“華龍一號”蒸汽發(fā)生器支承間隙計(jì)算研究

(中國核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)試驗(yàn)室,四川 成都 610213)

蒸汽發(fā)生器為壓水堆核電廠反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)的重要設(shè)備之一，是壓水堆核電廠一回路、二回路的邊界。蒸汽發(fā)生器支承的主要功能是：在任何工況下，支承蒸汽發(fā)生器的重量；適應(yīng)主冷卻劑系統(tǒng)溫度、壓力變化時(shí)設(shè)備的位移；在事故工況下，承受相關(guān)載荷，保護(hù)設(shè)備不受損傷[1]。

為實(shí)現(xiàn)以上功能，華龍一號核電機(jī)組ZH-65型蒸汽發(fā)生器的下部水平支承設(shè)計(jì)為帶間隙的支承結(jié)構(gòu)。該類型支承結(jié)構(gòu)為典型的非線性系統(tǒng)，支承間隙影響設(shè)備的抗震性能[2]。蒸汽發(fā)生器支承的間隙受多種因素影響，包括管路系統(tǒng)、設(shè)備和支承本身的熱膨脹和收縮，混凝土的熱膨脹和混凝土干燥收縮，運(yùn)行瞬態(tài)的設(shè)備熱位移，測量和加工誤差，以及系統(tǒng)管道布置方式[3]。蒸汽發(fā)生器支承間隙的設(shè)置，需要綜合考慮以上各因素，支承間隙過小，則無法滿足各種運(yùn)行工況下熱膨脹的需要；支承間隙過大，則會(huì)導(dǎo)致事故工況下設(shè)備受到過大沖擊，影響設(shè)備抗震性能。因此，蒸汽發(fā)生器支承間隙的合理計(jì)算、調(diào)整，十分必要。

本文對“華龍一號”核電機(jī)組ZH-65型蒸汽發(fā)生器下部水平支承間隙的計(jì)算進(jìn)行了研究，提出了熱態(tài)調(diào)整間隙、冷態(tài)安裝間隙、間隙驗(yàn)收值、最大間隙值等四種間隙的計(jì)算方法。基于上述四種間隙，給出了蒸汽發(fā)生器間隙調(diào)整的合理步驟，并通過工程實(shí)例計(jì)算，對各因素對總間隙的影響進(jìn)行了分析。

1 蒸汽發(fā)生器支承結(jié)構(gòu)

ZH-65型蒸汽發(fā)生器支承包括3部分，結(jié)構(gòu)按照RCC-M標(biāo)準(zhǔn)[4]設(shè)計(jì)。主要包括垂直支承、下部水平和上部水平支承。如圖1所示。其中下部水平支承由6個(gè)板梁焊接結(jié)構(gòu)的擋架組成，如圖2所示。

圖1 蒸汽發(fā)生器支承結(jié)構(gòu)Fig. 1 The support structure of the steam generator

圖2 蒸汽發(fā)生器下部水平支承Fig. 2 Horizontal support at thelower part of the steam generator

為適應(yīng)蒸汽發(fā)生器位移的需要，下部水平支承設(shè)計(jì)上均留有一定間隙。間隙值的設(shè)計(jì)以及間隙調(diào)整，是蒸汽發(fā)生器下部水平支承設(shè)計(jì)的關(guān)鍵內(nèi)容。

2 支承間隙的理論分析

核電廠正常運(yùn)行時(shí)，受制環(huán)境條件限制，不適宜進(jìn)行蒸汽發(fā)生器支承間隙的調(diào)整，因此需要在電廠熱態(tài)功能試驗(yàn)期間完成間隙調(diào)整。蒸汽發(fā)生器支承間隙計(jì)算的目的，是為了保證蒸汽發(fā)生器可自由位移，避免出現(xiàn)支承與設(shè)備本體干涉情況，同時(shí)將支承間隙值控制在合理可行盡量低的水平，以便支承的抗震性能滿足要求。

考慮到支承的冷態(tài)安裝、間隙調(diào)整、間隙驗(yàn)收以及系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)分析等各個(gè)過程，需要分別計(jì)算冷態(tài)安裝間隙、熱態(tài)調(diào)整間隙、間隙驗(yàn)收值、最大間隙計(jì)算值。

2.1 冷態(tài)安裝間隙理論計(jì)算

冷態(tài)安裝間隙JF用于確定蒸汽發(fā)生器下部水平支承的冷態(tài)安裝位置，可用公式(1)進(jìn)行計(jì)算。

JF=JC+Δd1+E

(1)

式中：JC——熱態(tài)調(diào)整間隙值，mm;

Δd1——冷態(tài)到熱停堆工況下的系統(tǒng)膨脹位移值，mm；

E——調(diào)整墊片的厚度，mm。

2.2 熱態(tài)調(diào)整間隙理論計(jì)算

熱態(tài)調(diào)整間隙JC確定了在熱停堆工況下，支承和設(shè)備之間所需要的間隙，該間隙值保證在最不利情況下，設(shè)備與支承之間均不會(huì)發(fā)生干涉。熱態(tài)調(diào)整間隙需要考慮所有可能使間隙減少的因素，可用公式(2)進(jìn)行計(jì)算。

JC=Δd+ΔT+ΔGC+ΔB+δ

(2)

式中：Δd——熱停堆工況到瞬態(tài)工況下系統(tǒng)膨脹使間隙減小的位移值，mm；

ΔT——測量狀態(tài)到正常運(yùn)行狀態(tài)混凝土熱膨脹導(dǎo)致的間隙減小值，mm；

ΔGC——混凝土干燥收縮導(dǎo)致的間隙減小值，mm；

ΔB——支承結(jié)構(gòu)熱膨脹導(dǎo)致的間隙減小值，mm；

δ——加工誤差，mm。

熱態(tài)調(diào)整間隙，同時(shí)用于指導(dǎo)調(diào)試是墊片的加工。調(diào)整墊片厚度可用公式(3)進(jìn)行計(jì)算。

E=Jn-JC

(3)

式中：E——調(diào)整墊片的厚度，mm；

Jn——熱態(tài)功能試驗(yàn)期間，安裝墊片狀態(tài)下測量的間隙值，mm；

JC——熱態(tài)調(diào)整間隙值，mm。

墊片厚度與熱態(tài)調(diào)整間隙的關(guān)系如圖3所示。

圖3 墊片厚度與熱態(tài)調(diào)整間隙關(guān)系圖Fig. 3 Relation between the gasketthickness and hot adjustment clearance

2.3 間隙驗(yàn)收值的理論計(jì)算

蒸汽發(fā)生器下部水平支承墊片加工并安裝完成后，在反應(yīng)堆再次升溫后，由于環(huán)境溫度的變化以及混凝土的膨脹，支承間隙可能產(chǎn)生變化，有必要對支承間隙再次驗(yàn)證確認(rèn)。間隙驗(yàn)收值(JY)即為在臨界前熱態(tài)試驗(yàn)時(shí)間隙測量的驗(yàn)收準(zhǔn)則，可用公式(4)進(jìn)行計(jì)算。

Δd+δ≤JY≤JC+ΔT1-δ

(4)

式中：Δd——熱停堆工況到瞬態(tài)工況下系統(tǒng)膨脹使間隙減小的位移值，mm；

JC——熱態(tài)調(diào)整間隙值，mm；

ΔT1——測量時(shí)混凝土的溫差導(dǎo)致間隙變大的混凝土熱膨脹值，mm；

δ——加工誤差，mm。

2.4 最大間隙的計(jì)算

支承間隙的計(jì)算，同時(shí)還需要為系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)分析提供輸入。由于間隙值越大，對于設(shè)備抗震性能越不利。因此需要計(jì)算正常運(yùn)行的可能最大間隙值?？赡艿淖畲箝g隙，可用公式(5)進(jìn)行計(jì)算。

JM=JC-Δd3+ΔT1+ΔT2+δ

(5)

式中：JC——熱態(tài)調(diào)整間隙值，mm；

Δd3——熱停堆工況到正常運(yùn)行工況使間隙減小系統(tǒng)膨脹位移值，mm；

ΔT1——測量時(shí)混凝土的溫差導(dǎo)致間隙變大的混凝土熱膨脹值，mm；

ΔT2——混凝土在整個(gè)溫度變化范圍內(nèi)導(dǎo)致間隙變大的熱膨脹值，mm；

δ——加工誤差，mm。

其中，最大間隙的計(jì)算，分別考慮了熱膨脹導(dǎo)致的間隙增加值ΔT1和ΔT2，考慮ΔT1的原因是在間隙驗(yàn)收值的上限是JC+ΔT1。考慮ΔT2的原因是,在間隙按上限驗(yàn)收后，后續(xù)正常運(yùn)行時(shí)混凝土仍可能存在溫度升高，導(dǎo)致間隙變大。

熱態(tài)調(diào)整間隙與冷態(tài)安裝間隙和最大間隙計(jì)算值的關(guān)系如圖4所示。

圖4 間隙關(guān)系圖Fig. 4 Gap relation

3 支承間隙的調(diào)整

蒸汽發(fā)生器間隙調(diào)整的目的，是通過現(xiàn)場安裝的調(diào)整墊片，在核電站熱態(tài)功能試驗(yàn)期間，對蒸汽發(fā)生器支承與設(shè)備之間的間隙進(jìn)行測量，加工調(diào)整墊片，以獲得所需要的間隙，并在電站臨界前的熱態(tài)試驗(yàn)復(fù)測間隙，確保間隙在預(yù)計(jì)的范圍之內(nèi)。

基于間隙計(jì)算的理論值，蒸汽發(fā)生器間隙調(diào)整主要過程如圖5所示。

圖5 間隙調(diào)整流程圖Fig.5 Flow chart of gap adjustment

4 支承間隙計(jì)算實(shí)例

“華龍一號”機(jī)組為三環(huán)路核電廠，其中一個(gè)環(huán)路的設(shè)備布置示意圖如圖6所示。其中RPV為反應(yīng)堆壓力容器，RCP為反應(yīng)堆冷卻劑泵，SG為蒸汽發(fā)生器。

圖6 回路設(shè)備布置示意圖Fig.6 Schematic of circuit equipment layout

圖6中B1和B2為泵對側(cè)的兩個(gè)側(cè)擋架，B3和B4為泵側(cè)的兩個(gè)側(cè)擋架，B5和B6為前擋架。考慮到反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)從熱態(tài)調(diào)試狀態(tài)，到后續(xù)正常運(yùn)行和瞬態(tài)條件下，蒸汽發(fā)生器總是遠(yuǎn)離主泵，因此在泵側(cè)的側(cè)擋架熱態(tài)調(diào)整間隙直接取0。后續(xù)所有可能是蒸汽發(fā)生器側(cè)擋間隙變小的因素，均在泵對側(cè)的側(cè)擋架間隙計(jì)算中考慮。

基于第3章所述間隙的計(jì)算方法，華龍一號機(jī)組ZH-65型蒸汽發(fā)生器下部水平支承的間隙計(jì)算值如表1所示。從表1中可知，前擋架所需要的間隙較大，而側(cè)擋架所需要的間隙較小。這是因?yàn)橹鞴艿罒岫屋^長，而主管道過渡段較短，設(shè)備主要的熱位移在主管道熱段方向。

表1 下部水平支承間隙計(jì)算結(jié)果

前擋架熱態(tài)調(diào)整間隙JC的各部分構(gòu)成如圖7所示。從圖中可知，針對前擋架，系統(tǒng)熱膨脹Δd為主要部分，占比達(dá)72%，混凝土的熱膨脹ΔT和混凝土干燥收縮ΔGc占比較小，僅為16.6%和5.6%。

圖7 前擋架熱態(tài)調(diào)整間隙各間隙構(gòu)成Fig. 7 The composition of each gap in the hotadjustment clearance of the front gear

側(cè)擋架的熱態(tài)調(diào)整間隙JC的各部分構(gòu)成如圖8所示。從圖中可知，針對側(cè)擋架，系統(tǒng)熱膨脹Δd和混凝土的熱膨脹ΔT占比接近，均在1/3左右。這是因?yàn)橹鞴艿肋^度段較短，因此混凝土的膨脹和收縮，對總間隙影響較大。

圖8 側(cè)擋架熱態(tài)調(diào)整間隙各間隙構(gòu)成Fig. 8 The composition of each clearance of the hotadjustment clearance of the side gear

5 小結(jié)

蒸汽發(fā)生器支承間隙計(jì)算和調(diào)整，是蒸汽發(fā)生器支承設(shè)計(jì)的關(guān)鍵之一。本文提出的蒸汽發(fā)生器支承的間隙計(jì)算，綜合考慮了管路系統(tǒng)、設(shè)備和支承本身的膨脹和收縮，混凝土的熱膨脹和混凝土干燥收縮等因素的影響。給出了支承間隙調(diào)整過程中4種理論間隙的計(jì)算方法，可有效指導(dǎo)支承間隙的調(diào)整。根據(jù)本文給出的間隙計(jì)算和調(diào)整方法，可使蒸汽發(fā)生器支承和設(shè)備之間獲得了合理且盡量小的間隙值，保證系統(tǒng)和設(shè)備正常運(yùn)行。