控制棒驅(qū)動機構(gòu)下部Canopy焊縫封堵組件設(shè)計與分析

孫振國，李躍忠，趙毛毛，冉小兵，戴長年，劉 森（中廣核工程有限公司，廣東深圳 518124）

控制棒驅(qū)動機構(gòu)下部Canopy焊縫封堵組件設(shè)計與分析

孫振國，李躍忠，趙毛毛，冉小兵，戴長年，劉 森
（中廣核工程有限公司，廣東深圳 518124）

摘要：在某些因素的影響下，少量壓水堆核電站控制棒驅(qū)動機構(gòu)（CRDM）下部Canopy焊縫區(qū)域會發(fā)生破損泄漏。通過在焊縫外部安裝封堵組件，能有效預(yù)防、封堵和遏制破損焊縫的進一步泄漏。本文針對該組件的結(jié)構(gòu)特點，分析關(guān)鍵零件的受力情況，利用有限元軟件驗證該組件的封堵效果。結(jié)果表明，該組件能有效降低焊縫區(qū)域的應(yīng)力水平。同時，通過對比分析預(yù)緊力、配合面角度和摩擦系數(shù)等因素對焊縫應(yīng)力水平的影響趨勢，得出了各因素的影響關(guān)系曲線和最佳參數(shù)。所分析數(shù)據(jù)可應(yīng)用于結(jié)構(gòu)設(shè)計、加工制造和裝配工藝，使該組件達到最佳的封堵效果。

關(guān)鍵詞：控制棒驅(qū)動機構(gòu)；Canopy焊縫；封堵；防漏

控制棒驅(qū)動機構(gòu)（CRDM）是反應(yīng)堆控制和保護系統(tǒng)極為重要的伺服機構(gòu)，具有實現(xiàn)反應(yīng)堆啟動、提升功率、保持功率、負荷跟蹤、正常停堆和緊急事故停堆的安全功能。CRDM安裝在反應(yīng)堆壓力容器頂蓋CRDM管座上面［1］，它的耐壓殼部件和壓力容器頂蓋CRDM管座之間采用梯型螺紋和Canopy密封焊縫相連接，耐壓殼是反應(yīng)堆壓力邊界的一部分，其密封焊縫缺陷和破損將導(dǎo)致帶有放射性的反應(yīng)堆一次側(cè)冷卻劑泄漏。國內(nèi)外曾多次發(fā)生CRDM密封焊縫泄漏事故［2－5］，并導(dǎo)致反應(yīng)堆非正常停堆和大修時間延長，對反應(yīng)堆安全造成重大危害并帶來嚴重經(jīng)濟損失。

本文針對CRDM下部Canopy焊縫可能發(fā)生破損泄漏事故的問題，設(shè)計一種通過斜面徑向和周向均勻加力的焊縫泄漏封堵和預(yù)防專用組件，并對專用組件的結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)進行分析和研究。

1　結(jié)構(gòu)設(shè)計

Canopy焊縫封堵組件由密封件、密封件托盤、上法蘭、下法蘭及緊固件（螺栓、螺母和墊片）等組成（圖1）。上法蘭置于CRDM耐壓殼的臺肩上，通過螺栓與下法蘭連接緊固。密封件與Canopy焊縫外表面接觸，當下法蘭受到螺栓向上的預(yù)緊拉力后，會帶動密封件托盤向上壓緊，同時密封件托盤帶動密封件向上壓緊。密封件與Canopy焊縫外表面壓緊后，即起到封堵的作用。為了取得較好的封堵效果，密封件采用柔性材料，在壓緊后，密封件表面與焊縫表面能全面有效地貼合。

圖1　 Canopy焊縫封堵組件Fig．1 Canopy welding plugging assembly

另外，將該組件安裝到未泄漏的CRDM下部Canopy焊縫上，能有效地平衡或減小由內(nèi)壓力引起的拉應(yīng)力，從而起到預(yù)防焊縫由于應(yīng)力腐蝕產(chǎn)生泄漏的作用。

為便于安裝，下法蘭內(nèi)徑大于CRDM耐壓殼外徑，密封件托盤和密封件均為兩個半環(huán)形狀，該組件的安裝程序如下：

1）從棒行程套管頂部裝入下法蘭零件，向下滑動直至下法蘭低于CRDM下部Canopy焊縫；

2）將密封件托盤和密封件裝入下法蘭內(nèi)孔中，將螺栓擰到下法蘭上；

3）從棒行程套管頂部裝入上法蘭零件，向下滑動直至CRDM密封殼下部臺肩位置；

4）旋入螺母并擰緊，要求具有一定的預(yù)緊力。

2　關(guān)鍵零件受力分析

Canopy焊縫封堵組件的工作原理是：通過一套施加預(yù)緊載荷的夾具，在焊縫的外表面施加載荷，使焊縫內(nèi)外表面受力平衡，從而預(yù)防裂紋的形成或擴展。

如圖2所示，焊縫外表面為圓弧面，為了使其受力更均勻，密封件應(yīng)同時受到軸向和徑向的擠壓力，而因現(xiàn)場空間條件的限制，不便在該組件上直接施加徑向預(yù)緊力，僅能加載軸向預(yù)緊力。如果只有軸向力直接加載在焊縫底部，管座部分的焊縫根部（圖中A區(qū)域）將產(chǎn)生應(yīng)力集中，不利于焊縫區(qū)域的應(yīng)力平衡。

圖2　 Canopy焊縫截面尺寸Fig．2 Canopy welding profile dimension

因此，在該組件的優(yōu)化設(shè)計中，利用斜面將軸向的預(yù)緊力F1轉(zhuǎn)換為斜向的擠壓力F2（圖3），進而分解為軸向和徑向兩個方向的預(yù)緊力。另外，因零件接觸表面是不光滑的，斜面上存在摩擦力F5，分解為軸向和徑向兩個分力F6和F7。

圖3　 配合斜面受力分析Fig．3 Force analysis of contact surface

為使焊縫外表面受力均勻，水平力與垂直力的比值應(yīng)盡量與焊縫輪廓尺寸一致，而因焊縫截面輪廓及焊縫壁厚是不規(guī)則的（圖2），所以通過理論方法不易確定其準確比例關(guān)系，從圖2可看出，焊縫水平受力面高度與垂直受力面寬度之比為2，但考慮到焊縫水平受力面壁較厚，可初步確定水平力與垂直力的比值在1～2之間為合理取值范圍。

如圖3所示，配合斜面受到的水平合力為：

其中，μ為配合斜面的摩擦系數(shù)。

配合斜面受到的垂直合力為：

則水平合力與垂直合力之比為：

圖4　 力－角度－摩擦系數(shù)關(guān)系曲線Fig．4 Force－angle－friction coefficient curve

對應(yīng)不同的摩擦系數(shù)，水平合力與垂直合力之比和斜面角度的關(guān)系如圖4所示。由圖4可知，斜面角度一定時，斜面摩擦系數(shù)越大，水平合力與垂直合力之比越??；摩擦系數(shù)一定時，斜面角度越大，水平合力與垂直合力之比越??；隨角度的增大，摩擦系數(shù)對水平合力與垂直合力之比的影響越來越小。根據(jù)前文所述的合理比值1～2，從理論上可確定角度和摩擦系數(shù)的最佳取值范圍，如圖4所示。

3　影響因素及分析

Canopy焊縫封堵組件接觸面較多，且各零件之間相對滑動自由度較大，上述理論分析僅針對關(guān)鍵接觸面分析角度和摩擦系數(shù)的預(yù)估最佳范圍，未考慮其他零件和接觸面之間的相互作用。為了更全面地驗證預(yù)緊力、配合斜面角度和摩擦系數(shù)之間的關(guān)系和影響力，研究了Canopy焊縫封堵組件的性能和效果，利用有限元軟件對該組件進行進一步的分析和驗證。

首先，建立Canopy焊縫局部模型（圖5），在15．5MPa的壓力載荷下，分析模型的應(yīng)力分布狀況，設(shè)置5條路徑，監(jiān)測關(guān)鍵截面上的應(yīng)力強度。其中，路徑1代表耐壓殼坡口根部區(qū)域，路徑2、3代表焊縫熔融邊界區(qū)域，路徑4代表焊縫圓弧中部區(qū)域，路徑5代表管座坡口根部區(qū)域。分析結(jié)果如圖6所示，5條路徑上的平均應(yīng)力強度為67．9～105．9 MPa，總體平均均值為80．78MPa。然后，分別建立不同配合斜面角度的Canopy焊縫封堵組件模型，施加一系列預(yù)緊力載荷，設(shè)置不同接觸面摩擦系數(shù)，分析其對焊縫應(yīng)力水平的影響趨勢。

圖5　 Canopy焊縫局部模型Fig．5 Canopy welding local model

圖6　 Canopy焊縫應(yīng)力分析結(jié)果Fig．6 Canopy welding stress analysis result

3．1 預(yù)緊力

采用配合斜面角度為20°的Canopy焊縫封堵組件三維模型，各零件間預(yù)設(shè)機加工間隙0．1mm，設(shè)置各接觸面摩擦系數(shù)均為0．1，分別施加10～200kN、間隔10kN的一系列預(yù)緊力，模型及載荷如圖7、8所示。

圖7　 Canopy焊縫模型約束及載荷Fig．7 Canopy welding model and load

圖8　 Canopy焊縫模型網(wǎng)格Fig．8 Canopy welding model mesh

經(jīng)分析，各路徑應(yīng)力強度與預(yù)緊力的關(guān)系曲線（圖9）均呈拋物線狀。隨著預(yù)緊力的逐漸增大，路徑5的應(yīng)力強度首先達到最小值16．9MPa（預(yù)緊力為90kN），路徑1的應(yīng)力強度最后達到最小值17．4MPa（預(yù)緊力為140kN）。預(yù)緊力為100kN時，各路徑的應(yīng)力強度分別為23．2、24．1、26．4、19．8、19．7MPa，應(yīng)力強度較低且分布較均勻。

圖9　 各路徑應(yīng)力強度－預(yù)緊力關(guān)系曲線Fig．9 Path stress intensity vs pretightening force

5條路徑應(yīng)力強度平均值與預(yù)緊力的關(guān)系曲線示于圖10，預(yù)緊力為100kN時，應(yīng)力強度平均值達到最小值22．6MPa，焊縫內(nèi)外表面達到最佳壓力平衡狀態(tài)。

圖10　 應(yīng)力強度平均值－預(yù)緊力關(guān)系曲線Fig．10 Stress intensity average value vs pretightening force

以路徑2為例，對單條路徑上內(nèi)外表面的應(yīng)力變化趨勢進一步研究。在路徑2上由內(nèi)至外設(shè)置20個點，分別計算60、90和120kN所對應(yīng)各點的應(yīng)力強度，結(jié)果如圖11所示。預(yù)緊力為60kN時，焊縫內(nèi)表面應(yīng)力強度小于外表面應(yīng)力強度，預(yù)緊力為90kN時，焊縫內(nèi)表面應(yīng)力強度與外表面應(yīng)力強度基本持平，當預(yù)緊力增大到120kN時，焊縫內(nèi)表面應(yīng)力強度大于外表面應(yīng)力強度。由此可見，隨著預(yù)緊力的增大，焊縫內(nèi)外表面的應(yīng)力分布發(fā)生了實質(zhì)性的變化。

圖11　 路徑2的應(yīng)力強度曲線Fig．11 Stress intensity curve of path 2

在組件安裝過程中，通過加載適中的預(yù)緊力，使焊縫截面上的應(yīng)力分布均勻，從而起到預(yù)防裂紋形成或擴展的作用。

3．2 配合斜面角度

分別建立配合斜面角度為10°、20°、30°、45°和60°的模型，設(shè)置各接觸面摩擦系數(shù)均為0．1，分別施加10～350kN的預(yù)緊力。分析結(jié)果如圖12所示，可從3個方面概括斜面角度與焊縫應(yīng)力強度之間的關(guān)系。

圖12　 不同配合斜面角度下預(yù)緊力和焊縫應(yīng)力強度的關(guān)系Fig．12 Pretightening force vs stress intensity under different contact surface angles

1）焊縫應(yīng)力強度對預(yù)緊力的敏感性。隨著斜面角度的增大，拋物線越來越平緩。表明角度越小，焊縫應(yīng)力強度隨預(yù)緊力變化的反應(yīng)越敏感。

2）最佳應(yīng)力強度。斜面角度從10°變?yōu)?0°，拋物線越來越深，從30°到60°，拋物線又逐漸變淺。表明斜面角度為30°時，焊縫最佳應(yīng)力強度最小值為14．43MPa，最佳應(yīng)力強度與角度的關(guān)系曲線如圖13所示。

圖13　 最佳應(yīng)力強度和最佳預(yù)緊力與角度的關(guān)系Fig．13 Contact surface angle vs minimum stressintensity and the best pretightening force

3）最佳預(yù)緊力，即最佳應(yīng)力強度對應(yīng)的預(yù)緊力。角度為10°時，最佳預(yù)緊力為40kN，角度越大，最佳預(yù)緊力越大，最佳預(yù)緊力與角度的關(guān)系曲線如圖13所示。當角度大于30°時，最佳預(yù)緊力不再持續(xù)增大，而是維持在200kN左右。

由此可見，當摩擦系數(shù)為0．1時，最佳配合斜面角度為30°，與理論分析（圖4）基本一致，角度過大或過小時，焊縫的應(yīng)力強度均較大。只有適中的角度才能達到最佳的壓力平衡和應(yīng)力分布狀態(tài)。

圖14　 不同摩擦系數(shù)下預(yù)緊力和焊縫應(yīng)力強度的關(guān)系Fig．14 Pretightening force vs stress intensity at different friction coefficients

3．3 摩擦系數(shù)

采用配合斜面角度為20°的模型，分別設(shè)置接觸面摩擦系數(shù)為0．1～0．5，依次施加10～350kN的預(yù)緊力。分析結(jié)果如圖14所示，仍從3個方面概括斜面角度與焊縫應(yīng)力強度之間的關(guān)系。

1）焊縫應(yīng)力強度對預(yù)緊力的敏感性。隨著摩擦系數(shù)的增大，拋物線越來越平緩。表明摩擦系數(shù)越小，焊縫應(yīng)力強度隨預(yù)緊力變化的反應(yīng)越敏感。

2）最佳應(yīng)力強度。摩擦系數(shù)從0．1到0．2，拋物線變深，從0．2到0．5，拋物線又逐漸變淺。表明摩擦系數(shù)為0．2時，焊縫最佳應(yīng)力強度最小值為16．36MPa，最佳應(yīng)力強度與摩擦系數(shù)的關(guān)系曲線如圖15所示。

圖15　 最佳應(yīng)力強度和最佳預(yù)緊力與摩擦系數(shù)的關(guān)系Fig．15 Friction coefficient vs minimum stress intensity and the best pretightening force

3）最佳預(yù)緊力。摩擦系數(shù)為0．1時，最佳預(yù)緊力為100kN，摩擦系數(shù)越大，最佳預(yù)緊力越大，最佳預(yù)緊力與摩擦系數(shù)的關(guān)系曲線如圖15所示。當摩擦系數(shù)大于0．3時，最佳預(yù)緊力不再持續(xù)增大，而是維持在280kN左右。

由此可見，當配合斜面角度為20°時，最佳摩擦系數(shù)為0．2，摩擦系數(shù)過大或過小時，焊縫的應(yīng)力強度均較大。結(jié)合斜面設(shè)計角度，通過機加和潤滑等措施，使零件間摩擦系數(shù)控制在適中的水平，從而使焊縫達到最佳的壓力平衡和應(yīng)力分布狀態(tài)。

3．4 其他分析

為取得良好的封堵效果，密封件應(yīng)與焊縫外表面緊密貼合，因此密封件應(yīng)采用柔性材料。材料的選擇應(yīng)既能夠滿足緊密貼合的要求，又不會發(fā)生嚴重的塑性變形，在此基礎(chǔ)上研究材料的彈性模量對焊縫應(yīng)力強度的影響。以石墨為例，材料彈性模量范圍為3～30GPa，該范圍彈性模量遠小于焊縫材料（奧氏體不銹鋼）的彈性模量172GPa。采用配合斜面角度為30°的模型，設(shè)置接觸面摩擦系數(shù)為0．1，分別設(shè)置密封件彈性模量為3～30GPa，分析結(jié)果如圖16所示。彈性模量從3GPa增至30GPa，焊縫應(yīng)力強度隨彈性模量變化較小，維持在14 MPa左右。因此，密封件材料只要滿足其緊密貼合、不發(fā)生嚴重塑性變形的功能要求，其彈性模量對焊縫應(yīng)力強度影響較小。

圖16　 焊縫應(yīng)力強度和材料彈性模量的關(guān)系Fig．16 Welding stress intensity vs material Young’s modulus

圖17　 組件俯視圖及路徑設(shè)置Fig．17 Assembly top view and path setting

密封件和密封件托盤均是半環(huán)結(jié)構(gòu)，通過預(yù)緊力徑向壓緊后，半環(huán)之間仍存在一定間隙，在該間隙處，焊縫外表面無密封件貼合，其應(yīng)力強度與有密封件貼合的部位可能存在差異。通過在模型的0°和90°方向分別設(shè)置監(jiān)測路徑（圖17），研究兩個方向焊縫應(yīng)力強度的差異性。采用配合斜面角度為20°模型，設(shè)置摩擦系數(shù)為0．1，分析結(jié)果如圖18所示。兩個方向的最佳預(yù)緊力一致，應(yīng)力強度差值最大為5．8MPa。因此盡管90°方向的焊縫外部沒有密封件貼合，其應(yīng)力強度仍較低，與0°方向差異性較小。

圖18　 0°和90°方向應(yīng)力強度Fig．18 Stress intensities of 0°and 90°

4　結(jié)論

通過以上設(shè)計分析可得出以下結(jié)論：

1）Canopy焊縫封堵組件能有效改善焊縫區(qū)域的應(yīng)力強度和應(yīng)力分布狀況。

2）Canopy焊縫封堵組件的工作效果受預(yù)緊力、配合斜面角度、摩擦系數(shù)等因素的影響。各因素對焊縫應(yīng)力強度的影響曲線大致呈拋物線狀。

3）當摩擦系數(shù)為0．1～0．4、斜面角度為10°～30°時，通過施加適中的預(yù)緊力，焊縫平均應(yīng)力強度和應(yīng)力分布水平比較理想。

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Design and Analysis of Control Rod Drive Mechanism Lower Canopy Welding Plugging Assembly

SUN Zhen－guo，LI Yue－zhong，ZHAO Mao－mao，RAN Xiao－bing，DAI Chang－nian，LIU Sen（China Nuclear Power Engineering Co．，Ltd．，Shenzhen518124，China）

Abstract：Control rod drive mechanism（CRDM）lower Canopy welding zone could leak under the influence of certain factors in some pressurized water reactors．The plugging assembly mounted on the welding externally can prevent and seal the leakage．According to the structure characteristics of the components，the stress conditions of key components were analyzed and the plugging effect of the assembly was verified by using the finite element software．The results show that the component can effectively reduce the stress of welding zone．At the same time，the stress level trends due to different pre－tightening forces，contact surface angle and friction were analyzed，so that the relationship curves and the optimum parameters were educed．The analysis data can be applied to the structure design，manufacture and assembly process，for making the component to achieve the best effect of plugging．

Key words：control rod drive mechanism；Canopy welding；plugging；leakage prevention

作者簡介：孫振國（1985—），男，山東東營人，工程師，機械工程專業(yè)

收稿日期：2014－04－10；修回日期：2014－06－23

doi：10．7538／yzk．2015．49．08．1445

文章編號：1000－6931（2015）08－1445－07

文獻標志碼：A

中圖分類號：TL351．5