鈉燃燒試驗廠房隔熱密封門的設計與分析

李 陽，聶羽飛

（中國核電工程有限公司河北分公司，河北 石家莊 050000）

鈉冷快中子反應堆以液態金屬鈉為冷卻劑。液態金屬鈉暴露在空氣中時易引起燃燒。鈉燃燒安全問題是鈉冷快中子反應堆設計的基準事故之一［1-2］。鈉在空氣中的著火點由空氣濕度決定，一般為140～340℃。若鈉為噴霧狀態，則其可能在120℃時起燃［3］。由于鈉的化學性質非常活潑，一旦發生泄漏事故，鈉自身所含的熱量和燃燒過程中釋放的熱量會使廠房內的溫度和壓力顯著升高。霧狀鈉燃燒是反應堆安全的主要威脅，其主要危害是在火災早期瞬間產生高溫和高壓，從而對建筑物造成破壞［2，4-5］。考慮到廠房內常有人員和設備進出以及廠房對防火隔熱與承壓密封的需求，應設計一種具備隔熱、密封功能的特種門。

在核工程中根據工況的不同，特種門可分成多個類型，比較常見的有生物屏蔽門、氣密門、水密門、人員閘門、設備閘門和防火門等。其中，生物屏蔽門是基于廠房內部輻射區的劃分，為保證人員活動區域處于低劑量輻射狀態而特殊設計的特種門［6-7］。氣密門或水密門適用于有氣密性或水密性要求的廠房，當氣密門或水密門關閉時，廠房在壓力差的作用下保持密封狀態［8-9］。人員閘門是核反應堆安全殼上的重要貫穿件，在反應堆正常運行或停堆換料期間，打開人員閘門可供人員或小型設備進出；在事故工況下，其還可作為人員緊急撤離的出口［10］。設備閘門是核電廠建造階段以及整個核電廠壽期內大型設備進出核反應堆安全殼的唯一通道［11］。防火門作為防火區邊界的一部分，是保證防火區有效的關鍵部件，也是加強實體分隔的重要部分。由于受使用場合特殊的限制，對防火門的強度、耐腐蝕性等有嚴格的要求［12-13］。

鈉燃燒試驗廠房的極限工況如下：最高溫度為280℃，最高壓力為0.3 MPa，泄漏率不大于0.1%V m3/h（V為廠房體積）。針對鈉燃燒試驗廠房的極限工況及其常用特種門的特點，筆者擬設計一種新型的隔熱密封門。

1 隔熱密封門結構設計

以凈通行尺寸（長×寬）為1 800 mm×800 mm為基礎，設計了一種結構為多鎖緊點、快速啟閉的平開式隔熱密封門［14］，其主要由鎖緊機構、門板組件、門框組件、鉸鏈和密封條等零部件組成，如圖1所示。

圖1 隔熱密封門結構示意Fig.1 Structure diagram of heat insulation sealing door

1.1 鎖緊機構

鎖緊機構采用二級齒輪帶動齒條和多連桿的傳動結構，通過轉動手輪帶動齒輪、齒條二級傳動，由齒條帶動連桿移動，以推動壓緊桿壓緊門框上的支座，從而實現門板的鎖緊功能。所設計的鎖緊機構通過轉動手輪，使得6個鎖緊點同時鎖緊，且對密封條的壓縮量均勻。此外，僅通過轉動手輪即可完成隔熱密封門的開啟和關閉，操作方便且快捷，便于人員和設備的進出。

1.2 門板組件

門板組件由門板和門板隔熱層兩部分組成，其結構如圖2所示。其中：門板主要用于承受試驗壓力，以保證鈉焰不會外泄，同時用于安裝鎖緊機構和密封條；門板隔熱層主要用于整體隔熱。門板隔熱層由薄不銹鋼板彎折拼接制成，其內部空腔填滿硅酸鋁纖維隔熱材料。為使門板隔熱層不受試驗廠房內壓力的影響，其內部焊接板開有一定數量的通氣孔（本文中共開有8個直徑為4 mm的通孔），以使門板隔熱層內部空腔與外界連通。同時，門板隔熱層間斷焊接于門板上，使得門板連接處空腔也與外界連通。由于鈉燃燒試驗在廠房的中間進行，通過空氣導熱的效率遠低于通過金屬導熱的效率，因此本文主要考慮門板對試驗廠房內側的傳熱情況。

圖2 門板組件結構示意Fig.2 Structure diagram of door panel assembly

1.3 門框組件

門框組件由門框和門框隔熱塊組成，其結構如圖3所示。其中：門框由1塊厚不銹鋼板背面焊接碳鋼框架制成，碳鋼框架的焊接增大了門框的剛度；門框正面兩邊均設有隔熱塊。門框隔熱塊由薄不銹鋼板拼接制成，其內部空腔填滿硅酸鋁纖維隔熱材料，以增強門框的隔熱性能；門框隔熱塊內部焊接板間斷焊接于圍板上，且圍板間斷焊接于門框上，以使門框隔熱塊不受試驗廠房內壓力的影響。

圖3 門框組件結構示意Fig.3 Structure diagram of door frame assembly

1.4 鉸鏈

所設計隔熱密封門上、下各安裝了1個鉸鏈。鉸鏈主要由門板鉸鏈座、門框鉸鏈座、鉸鏈桿和銷軸等組成，其結構如圖4所示。由于鈉燃燒試驗廠房內的壓力較高，對密封條的壓緊要求較高。將鉸鏈設置為雙軸形式，一方面方便門板的開啟和關閉，另一方面可增加對門板的調整量，以保證對密封條的均勻壓緊，提高密封性。

圖4 鉸鏈結構示意Fig.4 Structure diagram of hinge

1.5 密封條

密封條通過壓緊板安裝在門板上。由于鈉燃燒試驗廠房對密封性的要求較高，須增大密封條的壓縮量，以保證密封效果。同時，為了便于隔熱密封門的現場試驗，將密封條設計為雙道空心結構，并在門框上設置充壓接頭，方便在現場安裝調試隔熱密封門時對密封條的空心結構進行充壓，以驗證其密封性能。密封條的結構及其安裝情況如圖5所示。

圖5 密封條結構及安裝示意Fig.5 Structure and installation diagram of sealing strip

2 隔熱密封門關鍵部件設計分析

2.1 鎖緊機構設計分析

為了保證隔熱密封門關閉后，可通過轉動手輪來使密封條的壓縮量達到設計要求，須對鎖緊機構中的齒輪副進行設計分析，并通過計算其接觸疲勞強度和彎曲疲勞強度來驗證其設計的合理性。

經查詢廠家資料，所選空心密封條每10 mm被壓縮2 mm所需施加的力F≈8 N；外密封條的展開長度L1=5 640 mm，內密封條的展開長度L2=5 400 mm。查詢機械設計手冊［15］可知，人機工程學中常用的手輪用雙手操縱時所需的作用力推薦值為60 N，不常用的手輪用雙手操縱時所需的作用力推薦值為250 N，本文取雙手操作手輪的作用力F人=100 N。

根據對鎖緊機構的受力分析，將內、外2條密封條均勻壓縮2 mm所需施加的力F總為：

本文隔熱密封門的鎖緊機構共有6個鎖緊點，則每個鎖緊點的壓緊力

鎖緊機構中每個鎖緊點的壓緊力F單均來源于壓緊桿的推力F壓。某一鎖緊點的受力分析如圖6所示。

圖6 鎖緊機構中某鎖緊點的受力分析示意Fig.6 Schematic diagram of force analysis of a locking point in locking mechanism

由圖6可知，壓緊桿端面傾斜角度α=15°，則單根壓緊桿沿水平方向的推力F壓=F單×tanα=1 472 N×tan 15°≈395 N。此外，在壓緊桿移動過程中，壓緊座對壓緊桿有摩擦力，取兩者間的動摩擦系數μ=0.1，因此壓緊桿沿水平方向的實際推力F壓實為：

壓緊桿的壓緊過程為：齒輪帶動齒條向上移動，齒條移動帶動連桿移動，進而推動壓緊桿完成壓緊。對齒條進行受力分析，如圖7所示。其中，連桿長度L連桿=244 mm；當壓緊桿受力時，壓緊桿受力點與齒條的距離L桿齒=210 mm。

圖7 齒條受力分析示意Fig.7 Schematic diagram of force analysis of rack

由圖7可知，齒條推動單根壓緊桿所需的作用力F條為：

鎖緊機構中共有6根壓緊桿，均由同一齒條推動，則齒條所需施加的總作用力F條總=6×F條=6×321 N=1 926 N。

根據齒條的受力情況，計算齒輪副的傳動比i。齒輪副的結構如圖8所示。設小齒輪的分度圓半徑r小=40 mm，模數m小=4，齒數z小=20；手輪半徑r手=145 mm；大齒輪的分度圓半徑r大=l mm，齒數z大=a；軸齒輪的分度圓半徑r軸=l′mm，齒數z軸=b。

圖8 鎖緊機構中齒輪副的結構示意Fig.8 Structure diagram of gear pair in locking mechanism

根據由齒條和小齒輪組成的嚙合齒輪副間受力相等可得，小齒輪所受的力F小齒=1 926 N。鑒于小齒輪和大齒輪位于同一根軸上，即小齒輪與大齒輪的力矩相等，則大齒輪嚙合處所受的力F大齒為：

同理，基于雙手操作手輪所需作用力F人=100 N，根據軸齒輪與手輪的力矩相等(F軸×r軸=F人× r手)可得，軸齒輪所受的力F軸為：

根據由軸齒輪與大齒輪組成的嚙合齒輪副間受力相等，可得：

因此，軸齒輪與大齒輪間的傳動比i為：

根據隔熱密封門的結構和安裝情況，初步確定大齒輪的齒數z大=121，模數m大=2 mm。

當壓緊桿壓緊時，齒條的進給量為121 mm，根據傳動比i=6可知，開啟和關閉隔熱密封門時約需轉動手輪3圈。

根據上述計算結果，對由大齒輪與小齒輪組成的齒輪副進行強度校核計算。選取的各項參數如下：傳遞轉矩T=14.5 N·m，大齒輪轉速n1=10 r/min，小齒輪轉速n2=1.65 r/min，傳動比i=6.05，齒頂高系數h*a=1.00，頂隙系數c*=0.25，壓力角a*=20°；原動機載荷特性為輕微振動，工作機載荷特性為均勻平穩。根據《直齒輪和斜齒輪承載能力計算》（GB/T 3480.5—2021）校核［16］，大齒輪和小齒輪的接觸疲勞強度和彎曲疲勞強度均滿足設計要求。

2.2 門板組件隔熱計算分析

門板隔熱層分為圍護層和隔熱層，其中圍護層的材料為0Cr17Ni12Mo2，其厚度δ1=0.003 m，導熱系數λ1=48 W/(m·℃)；隔熱層的材料為硅酸鋁棉，其厚度δ2=0.110 m，導熱系數 λ2=0.153 W/(m·℃ )［15］。

在實際計算中，一般取圍護層內表面的換熱系數αi=8.7 W/(m2·℃ )，隔熱層外表面的換熱系數αe=23.3 W/(m2·℃)。門板隔熱層熱側溫度tn=280℃，預設門板隔熱層冷側溫度tw=25℃。門板隔熱層的傳熱系數K為：

其中：R0為門板隔熱層的總傳熱阻，m2·℃/W。

將上述各參數的值代入式（9），可得傳熱系數K=1.14 W/（m2·℃）。由此可得，門板隔熱層外表面的溫度TW為：

將各參數的值代入式（10），計算得到TW≈37.5℃。

門板隔熱層的散熱量q為：

而根據散熱量q計算門板隔熱層外表面溫度TW：

通過2種方法計算得到的門板隔熱層外表面的溫度相等，由此可認為上述結果正確，即門板隔熱層外表面溫度約為37.5℃。

由于門板隔熱層中設有型鋼肋條以進行加固，門板隔熱層可能通過肋條傳熱，從而導致肋條處溫度較高。為了進一步驗證門板隔熱層的隔熱性能，通過力學計算軟件進行進一步分析。首先利用Catia三維軟件構建門板隔熱層的三維模型，并將其導入ANSYS軟件中建立相應的傳熱模型，如圖9所示；然后利用ANSYS軟件中的傳熱計算模塊對門板隔熱層的溫度分布情況進行計算，結果如圖10所示。

圖9 門板隔熱層傳熱模型Fig.9 Heat transfer model of door panel insulation layer

圖10 門板隔熱層溫度分布云圖Fig.10 Nephogram of temperature distribution of door panel insulation layer

由圖10可知，由于隔熱材料的作用，門板隔熱層外表面的最低溫度為38℃，與上述理論計算結果基本相同。但是由于圍護層中肋條的影響，門板隔熱層與肋條連接處的溫度約為100℃。為了消除門板隔熱層中肋條處溫度較高的影響，將門板隔熱層的圍護層溫度較低處設為凸臺形式，凸臺與門板進行間斷焊接，以減少熱傳導。

2.3 密封條選型分析

鈉燃燒時，高溫液態鈉與空氣中的氧氣發生反應并生成氧化鈉（Na2O）和過氧化鈉（Na2O2），其熱化學方程式如下［17］：

根據鈉燃燒試驗廠房的極端工況，熱傳遞后隔熱密封門熱側的溫度為280℃，則可選氟橡膠和硅橡膠這2種高溫性能良好的材料作為密封條的材料。查詢機械設計手冊［15］可知，上述2種橡膠的綜合性能如表1所示。

表1 氟橡膠和硅橡膠的綜合性能Table 1 Comprehensive performance of fluororubber and silicone rubber

鈉燃燒生成的氧化物遇水或遇濕反應生成具有強堿性的氫氧化鈉［18］，后期清理時會對廠房內結構產生強堿腐蝕。對比氟橡膠和硅橡膠的綜合性能，密封條材料選擇耐堿性和耐高溫性能更優的氟橡膠。

2.4 關鍵部件強度分析

1）門板。

在鈉燃燒試驗廠房的極限工況下，隔熱密封門在承受280℃高溫的同時還要承受0.3 MPa的高壓。鑒于隔熱密封門的主要承壓部件為門板，現利用ANSYS軟件對門板進行有限元仿真分析。

利用Catia三維軟件構建門板三維模型，門板的長度為2 038 mm，寬度為1 020 mm，厚度為20 mm。在門板背面焊接由角鋼組成的型鋼框架，并再焊接1塊10 mm厚的鋼板以組成門板組件；門板空腔內填滿硅酸鋁纖維。門板采用0Cr17Ni12Mo2不銹鋼制作，該材料在300℃環境中的最大許用應力為118 MPa，彈性模量為1.77×1011MPa，泊松比為0.3。在有限元模擬時，沿門板正向施加0.3 MPa載荷，門板正面密封條安裝位置處添加與受力方向一致的位置約束和位移約束，門板的環境溫度設為280℃。通過仿真計算得到門板的總變形云圖和等效應力云圖，分別如圖11和圖12所示。

圖11 門板總變形云圖Fig.11 Nephogram of total deformation of door panel

由圖11可以看出，門板中心位置處的變形最大，變形量為0.07 mm，說明門板產生的變形很小，幾乎不會對安裝在門板上的鎖緊機構產生影響。由圖12可以看出，門板所受的最大等效應力約為19.5 MPa，位于門板上墊板螺紋孔處；門板中心處的最大等效應力約為12.0 MPa。門板所受的等效應力小于材料的最大許用應力，說明其強度設計滿足要求。

圖12 門板等效應力云圖Fig.12 Nephogram of equivalent stress of door panel

2）壓緊桿。

壓緊桿壓緊時的狀態如圖13所示，壓緊桿通過擠壓壓緊座，進而壓縮密封條。壓緊桿一端承受壓緊座的反作用力，另一端承受導向支座的支撐力。壓緊桿采用0Cr17Ni12Mo2不銹鋼制作。

圖13 壓緊桿壓緊狀態示意Fig.13 Schematic diagram of pressing state of compression rod

由上文分析可知，單個鎖緊點所受的壓緊力由壓緊桿產生。在對壓緊桿進行有限元模擬時，保留其軸向自由度，限制其余2個方向的自由度；設壓緊桿的環境溫度為280℃。通過仿真分析得到壓緊桿的總變形云圖和等效應力云圖，分別如圖14和圖15所示。

圖14 壓緊桿總變形云圖Fig.14 Nephogram of total deformation of compression rod

由圖14可以看出，壓緊桿變形最大處位于其端部，變形量約為0.02 mm，說明壓緊桿的變形非常小，不會影響密封條的壓縮。由圖15可以看出，壓緊桿的最大等效應力出現在壓緊桿與導向支座接觸面的斷口處，為32.2 MPa。壓緊桿所受的最大等效應力小于材料的最大許用應力，說明其強度設計滿足要求。

圖15 壓緊桿等效應力云圖Fig.15 Nephogram of equivalent stress of compression rod

3 樣機試驗

為了進一步驗證新型隔熱密封門結構設計的合理性和可靠性，制作了隔熱密封門樣機，如圖16所示。設試驗環境為常壓，溫度為32℃。通過試驗發現，當加熱到280℃時，門板組件冷側溫度為40℃；當室內外壓差為5 kPa時，隔熱密封門密封條空腔內空氣的泄漏率為0.001 m3/h；當室內外壓差為8 kPa時，隔熱密封門密封條空腔內空氣的泄漏率為0.002 m3/h，滿足鈉燃燒試驗廠房的泄漏率要求。試驗結果表明，所設計的隔熱密封門結構合理，運行可靠。

圖16 隔熱密封門樣機Fig.16 Heat insulation sealing door prototype

4 結論

本文基于鈉燃燒試驗廠房的實際工況，研發了一種新型隔熱密封門，并將其作為高溫承壓廠房邊界的一部分。所設計的隔熱密封門既能夠滿足試驗裝置安裝、檢修和運行過程中相關設備及工作人員的進出需求，又能承受設計基準事故的載荷，保證了廠房的隔熱性、安全性和承壓密封性。經實踐證明，該隔熱密封門已成功應用于鈉燃燒試驗廠房，可為今后相似設備的研發提供指導意義。