新型定位格架夾持結(jié)構(gòu)的力學特性研究

任全耀，陳 杰，趙瑞瑞，雷 濤，鄭美銀，彭 園， 秦 勉，李建偉，蒲曾坪，陳 平

(1.中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點實驗室，四川 成都 610213； 2.中核北方核燃料元件有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014020)

燃料組件是核反應(yīng)堆的核心部件，其性能極大地影響反應(yīng)堆的安全性、經(jīng)濟性、可靠性。作為燃料組件的關(guān)鍵部件，定位格架的基本功能是支撐并定位燃料棒，使得燃料棒間保持合適的間距。定位格架對棒束燃料組件的中子學性能、熱工水力參數(shù)[1-2]、磨蝕性能[3]、抗震能力[4]、相態(tài)分布[5-8]等具有重要影響，這將極大影響燃料棒的結(jié)構(gòu)完整性與反應(yīng)堆安全性。

定位格架的夾持結(jié)構(gòu)是保證燃料棒定位的關(guān)鍵。電廠運行經(jīng)驗表明，流致振動引起的夾持結(jié)構(gòu)對燃料棒的微動磨蝕是導(dǎo)致燃料棒失效的主要因素，根據(jù)IAEA的報告[9]，因格架與燃料棒之間的微動磨蝕造成的燃料棒破損泄漏是燃料泄漏的第一大因素，占總?cè)剂闲孤┑谋壤s為54.8%。通常認為夾持結(jié)構(gòu)夾持力的減小或喪失會導(dǎo)致燃料棒流致振動現(xiàn)象加劇，進而促進燃料棒的微動磨蝕；夾持力過大則可能限制燃料棒相對于格架的滑動，在燃料棒發(fā)生輻照生長、熱膨脹等現(xiàn)象的情況下導(dǎo)致燃料棒彎曲變形。謝士杰等[10]的研究表明，夾持結(jié)構(gòu)亦會對定位格架下游二次流流場產(chǎn)生較大的影響。因此，定位格架夾持系統(tǒng)一直是國內(nèi)外設(shè)計改進的焦點，而夾持結(jié)構(gòu)的力學性能是其綜合性能的主要評價指標。蔣躍元等[11]對供熱堆用格架的3種三彎彈簧、剛凸進行形變量-載荷試驗，分析了夾持結(jié)構(gòu)力學性能的設(shè)計適用性，結(jié)果表明其夾持結(jié)構(gòu)設(shè)計滿足200 MW供熱堆燃料組件的設(shè)計要求。

目前大型商用壓水堆多采用雙金屬定位格架，即定位格架條帶采用中子經(jīng)濟性良好的鋯合金材料，而夾持結(jié)構(gòu)中的彈簧采用彈性較好的鎳基金屬材料。然而，鎳基金屬材料具有較好的中子吸收能力，對燃料組件的中子經(jīng)濟性有較大影響。因此，采用鋯合金材料制作彈簧逐漸成為定位格架發(fā)展的主流方向。鋯合金彈簧與剛凸的成型方式相同，直接從條帶上沖制而成。此類定位格架設(shè)計在提高中子經(jīng)濟性的同時，減少格架零部件數(shù)量，有利于定位格架的組裝生產(chǎn)。韓國PLUS7定位格架和美國AP1000定位格架均采用了此類格架設(shè)計。Yoon等[12]設(shè)計了H型夾持結(jié)構(gòu)，并對其力學特性進行了分析。Kim等[13]采用IDEAS程序與ABAQUS軟件將4種FEM模型用于H型彈簧的力學性能分析，結(jié)果表明5×5柵元的FEM模型與試驗所得的力學性能符合良好。Shin等[14]以減少最大應(yīng)力與局部塑性變形為目標，采用相同的約束條件對H型彈簧進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。Kim等[15]研究了燃料棒裝載速度對彈簧夾持力的影響，較快的燃料棒裝載速度可能導(dǎo)致彈簧初始夾持力的降低，這可能與格架柵元的軸向偏差、彈簧與燃料棒端塞接觸角、燃料棒端塞焊縫尺寸等因素有關(guān)。美國西屋公司[16]對AP1000定位格架不同柵元的彈簧夾持力進行了測量，結(jié)果表明由于力學邊界條件的不同，緊挨導(dǎo)向管柵元的彈簧夾持力大于典型的內(nèi)部柵元、外條帶柵元的彈簧夾持力。

本文擬設(shè)計小剛性凸起與拱形結(jié)構(gòu)疊加的彈簧，與剛凸共同組成格架夾持系統(tǒng)。為研究所設(shè)計夾持結(jié)構(gòu)的力學性能，進行單條帶彈簧結(jié)構(gòu)、單條帶剛凸結(jié)構(gòu)以及格架柵元夾持結(jié)構(gòu)力學性能試驗，通過建立定位格架力學測試方法，評價夾持結(jié)構(gòu)在名義形變量下夾持力的穩(wěn)定性、力學匹配性等。

1 新型格架夾持結(jié)構(gòu)

新設(shè)計的格架夾持結(jié)構(gòu)彈簧可直接從鋯合金條帶上沖制而成，采用了拱形彈性結(jié)構(gòu)與小剛性凸起疊加的創(chuàng)新設(shè)計，上、下兩端彎折處受壓產(chǎn)生彈力，在彈性件中部設(shè)計為平面區(qū)域，其上設(shè)置剛性凸起結(jié)構(gòu)；彈簧中部的小剛凸與燃料棒接觸部位設(shè)置一定弧度，以增加與燃料棒的接觸面積。與彈簧相對應(yīng)的剛凸同樣設(shè)置一定的弧度，以增加其與燃料棒的接觸面積。上述設(shè)計可在相同磨蝕條件下有效降低燃料棒的磨蝕深度[3]，防止燃料棒破碎事故的發(fā)生。

當燃料棒插入定位格架后，定位格架夾持結(jié)構(gòu)的彈簧、剛凸均會產(chǎn)生一定的變形，該形變量即為彈簧、剛凸的名義形變量?；谟邢拊W分析結(jié)果，新型夾持結(jié)構(gòu)彈簧的名義形變量約為剛凸名義形變量的51倍，為便于對比，對形變量進行了無量綱化處理。圖1為燃料棒夾持柵元示意圖(未按真實比例)，條帶上彈簧與2個剛凸的朝向相反，每個燃料棒柵元內(nèi)有2個彈簧和4個剛凸，每個彈簧和2個剛凸相對，在柵元內(nèi)彈簧和剛凸與燃料棒形成六點夾持定位。彈簧上小剛凸倒圓角(簡稱R角)半徑可能會對彈簧載荷產(chǎn)生一定影響，同時可能對局部應(yīng)力分布產(chǎn)生影響，為分析其影響規(guī)律，單條帶彈簧試驗件倒圓角半徑設(shè)置了0.28 mm與0.80 mm兩個尺寸。

圖1 燃料棒夾持柵元示意圖Fig.1 Schematic of fuel rod supporting lattice cell

2 試驗方案及數(shù)據(jù)處理

為獲得定位格架各組成部件的力學性能，分別針對單條帶彈簧、單條帶雙剛凸、格架柵元夾持結(jié)構(gòu)進行了力學性能測試。為減少制造公差對測量結(jié)果的影響，針對上述每個結(jié)構(gòu)的測試至少包含10個試驗件，其試驗方案及數(shù)據(jù)處理方法如下。

2.1 單條帶彈簧與剛凸試驗方案

單條帶彈簧力學性能測量需要先對條帶進行固定以保證測量過程中不會發(fā)生滑動。本試驗采用圖2所示裝置對單條帶進行固定，并采用以下措施保證彈簧的力學邊界條件與實際格架柵元的相近，即采用編號1～5的模擬燃料棒對另一側(cè)的剛凸進行壓緊，燃料棒的直徑為真實燃料棒直徑+剛凸的名義形變量；相鄰彈簧間采用薄的夾持探頭模擬定位格架之間條帶的固定方式。測量過程中，力學測頭從接觸到彈簧時開始記錄載荷，逐漸增加位移至100%名義形變量，再逐漸卸載，記錄100%名義形變量下的進程、回程形變量-載荷曲線；而后逐漸增加位移至120%名義形變量并卸載，記錄120%名義形變量下的進程、回程形變量-載荷曲線。

圖2 條帶彈簧測量方式Fig.2 Measuring method of spring on single strap

單條帶剛凸的力學性能測量與彈簧的測量方式相同。需要說明的是，由于剛凸的名義形變量很小，遠小于0.1 mm，為減少剛凸的隨機測量誤差，其最大形變量將逐漸施加至16倍的名義形變量，以獲得其進程、回程位移-載荷曲線。此外，測量時保持了對上下兩個剛凸的同步壓縮，因此，后續(xù)剛凸的力學性能均是指雙剛凸的力學性能。

2.2 格架柵元夾持結(jié)構(gòu)試驗

5×5格架測量柵元示于圖3，同樣采用了模擬燃料棒以保持力學邊界條件的真實性，并對每個柵元內(nèi)x、y兩個方向的夾持結(jié)構(gòu)力學性能進行了測量，因此每個試驗件可包含10組試驗數(shù)據(jù)。為測量格架柵元中夾持結(jié)構(gòu)的力學性能，采用了圖4所示的測量裝置，左右兩個測頭可伸入到格架柵元內(nèi)，對圖1所示的剛凸與彈簧同時施加載荷，其下的直線導(dǎo)軌保證兩個測頭上具有相同的載荷。

2.3 數(shù)據(jù)處理方法

本文獲得了不同試驗件的條帶彈簧、條帶剛凸、柵元夾持結(jié)構(gòu)的力學性能試驗數(shù)據(jù)，如圖5所示。圖5a、c為單條帶上彈簧的進程、回程形變量-載荷曲線，均包含了至少10個試驗件的形變量-載荷曲線，重復(fù)的試驗保證了現(xiàn)有試驗數(shù)據(jù)的真實性與可靠性。根據(jù)竇麗娟等[17]的研究，鋯合金棒材與管材在彈性變形范圍內(nèi)，其承受的載荷與形變量呈良好的線性關(guān)系。然而，由于定位格架夾持結(jié)構(gòu)為沖壓形成的復(fù)雜薄片結(jié)構(gòu)(圖1中A-A截面)，其彈簧在名義形變量范圍內(nèi)并未呈現(xiàn)線彈性的性質(zhì)，某些位置可能由于局部應(yīng)力較大而產(chǎn)生一定量的塑性變形。為提高形變量-載荷數(shù)據(jù)的擬合優(yōu)度，采用三次多項式對彈簧、剛凸、柵元內(nèi)夾持結(jié)構(gòu)在不同最大形變量下的進程、回程位移-載荷數(shù)據(jù)進行了擬合，其中對單條帶彈簧數(shù)據(jù)的擬合曲線示于圖5b、d。需要說明的是，各情況下進程、回程形變量-載荷曲線的擬合優(yōu)度值R2均大于0.99，證明測試數(shù)據(jù)具有較好的收斂性與可靠性，也表明擬合曲線能反映夾持結(jié)構(gòu)真實的力學特性。

圖3 5×5格架測量柵元位置示意圖Fig.3 Schematic of location of measuring lattice cell in 5×5 spacer grid

圖4 測量裝置示意圖Fig.4 Schematic of measuring device

為便于不同結(jié)構(gòu)力學特性的對比分析，各結(jié)構(gòu)的形變量、載荷分別采用式(1)、(2)進行無量綱化處理。

F*=Ftest/Frefer

(1)

ΔL*=ΔLtest/ΔLrefer

(2)

其中：F*、Ftest、Frefer分別為無量綱化載荷、試驗測量載荷、基準載荷；ΔL*、ΔLtest、ΔLrefer分別為無量綱化形變量、試驗測量形變量、基準形變量。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 單條帶彈簧力學性能

1) 最大形變量的影響

圖6 單條帶彈簧擬合的形變量-載荷曲線Fig.6 Fitted deformation-load curve of spring on single strap

R角半徑為0.28 mm時，單條帶彈簧在100%與120%名義形變量下的進程、回程形變量-載荷曲線擬合結(jié)果示于圖6，圖中箭頭代表載荷往復(fù)的施加過程，其顏色、線型與載荷曲線相對應(yīng)。由圖6可見，隨著形變量的增加，彈簧載荷逐漸增大，并在100%名義形變量(無量綱化形變量為51)附近達到最大，最大無量綱化載荷約為0.90；100%名義形變量下載荷卸載后彈簧產(chǎn)生了殘余形變量，其無量綱化值約為7.53，表明彈簧產(chǎn)生了一定的塑性變形；120%名義形變量的進程-載荷曲線與100%名義形變量下的回程-載荷曲線表現(xiàn)出很強的相近性，并在相近的載荷處達到最大；同時，120%名義形變量下載荷卸載后亦產(chǎn)生了一定幅度的殘余形變量，約為12.87。上述現(xiàn)象及數(shù)據(jù)表明，新設(shè)計的鋯合金彈簧結(jié)構(gòu)在100%名義形變量附近可提供較穩(wěn)定的夾持力，保證了夾持狀態(tài)的穩(wěn)定性，這可削弱加工、裝配等誤差對夾持力的影響；彈簧殘余形變量的存在意味著其產(chǎn)生了一定的塑性變形，這是由于彈簧上應(yīng)力分布不均勻，導(dǎo)致局部應(yīng)力較大，不可避免地產(chǎn)生了一定的塑性變形，Kim等[13]、Shin等[14]針對H型彈簧的試驗及數(shù)值計算結(jié)果亦出現(xiàn)了類似的現(xiàn)象。

2)R角的影響

R角半徑會影響彈簧與燃料棒的接觸面積并對加工制造工藝產(chǎn)生影響，R角過大會造成彈簧剛性部分與燃料棒接觸的弧形部分面積減少，對燃料棒的磨蝕產(chǎn)生不利影響；R角過小則會造成加工制造困難。因此，有必要研究R角對彈簧力學性能的影響。圖7為R=0.28、0.80 mm兩種彈簧形變量-載荷曲線的比較，可看出R=0.80 mm的彈簧在100%名義形變量下的夾持力較R=0.28 mm的略大約2.34%，而100%名義形變量下的殘余形變量較R=0.28 mm的約小3.67%，120%名義形變量下的殘余形變量約小7.77%。上述結(jié)果表明，彈簧R角的增大可提高彈簧的剛度、結(jié)構(gòu)強度與結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，但幅度有限。因此，實際工程應(yīng)用中，應(yīng)在滿足加工制造工藝與R角結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的前提下，合理降低R角的值以增加彈簧剛性部分與燃料棒的接觸面積，進而降低燃料棒的磨蝕深度。

圖7 倒角半徑對彈簧形變量-載荷曲線的影響Fig.7 Effect of fillet radius on deformation-load curve of spring

3.2 單條帶剛凸力學特性

單條帶剛凸的進程、回程形變量-載荷曲線的擬合結(jié)果如圖8所示，可見進程形變量-載荷曲線表現(xiàn)出較好的線性，剛凸在100%名義形變量(無量綱化形變量為1)下的無量綱化載荷約為0.14。需要注意的是，單條帶彈簧在100%名義形變量下的無量綱化載荷約為0.90，二者載荷匹配性較差。若剛凸的載荷與彈簧的名義載荷相同，則剛凸的形變量約為6.4倍名義形變量。由于剛凸100%名義形變量遠小于0.1 mm，6.4倍的名義形變量亦小于0.1 mm，因此這種情況的影響并不會對燃料組件的物理性能、熱工水力性能產(chǎn)生較大的影響。然而，剛凸與彈簧力學性能的匹配性仍是后續(xù)格架夾持系統(tǒng)設(shè)計與改進中需要關(guān)注的內(nèi)容。

圖8 單條帶剛凸擬合的形變量-載荷曲線Fig.8 Fitted deformation-load curve of dimples on single strap

3.3 格架柵元夾持結(jié)構(gòu)力學特性

彈簧R角半徑為0.80 mm的格架柵元夾持結(jié)構(gòu)在100%與120%名義形變量下的進程、回程形變量-載荷擬合曲線如圖9所示，可見兩條曲線的趨勢相似，表明其力學狀態(tài)并未發(fā)生較大變化。格架柵元夾持結(jié)構(gòu)在100%名義形變量(無量綱化形變量為52)附近達到最大，最大無量綱化載荷約為0.87；100%名義形變量下載荷的卸載使得彈簧產(chǎn)生了殘余形變量，約為12.87，表明格架柵元夾持結(jié)構(gòu)亦產(chǎn)生了一定的塑性變形；同時，120%名義形變量下載荷卸載后亦產(chǎn)生了一定幅度的殘余形變量，約為18.73。格架柵元夾持結(jié)構(gòu)展現(xiàn)了與單條帶彈簧相似的力學性能，但仍存在一定的差異。

圖9 格架柵元夾持結(jié)構(gòu)擬合的形變量-載荷曲線Fig.9 Fitted deformation-load curve of supporting structure of lattice cell in spacer grid

3.4 單條帶彈簧與格架柵元夾持結(jié)構(gòu)的力學性能對比

R角半徑為0.80 mm時單條帶彈簧與5×5格架柵元夾持結(jié)構(gòu)在100%與120%名義形變量下的無量綱化載荷及殘余形變量列于表1。由表1可知，單條帶彈簧的載荷大于格架柵元夾持結(jié)構(gòu)的載荷，而殘余形變量則相對較小，可能是因為圖2所示的單條帶固定裝置對條帶的約束較實際格架柵元的剛度更大。但其載荷相差較小，證明目前的單條帶試驗方案具有較高的可靠性；為進一步提高單條帶試驗的代表性，后續(xù)可基于現(xiàn)有方案進一步改進單條帶試驗裝置中條帶的固定方式，以充分模擬彈簧真實的應(yīng)用場景。

表1 單條帶彈簧與格架柵元夾持結(jié)構(gòu)的力學性能對比Table 1 Mechanical performance comparison between spring on single strap and supporting structure of lattice cell in spacer grid

4 結(jié)論

本文設(shè)計了一種新型定位格架夾持結(jié)構(gòu)，其彈簧為從條帶上沖制而成的拱形帶小剛凸的鋯合金結(jié)構(gòu)，有助于進一步提高棒束型燃料組件的中子經(jīng)濟性、簡化定位格架生產(chǎn)流程。針對新設(shè)計的夾持結(jié)構(gòu)，進行了單條帶彈簧、單條帶剛凸及格架柵元內(nèi)夾持結(jié)構(gòu)的力學性能試驗，擬合獲得了彈簧、剛凸、柵元內(nèi)夾持結(jié)構(gòu)在不同形變量下的進程、回程形變量-載荷擬合曲線，分析了相關(guān)結(jié)構(gòu)的載荷、永久形變量等力學性能，所得結(jié)論如下。

1) 單條帶彈簧與格架柵元的夾持結(jié)構(gòu)在100%名義形變量下的載荷均具有較好的穩(wěn)定性，表明新設(shè)計的彈簧結(jié)構(gòu)對制造、裝配公差的敏感性較低。

2) 彈簧上小剛凸R角的增大可提高彈簧的剛度、結(jié)構(gòu)強度及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，但幅度有限；實際工程應(yīng)用中，應(yīng)合理設(shè)計R角并增加彈簧剛性部分與燃料棒的接觸面積，進而降低燃料棒的磨蝕深度。

3) 格架柵元內(nèi)夾持結(jié)構(gòu)與單條帶彈簧試驗所得力學性能相近，證明目前的單條帶試驗結(jié)果具有較高的代表性和可靠性。同時，單條帶彈簧力學性能的載荷略偏大，殘余形變量略偏小，這可能是由于單條帶固定裝置對條帶的約束較實際格架柵元的剛度略大，這可在后續(xù)裝置設(shè)計中進一步優(yōu)化。