核電蒸汽發(fā)生器環(huán)縫熱處理溫度場與變形分析

□ 杜躍斐

上海電氣集團股份有限公司 中央研究院 上海 200070

1 分析背景

能源是社會和經(jīng)濟發(fā)展的基礎,是人類生活和生產的要素。從能源的供應結構來看,目前世界上消耗的能源主要來自煤、石油、天然氣等不可再生能源。為了應對日益增長的能源需求和環(huán)境保護的要求,除了積極開發(fā)太陽能、風能、潮汐能、生物質能等可再生能源外,核能是公認的唯一可實現(xiàn)大規(guī)模替代常規(guī)能源的清潔、經(jīng)濟、現(xiàn)代能源。核電作為清潔能源,同時具有無溫室氣體排放、容量大、高效穩(wěn)定、經(jīng)濟成本低、投資回報高等諸多優(yōu)點,已成為世界主要工業(yè)國能源結構的重要組成部分。

在壓水反應堆核動力裝置中,蒸汽發(fā)生器傳熱管承擔著一回路與二回路能量交換,保證一回路壓力邊界完整性的重要功能。實際運行經(jīng)驗表明,蒸汽發(fā)生器的安全可靠性對整個核電站有十分重要的影響。近年來,許多科研人員和工程技術人員開始采用先進的數(shù)值仿真技術對核電蒸發(fā)器制造過程中的力學性能進行深入研究和分析。陸軍[1]、施鈺為[2]等在蒸汽發(fā)生器的傳熱管與管板脹接方面進行研究,得到殘余接觸壓力的分布規(guī)律,以及脹接壓力與殘余接觸壓力、拉脫力、壁厚減薄率的關系。尹淼晶[3]、閆宗寶[4]、倪鵬[5]對核電蒸汽發(fā)生器、非動能換熱器的管子與管板在不同脹接工藝參數(shù)下的膨脹過程和接頭力學行為進行數(shù)值模擬,并研究了工藝確定方法。張殿濤[6]采用當量實心板理論和面積相等原則對蒸汽發(fā)生器管板模型進行簡化,求解得到蒸汽發(fā)生器管板的溫度場和應力場,并對預留膨脹縫進行了分析研究。此外,孫志遠[7]、王威[8]、馬賀賀[9]、黃天力[10]等也在蒸發(fā)器的制造與熱處理工藝等領域開展了研究工作。

筆者采用有限元方法對核電蒸汽發(fā)生器環(huán)縫熱處理的溫度場及變形規(guī)律進行研究。核電蒸汽發(fā)生器尺寸較大且結構復雜,其上部與下部環(huán)縫熱處理為制造過程的關鍵環(huán)節(jié)。在CAP1000核電蒸汽發(fā)生器總裝環(huán)縫局部消除應力熱處理過程中,由于U形管的壁厚較薄,與支撐板的間隙很小,各部件熱膨脹不均勻,會導致支撐板暫時傾斜,進而在U形管的局部部位形成永久塑性變形。筆者通過對整個熱處理過程進行溫度場分析,獲得消除局部應力熱處理過程中二次側溫度場的分布情況,以及各組件的溫度變化與變形規(guī)律。通過調整邊界條件,觀測溫度場改變情況,以控制管束組件的熱膨脹變形,為建立防止永久塑性變形的控制系統(tǒng)提供數(shù)據(jù)支持。

2 溫度場理論

核電蒸汽發(fā)生器的傳熱過程滿足能量守恒和傅里葉熱傳導定律,即導熱微分方程。在直角坐標系下,根據(jù)傳熱學基本理論,三維熱傳導方程為:

(1)

求解上述偏微分方程,需要給定邊界條件,針對不同的對象,熱分析過程中的邊界條件可以分為三類。

第一類邊界條件為給定物體邊界上任何時刻的溫度分布,方程式為:

Tboundary=f1(x,y,z)

(2)

式中:Tboundary為物體邊界上的溫度;f1(x,y,z)為溫度值直角坐標函數(shù)。

第二類邊界條件為給定物體邊界條件上任何時刻的熱流密度,方程式為:

(3)

第三類邊界條件為給定物體邊界與周圍環(huán)境流體間的對流換熱系數(shù)及流體溫度,方程式為:

(4)

式中:h為對流換熱系數(shù);tw為物體表面溫度;tf為周圍環(huán)境溫度。

3 有限元建模

3.1 幾何模型處理

CAP1000核電蒸汽發(fā)生器三維模型如圖1所示。筆者基于二維圖紙對各部件進行三維簡化建模,為便于網(wǎng)格劃分與計算,除去螺栓孔、倒角,以及不必要的細小結構。

圖1 CAP1000核電蒸汽發(fā)生器三維模型

下部筒體支承組件由支撐板和拉桿組成。為便于進行仿真計算,對下部筒體支承組件進行簡化處理,得到等效三維模型,如圖2所示。

圖2 下部筒體支承組件等效三維模型

3.2 網(wǎng)格劃分

采用Hypermesh前處理軟件對核電蒸汽發(fā)生器下部筒體等效三維模型進行有限元網(wǎng)格劃分,溫度場分析采用solid70溫度單元,變形分析采用Solid185結構單元。在網(wǎng)格劃分過程中,對下部筒體接合面處的節(jié)點進行合并處理,以便于后續(xù)溫度場計算。對于變形分析網(wǎng)格模型,建立對應接合面處的各節(jié)點集,根據(jù)實際物理工況處理接合面的接觸方式。管板部件有限元網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖3 管板部件有限元網(wǎng)格模型

3.3 參數(shù)設置

為了保證仿真的準確性,考慮溫度對材料性能的影響,且管板和支承板的密度、泊松比保持不變。管板密度為7 750 kg/m3,泊松比為0.49。支承板密度為7 750 kg/m3,泊松比為0.37。管板和支承板其它參數(shù)在25～600 ℃間隨溫度的變化情況分別見表1、表2。

表1 管板參數(shù)隨溫度變化情況

表2 支承板參數(shù)隨溫度變化情況

為有效減小計算量,提高計算效率,根據(jù)核電蒸汽發(fā)生器下部筒體的結構特點,取1/2模型進行溫度場及變形計算。采用結構傳熱的方式對核電蒸汽發(fā)生器下部筒體進行溫度場分析時,完成材料參數(shù)添加,并添加對應的對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。由于核電蒸汽發(fā)生器下部環(huán)縫熱處理時,各支承板間艙室內在冷熱風機作用下為空氣強制對流情況,因此對流換熱系數(shù)的取值范圍為20～100 W/(m2·K)。環(huán)境溫度可以根據(jù)試驗得到的各測點對應時刻空氣溫度進行添加,并在下部筒體模型的剖分面上添加對稱邊界條件。所添加的下部筒體環(huán)境溫度與對流換熱如圖4所示。

圖4 下部筒體環(huán)境溫度與對流換熱

4 仿真結果分析

4.1 溫度場

首先進行熱處理過程中的瞬態(tài)溫度場計算,模型中的溫度載荷按照環(huán)縫各時刻的實測值進行添加。經(jīng)計算后獲得熱處理過程中核電蒸汽發(fā)生器下部筒體的溫度場情況,下部筒體典型時刻溫度場如圖5所示。由圖5可以看出,管板溫度從環(huán)縫處到中心位置逐漸降低,隨著熱處理時間的推移,環(huán)縫溫度與中心溫度間的梯度逐漸減小。對于管板而言,環(huán)縫處溫度始終最高,中心溫度始終最低,這是由艙室內部熱空氣對流傳熱和拉桿熱傳導導致的。

圖5 下部筒體典型時刻溫度場

為了進一步驗證溫度仿真的準確性,在模型中提取測點位置的仿真值,并與實測結果進行對比,如圖6所示。由圖6可以看出,測點溫度仿真值與實測值變化趨勢一致,溫度最高值對應的時刻基本相同,對應時刻溫度偏差小于5%,符合工程分析的精度要求,說明有限元分析模型與研究對象的實際物理情況基本一致。

圖6 溫度仿真與實測對比

4.2 變形

在完成瞬態(tài)溫度場計算的基礎上,采用間接耦合方法,將熱處理過程中不同時刻的溫度計算結果輸入變形有限元分析模型,對核電蒸汽發(fā)生器下部筒體的變形進行計算。下部筒體典型時刻變形分布如圖7所示。

圖7 下部筒體典型時刻變形分布

下部筒體環(huán)縫熱處理過程中,最大偏轉角度位于第十級支承板圓心到90°測點半徑上,并非90°角位移試驗測點上。支承板軸向變形在升溫階段逐漸變大,保溫結束后的降溫階段出現(xiàn)最大變形,對應偏轉角度為-0.53°,之后逐漸減小。

5 結束語

筆者采用有限元方法,對CAP1000核電蒸汽發(fā)生器換熱處理工藝過程進行溫度場與變形分析,獲得了溫度場情況及變形規(guī)律。對下部筒體溫度進行仿真與實測結果對比,確認兩者基本一致,符合工程分析的精度要求。

分析結果為核電蒸汽發(fā)生器熱工藝過程提供了理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支持,還可以拓展至熱處理過程中風機冷卻的控制系統(tǒng)方案設計。