΔB+δ

(2)

式中：Δd——熱停堆工況到瞬態工況下系統膨脹使間隙減小的位移值，mm；

ΔT——測量狀態到正常運行狀態混凝土熱膨脹導致的間隙減小值，mm；

ΔGC——混凝土干燥收縮導致的間隙減小值，mm；

ΔB——支承結構熱膨脹導致的間隙減小值，mm；

δ——加工誤差，mm。

熱態調整間隙，同時用于指導調試是墊片的加工。調整墊片厚度可用公式(3)進行計算。

E=Jn-JC

(3)

式中：E——調整墊片的厚度，mm；

Jn——熱態功能試驗期間，安裝墊片狀態下測量的間隙值，mm；

JC——熱態調整間隙值，mm。

墊片厚度與熱態調整間隙的關系如圖3所示。

圖3 墊片厚度與熱態調整間隙關系圖Fig. 3 Relation between the gasketthickness and hot adjustment clearance

2.3 間隙驗收值的理論計算

蒸汽發生器下部水平支承墊片加工并安裝完成后，在反應堆再次升溫后，由于環境溫度的變化以及混凝土的膨脹，支承間隙可能產生變化，有必要對支承間隙再次驗證確認。間隙驗收值(JY)即為在臨界前熱態試驗時間隙測量的驗收準則，可用公式(4)進行計算。

Δd+δ≤JY≤JC+ΔT1-δ

(4)

式中：Δd——熱停堆工況到瞬態工況下系統膨脹使間隙減小的位移值，mm；

JC——熱態調整間隙值，mm；

ΔT1——測量時混凝土的溫差導致間隙變大的混凝土熱膨脹值，mm；

δ——加工誤差，mm。

2.4 最大間隙的計算

支承間隙的計算，同時還需要為系統動力響應分析提供輸入。由于間隙值越大，對于設備抗震性能越不利。因此需要計算正常運行的可能最大間隙值。可能的最大間隙，可用公式(5)進行計算。

JM=JC-Δd3+ΔT1+ΔT2+δ

(5)

式中：JC——熱態調整間隙值，mm；

Δd3——熱停堆工況到正常運行工況使間隙減小系統膨脹位移值，mm；

ΔT1——測量時混凝土的溫差導致間隙變大的混凝土熱膨脹值，mm；

ΔT2——混凝土在整個溫度變化范圍內導致間隙變大的熱膨脹值，mm；

δ——加工誤差，mm。

其中，最大間隙的計算，分別考慮了熱膨脹導致的間隙增加值ΔT1和ΔT2，考慮ΔT1的原因是在間隙驗收值的上限是JC+ΔT1。考慮ΔT2的原因是,在間隙按上限驗收后，后續正常運行時混凝土仍可能存在溫度升高，導致間隙變大。

熱態調整間隙與冷態安裝間隙和最大間隙計算值的關系如圖4所示。

圖4 間隙關系圖Fig. 4 Gap relation

3 支承間隙的調整

蒸汽發生器間隙調整的目的，是通過現場安裝的調整墊片，在核電站熱態功能試驗期間，對蒸汽發生器支承與設備之間的間隙進行測量，加工調整墊片，以獲得所需要的間隙，并在電站臨界前的熱態試驗復測間隙，確保間隙在預計的范圍之內。

基于間隙計算的理論值，蒸汽發生器間隙調整主要過程如圖5所示。

圖5 間隙調整流程圖Fig.5 Flow chart of gap adjustment

4 支承間隙計算實例

“華龍一號”機組為三環路核電廠，其中一個環路的設備布置示意圖如圖6所示。其中RPV為反應堆壓力容器，RCP為反應堆冷卻劑泵，SG為蒸汽發生器。

圖6 回路設備布置示意圖Fig.6 Schematic of circuit equipment layout

圖6中B1和B2為泵對側的兩個側擋架，B3和B4為泵側的兩個側擋架，B5和B6為前擋架。考慮到反應堆冷卻劑系統從熱態調試狀態，到后續正常運行和瞬態條件下，蒸汽發生器總是遠離主泵，因此在泵側的側擋架熱態調整間隙直接取0。后續所有可能是蒸汽發生器側擋間隙變小的因素，均在泵對側的側擋架間隙計算中考慮。

基于第3章所述間隙的計算方法，華龍一號機組ZH-65型蒸汽發生器下部水平支承的間隙計算值如表1所示。從表1中可知，前擋架所需要的間隙較大，而側擋架所需要的間隙較小。這是因為主管道熱段較長，而主管道過渡段較短，設備主要的熱位移在主管道熱段方向。

表1 下部水平支承間隙計算結果

前擋架熱態調整間隙JC的各部分構成如圖7所示。從圖中可知，針對前擋架，系統熱膨脹Δd為主要部分，占比達72%，混凝土的熱膨脹ΔT和混凝土干燥收縮ΔGc占比較小，僅為16.6%和5.6%。

圖7 前擋架熱態調整間隙各間隙構成Fig. 7 The composition of each gap in the hotadjustment clearance of the front gear

側擋架的熱態調整間隙JC的各部分構成如圖8所示。從圖中可知，針對側擋架，系統熱膨脹Δd和混凝土的熱膨脹ΔT占比接近，均在1/3左右。這是因為主管道過度段較短，因此混凝土的膨脹和收縮，對總間隙影響較大。

圖8 側擋架熱態調整間隙各間隙構成Fig. 8 The composition of each clearance of the hotadjustment clearance of the side gear

5 小結

蒸汽發生器支承間隙計算和調整，是蒸汽發生器支承設計的關鍵之一。本文提出的蒸汽發生器支承的間隙計算，綜合考慮了管路系統、設備和支承本身的膨脹和收縮，混凝土的熱膨脹和混凝土干燥收縮等因素的影響。給出了支承間隙調整過程中4種理論間隙的計算方法，可有效指導支承間隙的調整。根據本文給出的間隙計算和調整方法，可使蒸汽發生器支承和設備之間獲得了合理且盡量小的間隙值，保證系統和設備正常運行。