控制棒驅動機構楔形迷宮密封組件設計與密封性能研究*

武銘松,魏世軍,李 征,姜楚華,陳俊華,*,譚 楊

(1.寧波大學 機械工程與力學學院,浙江 寧波 315211;2.寧波天生密封件有限公司,浙江 寧波 315302;3.寧波大學 科學技術學院,浙江 寧波 315300)

0 引 言

反應堆壓力容器(reactor pressure vessel,RPV)是容納堆芯的重要設備,設備內部長期處于高溫、高壓、高輻照的惡劣工況條件下。

RPV管座部分與控制棒驅動機構經過梯形螺紋和Ω密封焊縫構成冷卻劑密封系統邊界的一部分[1]。

針對控制棒驅動機構,YOCKEY W[2]通過機器學習分析得出:任意兩個控制棒驅動機構(CRDM)的故障概率為1.980×10-10,而兩個新的CRDM的故障概率為1.170×10-14。CRDM因自內向外和軸向存在較大溫度梯度分布,以及受到堆芯影響等因素,導致其受到內外壓力差異和輻射腐蝕影響[3]。國內外現有的CRDM和管座的焊接密封都曾出現因焊縫失效導致的泄漏問題[4-8]。在外部因素影響下,也會出現因設備問題[9]和操作原因[10]導致的暫時性停堆,以及維修時再焊接等難點[11]。針對這些問題,研究人員考慮將適用于高溫高壓等復雜場景理念的迷宮密封結構應用于CRDM,采用楔形結構具有的扣緊力實現泄漏通道的多次密封目的。

目前,國內的可拆卸式密封結構有很多。如張桂昌[12]提出了一種迷宮式與楔形環相復合的密封結構,利用內壓差進行了自緊式密封;但其并未進行實驗以驗證其優劣性。李毅[13]提出了一種穩壓器人孔楔形密封結構模型,采用試驗和仿真相結合的方式進行了驗證;但其并未討論溫度對該結構密封性能的影響。秦亥琦[14]通過仿真對快堆燃料組件迷宮密封結構的不同間距進行了模擬,發現了密封最佳間距;但其并未通過實驗展開驗證對比。巴鵬[15]采用模擬與實驗相結合的方式,發現了迷宮密封內部結構對泄漏量的影響;但其并未研究迷宮密封層數對泄漏量的影響。

然而,當前仍缺乏關于壓力容器頂部管座的可拆式迷宮密封結構的研究。

針對堆芯換料需多次拆卸和二次焊接密封效果變差的問題,筆者提出一種便于維修和利于拆卸的楔形迷宮密封結構,并以金屬C形環作為密封件,使每條泄漏通道至少經過二次密封。維修時,筆者采用更換金屬C形環的方式,解決堆芯換料及多次焊接密封效果變差的問題。

1 楔形迷宮密封組件的設計及計算

1.1 密封組件的工況參數

由于管座部分與RPV內部相通,所以工作環境相同。

楔形迷宮密封組件的設計參數如表1所示。

表1 楔形迷宮密封組件的設計參數

1.2 密封組件的結構

楔形迷宮密封組件由卡套、錐形體、壓筒、金屬C形密封環四部分組成。

楔形迷宮密封結構如圖1所示。

圖1 楔形迷宮密封結構

該結構整體采用楔形擠壓密封,相較于矩形凹槽整體形變產生的壓緊力更大、密封效果更好。采用迷宮錯列式排布,使得密封在軸向具有更長的邊界通道,且每個泄漏通道最少經過二次密封。最后,利用卡套的梯形螺紋旋合壓緊各組件。

其中,金屬C形環起到主要密封作用,其一般包含三個部分:軟金屬層、包覆層和彈性基底。軟金屬層受壓變形,可彌補密封面微觀缺陷,使得密封效果更好;彈性基底則保證了C形環達到所需的密封線比壓和回彈性。

在楔形迷宮密封組件中,首先,要使金屬C形環達到預壓縮狀態,然后,通過擰緊卡套,使金屬C形環達到足夠的密封比壓;同時,彈簧在徑向和軸向受到壓縮而發生彈塑性協同變形,彈性反力施加于包覆層,使包覆層能夠更充分地發揮作用。

C形密封環工作原理如圖2所示。

圖2 C形密封環工作原理

這種利用彈塑性相互協同的配合以彌補金屬與金屬之間接觸的密封設計,可使密封環在一定范圍內彌補因軸向間隙變大導致的泄漏,并具有補償交變溫度和壓力引起的構件變形的能力。

1.3 密封組件的材料參數

根據可拆式的密封結構要求,結構的整體采用Z5CND17-12(316)不銹鋼鍛件,密封環選用由不同材料組合而成的金屬C形環,其具有耐高溫、耐輻照、密封綜合性能優異等特點。

楔形密封組件材料的性能參數如表2所示。

表2 楔形密封組件材料的性能參數

1.4 最小壁厚的計算

在高壓容器中,壁厚是保障堆體正常運行的必要條件,也是驗證結構是否適應所需環境的重要保障。除了保證壁厚滿足需要的強度和剛度條件外,還需要綜合考慮結構整體的經濟性和安全性。

筆者根據標準JB4732-1995《鋼制壓力容器-分析設計標準》對密封組件最小直徑體的壁厚進行計算。

內壓下厚壁殼體表示如下:

(1)

式中:δ為厚壁殼體壁厚,mm;pc為計算壓力,MPa;Di為厚壁殼體內徑,mm;Sm為設計應力強度,MPa;K為載荷組合系數,K0=1.0。

管座材料為鎳基合金 NC30Fe,取Sm=120 MPa,通過計算其所需的最小壁厚約為4.7 mm,考慮腐蝕裕量C=1 mm,則管座設計壁厚最小應為5.8 mm。

對于錐形體和卡套等按最小內徑計算,取Sm=113 MPa計算得8.3 mm,考慮腐蝕裕量,取最小壁厚為10 mm。

1.5 熱-壓耦合下的結構應力

工程中,厚壁圓筒作為高壓容器的主要承壓元件,對其分析研究是不可缺少的。對于圓筒K=Do/Di(Do為筒體外徑),當K>1.2時,為厚壁容器。

為了驗證該結構工況下構件的應力狀況,筆者對壓力和溫度作用下的壓力應力和熱應力進行分析。

在受內壓Pi和外壓Po的作用下,圓筒的內半徑和外半徑分別為Ri和Ro。

基于拉美公式,假設軸向無限長,由壓力載荷引起的應力表示如下:

(2)

在溫度的作用下,任意半徑處厚壁圓筒溫度應力表示如下[16]：

(3)

式中:Δt為筒體內外壁的溫差;α為熱膨脹系數;K為筒體外半徑與內半徑之比,K=Ro/Ri;Kr為筒體外半徑與任意半徑之比,Kr=Ro/r。

隨著溫差|Δt|增大,總是內壁面先達到屈服。

當:(σr)r=ri-(σz)r=ri=σs時,根據Tresca屈服條件,圓筒內壁屈服臨界溫差Δtc表示如下:

(4)

根據應力疊加原理,耦合應力表示如下:

(5)

以內壁為60 mm外壁為80 mm的厚壁圓筒計算,根據α=18.5×10-6℃-1,Δt=320 ℃,Pi=17.15 MPa。

由公式(2)可以得到:在內壓作用下,內筒壁中軸向應力σz為拉應力,而徑向應力σr為壓應力。當筒壁內外溫差|Δt|小于屈服臨界溫差Δtc=72.5 ℃時,厚壁圓筒處于彈性階段;在內壓力和內加熱作用下,內壁應力疊加得到改善。

在升溫升壓過程中,錐形體會發生徑向和軸向的膨脹變形,同時進一步擠壓外側兩密封環促進密封。降溫降壓時,楔形組件發生收縮,擠壓內側密封環,保證密封效果。

2 密封環性能分析

2.1 有限元建模

筆者基于ANSYS有限元軟件進行非線性彈塑性分析。為了簡化仿真工作,以等體積原則將C形環模擬為當量圓筒模型建立C形環的二維軸對稱模型[17-19]。

軸對稱模型如圖3所示。

圖3 軸對稱模型

仿真模型定義如下:將C形環上下平面與銀層之間、銀層與包覆層、包覆層與彈簧基底之間設置為摩擦接觸,摩擦因數設為0.15,并關閉小滑移;壓縮量為1.2 mm,對C形環進行模擬仿真。

C形環截面尺寸如表3所示。

表3 C形環截面尺寸

2.2 網格無關性檢驗

針對3種不同尺寸的C形密封環,筆者進行網格無關性分析,邊界條件設置一致。

網格無關性如圖4所示。

圖4 網格無關性

其中,最大線載荷趨于平穩,數值偏差不超過6%,相對偏差在2%以內。

以下分析均用中間部分網格數量。

2.3 縮回彈特性分析

壓縮回彈特性是衡量C形環密封性能的重要指標之一,通過對得到的有限元仿真結果進行處理,可以得到在1.2 mm壓縮量下C形環的壓縮回彈曲線。

不同尺寸下的壓縮回彈曲線如圖5所示。

圖5 不同尺寸下的壓縮回彈曲線

由圖5可知,壓縮過程分為彈性階段和塑性階段:C形環在初始壓縮下進入彈性階段,由于尺寸范圍較小,初始上升階段基本重合;隨著壓縮量的不斷增加,彈簧開始出現塑性變形,此時斜率隨著外徑的增大而減小;同時,剛度開始降低,在壓縮量最大時,線比壓值達到最大,最大線比壓值隨著外徑的增大而減小。在卸載階段,隨著軸向壓縮的降低,C形環開始逐漸恢復,此時外徑越大,斜率越小。但隨著軸向位移為零時,C形環仍存在殘余變形。

2.4 封面狀態分析

不同外徑下的密封面狀態如圖6所示。

圖6 不同外徑下的密封面狀態

圖6(a)、圖6(c)、圖6(e)為初始壓縮狀態,壓縮過程中銀層與包覆層和彈簧不斷被壓縮,隨著壓縮量的增加銀層平面也不斷增加,壓縮量最大時銀層平面達到最寬(如圖6(b)、圖6(d)、圖6(f))。

在彈性極限范圍內,銀層平面的接觸寬度越寬,表明密封路徑越長。即使微觀上存在細小間隙,密封平面越長,密封時的密封效果也越好。

又由于結構的不完全對稱性,開口處的對稱方向上會從接觸狀態變成小的分離狀態,而隨著尺寸的增大,接觸面的貼合程度越高。

3 密封性能試驗

為了測試楔形組件的密封特性,需對試驗樣件進行密封性能試驗和溫度壓力循環試驗。

試驗樣件如圖7所示。

圖7 試驗樣件

筆者采用的試驗設備為寧波天生密封件有限公司CNAS檢測中心的TSMC06型密封件綜合性能實驗機,外接SFJ-211型分辨率為1.10×10-10Pa·m3/s的氦質譜儀,并開展相應的試驗。

TSMC06型試驗臺如圖8所示。

綜合性能實驗機由加載系統、控制系統、溫度傳感壓力傳感系統、位移傳感系統及數據采集系統組成。

試驗時,裝置應用加載系統進行加載。當加載到預設載荷,啟動氦質譜儀對工裝內部抽真空;隨后,應用控制系統向試驗工裝充入氦氣,經電熱毯電加熱升溫,由溫度壓力傳感系統控制升溫過程中壓力誤差在0.1 MPa;達到設置的相應加熱溫度時,系統針對試驗溫度保壓10 min,穩定后獲取泄漏率數據。

3.1 泄漏率試驗

筆者將樣件安裝在試驗設備上,利用綜合性能試驗機開展氦氣泄漏試驗。

在試驗壓力分別為0.1 MPa、10 MPa和17.1 MPa的情況下,分別對溫度為20 ℃、200 ℃和350 ℃下的樣件進行泄漏率試驗。

泄露率試驗結果如表4所示。

表4 泄漏率試驗結果

試驗結果可知,楔形密封組件的泄漏率小于1.0×10-6Pa·m3/s,滿足密封性能指標。

3.2 熱循環試驗

筆者采用熱循環實驗臺架施加壓力溫度循環,來模擬工況下多次拆卸密封組件后實際的密封狀態。

熱循環實驗臺架如圖9所示。

圖9 熱循環試驗臺架

圖9中,實驗臺架主要由容器主體部分、管路部分、排氣部分、油路冷卻部分、電氣控制部分以及安全防護部分組成。采用PLC控制系統可達到:實驗壓力為(15.5±0.5)MPa和溫度為(345±5)℃,可控制溫度升降速率為100 ℃/h,循環次數不少于40次。

第10次溫度-壓力曲線如圖10所示。

圖10 第10次溫度-壓力曲線

第30次溫度-壓力曲線如圖11所示。

圖11 第30次溫度-壓力曲線

在循環試驗中,由于容器內升壓速度比升溫速度更快,為保證壓力和溫度的同時性,要對壓力進行人為卸載。

試驗模擬過程中密封性能良好,筒體、底座及系統管路并未出現泄漏和異常情況,可以保證多次拆卸工況下組件的密封性能。

4 結束語

筆者通過對控制棒驅動機構不可拆卸的問題展開研究,引入迷宮密封的設計理念,加入楔形密封結構,可在擴大密封接觸面的同時增加密封壓緊力,極大地提高易于拆卸的密封件綜合性能。

首先,筆者分析計算了工況下的壁厚及臨界屈服溫度;其次,應用ANSYS軟件模擬了C形環壓縮狀態下的工作狀態;最后,通過泄漏試驗和熱循環試驗進行了試驗驗證。

研究結果表明:

1)該工況下應用壁厚為10 mm的厚壁圓筒更為安全,在內、外壁溫差小于72.5 ℃時厚壁圓筒處于彈性狀態,且熱壓耦合下內壁的應力得到改善,使得結構更為安全;

2)對于不同尺寸的C形環,最大線比壓值隨著外徑的增大而減小,并且隨著尺寸的增大,C形環密封面的貼合程度越高;

3)可拆式密封組件的氦氣泄漏率小于1.0×10-6Pa·m3/s,多次拆卸下仍能滿足該工況下的密封要求。

在后續研究中,筆者將以該研究為基礎,通過對整體模型進行熱壓耦合模擬仿真和結構優化,以應對工況變化下的實際對應狀態,并計算模型的壽命。