控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)楔形迷宮密封組件設(shè)計(jì)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(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)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(xué) 科學(xué)技術(shù)學(xué)院,浙江 寧波 315300)

0 引 言

反應(yīng)堆壓力容器(reactor pressure vessel,RPV)是容納堆芯的重要設(shè)備,設(shè)備內(nèi)部長(zhǎng)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(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)經(jīng)過(guò)梯形螺紋和Ω密封焊縫構(gòu)成冷卻劑密封系統(tǒng)邊界的一部分[1]。

針對(duì)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu),YOCKEY W[2]通過(guò)機(jī)器學(xué)習(xí)分析得出:任意兩個(gè)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)(CRDM)的故障概率為1.980×10-10,而兩個(gè)新的CRDM的故障概率為1.170×10-14。CRDM因自?xún)?nèi)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(dǎo)致其受到內(nèi)外壓力差異和輻射腐蝕影響[3]。國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有的CRDM和管座的焊接密封都曾出現(xiàn)因焊縫失效導(dǎo)致的泄漏問(wèn)題[4-8]。在外部因素影響下,也會(huì)出現(xiàn)因設(shè)備問(wèn)題[9]和操作原因[10]導(dǎo)致的暫時(shí)性停堆,以及維修時(shí)再焊接等難點(diǎn)[11]。針對(duì)這些問(wèn)題,研究人員考慮將適用于高溫高壓等復(fù)雜場(chǎng)景理念的迷宮密封結(jié)構(gòu)應(yīng)用于CRDM,采用楔形結(jié)構(gòu)具有的扣緊力實(shí)現(xiàn)泄漏通道的多次密封目的。

目前,國(guó)內(nèi)的可拆卸式密封結(jié)構(gòu)有很多。如張桂昌[12]提出了一種迷宮式與楔形環(huán)相復(fù)合的密封結(jié)構(gòu),利用內(nèi)壓差進(jìn)行了自緊式密封;但其并未進(jìn)行實(shí)驗(yàn)以驗(yàn)證其優(yōu)劣性。李毅[13]提出了一種穩(wěn)壓器人孔楔形密封結(jié)構(gòu)模型,采用試驗(yàn)和仿真相結(jié)合的方式進(jìn)行了驗(yàn)證;但其并未討論溫度對(duì)該結(jié)構(gòu)密封性能的影響。秦亥琦[14]通過(guò)仿真對(duì)快堆燃料組件迷宮密封結(jié)構(gòu)的不同間距進(jìn)行了模擬,發(fā)現(xiàn)了密封最佳間距;但其并未通過(guò)實(shí)驗(yàn)展開(kāi)驗(yàn)證對(duì)比。巴鵬[15]采用模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式,發(fā)現(xiàn)了迷宮密封內(nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)泄漏量的影響;但其并未研究迷宮密封層數(shù)對(duì)泄漏量的影響。

然而,當(dāng)前仍缺乏關(guān)于壓力容器頂部管座的可拆式迷宮密封結(jié)構(gòu)的研究。

針對(duì)堆芯換料需多次拆卸和二次焊接密封效果變差的問(wèn)題,筆者提出一種便于維修和利于拆卸的楔形迷宮密封結(jié)構(gòu),并以金屬C形環(huán)作為密封件,使每條泄漏通道至少經(jīng)過(guò)二次密封。維修時(shí),筆者采用更換金屬C形環(huán)的方式,解決堆芯換料及多次焊接密封效果變差的問(wèn)題。

1 楔形迷宮密封組件的設(shè)計(jì)及計(jì)算

1.1 密封組件的工況參數(shù)

由于管座部分與RPV內(nèi)部相通,所以工作環(huán)境相同。

楔形迷宮密封組件的設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 楔形迷宮密封組件的設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 密封組件的結(jié)構(gòu)

楔形迷宮密封組件由卡套、錐形體、壓筒、金屬C形密封環(huán)四部分組成。

楔形迷宮密封結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 楔形迷宮密封結(jié)構(gòu)

該結(jié)構(gòu)整體采用楔形擠壓密封,相較于矩形凹槽整體形變產(chǎn)生的壓緊力更大、密封效果更好。采用迷宮錯(cuò)列式排布,使得密封在軸向具有更長(zhǎng)的邊界通道,且每個(gè)泄漏通道最少經(jīng)過(guò)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(huán)起到主要密封作用,其一般包含三個(gè)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(bǔ)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(huán)達(dá)到所需的密封線(xiàn)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(huán)達(dá)到預(yù)壓縮狀態(tài),然后,通過(guò)擰緊卡套,使金屬C形環(huán)達(dá)到足夠的密封比壓;同時(shí),彈簧在徑向和軸向受到壓縮而發(fā)生彈塑性協(xié)同變形,彈性反力施加于包覆層,使包覆層能夠更充分地發(fā)揮作用。

C形密封環(huán)工作原理如圖2所示。

圖2 C形密封環(huán)工作原理

這種利用彈塑性相互協(xié)同的配合以彌補(bǔ)金屬與金屬之間接觸的密封設(shè)計(jì),可使密封環(huán)在一定范圍內(nèi)彌補(bǔ)因軸向間隙變大導(dǎo)致的泄漏,并具有補(bǔ)償交變溫度和壓力引起的構(gòu)件變形的能力。

1.3 密封組件的材料參數(shù)

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

楔形密封組件材料的性能參數(shù)如表2所示。

表2 楔形密封組件材料的性能參數(shù)

1.4 最小壁厚的計(jì)算

在高壓容器中,壁厚是保障堆體正常運(yùn)行的必要條件,也是驗(yàn)證結(jié)構(gòu)是否適應(yīng)所需環(huán)境的重要保障。除了保證壁厚滿(mǎn)足需要的強(qiáng)度和剛度條件外,還需要綜合考慮結(jié)構(gòu)整體的經(jīng)濟(jì)性和安全性。

筆者根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)JB4732-1995《鋼制壓力容器-分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》對(duì)密封組件最小直徑體的壁厚進(jìn)行計(jì)算。

內(nèi)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(jì)算壓力,MPa;Di為厚壁殼體內(nèi)徑,mm;Sm為設(shè)計(jì)應(yīng)力強(qiáng)度,MPa;K為載荷組合系數(shù),K0=1.0。

管座材料為鎳基合金 NC30Fe,取Sm=120 MPa,通過(guò)計(jì)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(shè)計(jì)壁厚最小應(yīng)為5.8 mm。

對(duì)于錐形體和卡套等按最小內(nèi)徑計(jì)算,取Sm=113 MPa計(jì)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(jié)構(gòu)應(yīng)力

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

為了驗(yàn)證該結(jié)構(gòu)工況下構(gòu)件的應(yīng)力狀況,筆者對(duì)壓力和溫度作用下的壓力應(yīng)力和熱應(yīng)力進(jìn)行分析。

在受內(nèi)壓Pi和外壓Po的作用下,圓筒的內(nèi)半徑和外半徑分別為Ri和Ro。

基于拉美公式,假設(shè)軸向無(wú)限長(zhǎng),由壓力載荷引起的應(yīng)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(yīng)力表示如下[16]：

(3)

式中:Δt為筒體內(nèi)外壁的溫差;α為熱膨脹系數(shù);K為筒體外半徑與內(nèi)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(nèi)壁面先達(dá)到屈服。

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

(4)

根據(jù)應(yīng)力疊加原理,耦合應(yīng)力表示如下:

(5)

以?xún)?nèi)壁為60 mm外壁為80 mm的厚壁圓筒計(jì)算,根據(jù)α=18.5×10-6℃-1,Δt=320 ℃,Pi=17.15 MPa。

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

在升溫升壓過(guò)程中,錐形體會(huì)發(fā)生徑向和軸向的膨脹變形,同時(shí)進(jìn)一步擠壓外側(cè)兩密封環(huán)促進(jìn)密封。降溫降壓時(shí),楔形組件發(fā)生收縮,擠壓內(nèi)側(cè)密封環(huán),保證密封效果。

2 密封環(huán)性能分析

2.1 有限元建模

筆者基于ANSYS有限元軟件進(jìn)行非線(xiàn)性彈塑性分析。為了簡(jiǎn)化仿真工作,以等體積原則將C形環(huán)模擬為當(dāng)量圓筒模型建立C形環(huán)的二維軸對(duì)稱(chēng)模型[17-19]。

軸對(duì)稱(chēng)模型如圖3所示。

圖3 軸對(duì)稱(chēng)模型

仿真模型定義如下:將C形環(huán)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(shè)置為摩擦接觸,摩擦因數(shù)設(shè)為0.15,并關(guān)閉小滑移;壓縮量為1.2 mm,對(duì)C形環(huán)進(jìn)行模擬仿真。

C形環(huán)截面尺寸如表3所示。

表3 C形環(huán)截面尺寸

2.2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

針對(duì)3種不同尺寸的C形密封環(huán),筆者進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析,邊界條件設(shè)置一致。

網(wǎng)格無(wú)關(guān)性如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性

其中,最大線(xiàn)載荷趨于平穩(wěn),數(shù)值偏差不超過(guò)6%,相對(duì)偏差在2%以?xún)?nèi)。

以下分析均用中間部分網(wǎng)格數(shù)量。

2.3 縮回彈特性分析

壓縮回彈特性是衡量C形環(huán)密封性能的重要指標(biāo)之一,通過(guò)對(duì)得到的有限元仿真結(jié)果進(jìn)行處理,可以得到在1.2 mm壓縮量下C形環(huán)的壓縮回彈曲線(xiàn)。

不同尺寸下的壓縮回彈曲線(xiàn)如圖5所示。

圖5 不同尺寸下的壓縮回彈曲線(xiàn)

由圖5可知,壓縮過(guò)程分為彈性階段和塑性階段:C形環(huán)在初始?jí)嚎s下進(jìn)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(kāi)始出現(xiàn)塑性變形,此時(shí)斜率隨著外徑的增大而減小;同時(shí),剛度開(kāi)始降低,在壓縮量最大時(shí),線(xiàn)比壓值達(dá)到最大,最大線(xiàn)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(huán)開(kāi)始逐漸恢復(fù),此時(shí)外徑越大,斜率越小。但隨著軸向位移為零時(shí),C形環(huán)仍存在殘余變形。

2.4 封面狀態(tài)分析

不同外徑下的密封面狀態(tài)如圖6所示。

圖6 不同外徑下的密封面狀態(tài)

圖6(a)、圖6(c)、圖6(e)為初始?jí)嚎s狀態(tài),壓縮過(guò)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(shí)銀層平面達(dá)到最寬(如圖6(b)、圖6(d)、圖6(f))。

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

又由于結(jié)構(gòu)的不完全對(duì)稱(chēng)性,開(kāi)口處的對(duì)稱(chēng)方向上會(huì)從接觸狀態(tài)變成小的分離狀態(tài),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(yàn)

為了測(cè)試楔形組件的密封特性,需對(duì)試驗(yàn)樣件進(jìn)行密封性能試驗(yàn)和溫度壓力循環(huán)試驗(yàn)。

試驗(yàn)樣件如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)樣件

筆者采用的試驗(yàn)設(shè)備為寧波天生密封件有限公司CNAS檢測(cè)中心的TSMC06型密封件綜合性能實(shí)驗(yàn)機(jī),外接SFJ-211型分辨率為1.10×10-10Pa·m3/s的氦質(zhì)譜儀,并開(kāi)展相應(yīng)的試驗(yàn)。

TSMC06型試驗(yàn)臺(tái)如圖8所示。

綜合性能實(shí)驗(yàn)機(jī)由加載系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、溫度傳感壓力傳感系統(tǒng)、位移傳感系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。

試驗(yàn)時(shí),裝置應(yīng)用加載系統(tǒng)進(jìn)行加載。當(dāng)加載到預(yù)設(shè)載荷,啟動(dòng)氦質(zhì)譜儀對(duì)工裝內(nèi)部抽真空;隨后,應(yīng)用控制系統(tǒng)向試驗(yàn)工裝充入氦氣,經(jīng)電熱毯電加熱升溫,由溫度壓力傳感系統(tǒng)控制升溫過(guò)程中壓力誤差在0.1 MPa;達(dá)到設(shè)置的相應(yīng)加熱溫度時(shí),系統(tǒng)針對(duì)試驗(yàn)溫度保壓10 min,穩(wěn)定后獲取泄漏率數(shù)據(jù)。

3.1 泄漏率試驗(yàn)

筆者將樣件安裝在試驗(yàn)設(shè)備上,利用綜合性能試驗(yàn)機(jī)開(kāi)展氦氣泄漏試驗(yàn)。

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

泄露率試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表4 泄漏率試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)果可知,楔形密封組件的泄漏率小于1.0×10-6Pa·m3/s,滿(mǎn)足密封性能指標(biāo)。

3.2 熱循環(huán)試驗(yàn)

筆者采用熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺(tái)架施加壓力溫度循環(huán),來(lái)模擬工況下多次拆卸密封組件后實(shí)際的密封狀態(tài)。

熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺(tái)架如圖9所示。

圖9 熱循環(huán)試驗(yàn)臺(tái)架

圖9中,實(shí)驗(yàn)臺(tái)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(hù)部分組成。采用PLC控制系統(tǒng)可達(dá)到:實(shí)驗(yàn)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(huán)次數(shù)不少于40次。

第10次溫度-壓力曲線(xiàn)如圖10所示。

圖10 第10次溫度-壓力曲線(xiàn)

第30次溫度-壓力曲線(xiàn)如圖11所示。

圖11 第30次溫度-壓力曲線(xiàn)

在循環(huán)試驗(yàn)中,由于容器內(nèi)升壓速度比升溫速度更快,為保證壓力和溫度的同時(shí)性,要對(duì)壓力進(jìn)行人為卸載。

試驗(yàn)?zāi)M過(guò)程中密封性能良好,筒體、底座及系統(tǒng)管路并未出現(xiàn)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(jié)束語(yǔ)

筆者通過(guò)對(duì)控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)不可拆卸的問(wèn)題展開(kāi)研究,引入迷宮密封的設(shè)計(jì)理念,加入楔形密封結(jié)構(gòu),可在擴(kuò)大密封接觸面的同時(shí)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(jì)算了工況下的壁厚及臨界屈服溫度;其次,應(yīng)用ANSYS軟件模擬了C形環(huán)壓縮狀態(tài)下的工作狀態(tài);最后,通過(guò)泄漏試驗(yàn)和熱循環(huán)試驗(yàn)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

研究結(jié)果表明:

1)該工況下應(yīng)用壁厚為10 mm的厚壁圓筒更為安全,在內(nèi)、外壁溫差小于72.5 ℃時(shí)厚壁圓筒處于彈性狀態(tài),且熱壓耦合下內(nèi)壁的應(yīng)力得到改善,使得結(jié)構(gòu)更為安全;

2)對(duì)于不同尺寸的C形環(huán),最大線(xiàn)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(huán)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(mǎn)足該工況下的密封要求。

在后續(xù)研究中,筆者將以該研究為基礎(chǔ),通過(guò)對(duì)整體模型進(jìn)行熱壓耦合模擬仿真和結(jié)構(gòu)優(yōu)化,以應(yīng)對(duì)工況變化下的實(shí)際對(duì)應(yīng)狀態(tài),并計(jì)算模型的壽命。