周劭翀

（上海核工程研究設(shè)計院 上海 200233）

核電站用DN350爆破閥剪切蓋的動力學分析

周劭翀

（上海核工程研究設(shè)計院 上海 200233）

第3代非能動核電站中引入了DN350爆破閥。 爆破閥設(shè)計中需要計算開閥所需的活塞動能，以確定合適的火藥量。使用LS-DYNA程序?qū)钊矒羟袛嗉羟猩w端板過程進行動態(tài)仿真計算。計算中建立多部件模型，材料模型考慮應(yīng)變率影響及失效，應(yīng)用動態(tài)松弛加載內(nèi)壓和螺釘預緊力，建立緩沖組件的等價材料模型，并合理設(shè)置接觸。計算得到動能，速度和閥體載荷等結(jié)果?；钊俣扰c試驗結(jié)果吻合較好。計算方法和模型可用于閥門結(jié)構(gòu)的設(shè)計及定型。

爆破閥，動力學，LS-DYNA，彈塑性

在第3代非能動核電站中，DN350爆破閥應(yīng)用于第4級自動卸壓系統(tǒng)[1]。爆破閥用一體加工成型的剪切蓋封住了主回路的壓力邊界，閥門的開啟通過活塞撞擊切斷剪切蓋端板實現(xiàn)。

DN350爆破閥結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

其工作原理是，當起爆裝置收到閥門開啟信號后引爆藥筒中的火藥，火藥燃燒驅(qū)動活塞向下運動，沖擊切斷剪切蓋端板開啟閥門。落下的剪切蓋端板繞著下蓋的軸旋轉(zhuǎn)至水平位置，而活塞下方的緩沖組件則用于吸收活塞剩余能量。

爆破閥設(shè)計中，如何匹配好結(jié)構(gòu)設(shè)計和火藥量是關(guān)鍵技術(shù)之一。首先，將活塞末端速度作為初始條件，對活塞切斷剪切蓋的過程作力學計算，以確定合適的且足夠大的活塞末端速度。隨后再利用內(nèi)彈道學理論計算需要的火藥量[2]。因此，爆破閥剪切蓋的動力學分析在設(shè)計過程中是一項重要的工作。

1 剪切蓋端板切斷過程動力學仿真計算方法

本文采用顯式動力學有限元程序LS-DYNA對活塞切斷剪切蓋的過程進行動力學仿真分析。LS-DYNA采用顯示時間積分方法，非常適合于此類非線性問題的求解。利用對稱性，取半邊的結(jié)構(gòu)作為分析對象，約束對稱面上節(jié)點的法向位移。計算模型詳見圖2。在剪切蓋發(fā)生斷裂的部分，劃分較細的網(wǎng)格，以得到較準確的結(jié)果。

1.1材料模型

剪切蓋的材料為INCONEL 690合金鋼。由于涉及到中高速撞擊，需要考慮應(yīng)變率的影響。在計算中采用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_ PLASTICITY材料卡手工輸入材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[3]，單元破壞準則取塑性應(yīng)變達到0.8。INCONEL 690合金的應(yīng)力-應(yīng)變曲線通過試驗和分析獲得[4]，相應(yīng)的應(yīng)變率范圍從0.001至50000 s?1，各應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖3，不考慮溫度對其的影響。剪切蓋材料的失效準則取為失效塑性應(yīng)變達到0.8，失效應(yīng)變受應(yīng)變率的影響相對較小。其他部件的材料，如活塞、上蓋和下蓋等，用*MAT_PLASTIC_ KINEMATIC材料模型，給出屈服強度和和切線模量來定義。

圖2 有限元網(wǎng)格Fig.2 FEM mesh.

圖3 材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Material stress-strain curve.

1.2內(nèi)壓和螺釘預緊力

DN350爆破閥開啟前系統(tǒng)內(nèi)壓為1.28 MPa。因此內(nèi)壓引起的剪切蓋斷裂處的預應(yīng)力對切斷剪切蓋端板本身影響很小。但是為了能夠仿真端板落下后的翻轉(zhuǎn)過程，在剪切蓋內(nèi)壁面上加上了內(nèi)壓。同時，用*INITIAL_STRESS_SECTION考慮了上下蓋間的螺釘預緊力。用LS-DYNA的動態(tài)松弛方法對內(nèi)壓和螺釘預緊力等持續(xù)載荷作用下的結(jié)構(gòu)進行應(yīng)力初始化。施加靜態(tài)內(nèi)壓載荷的剪切蓋的Von-mises應(yīng)力云圖見圖4。

圖4 剪切蓋內(nèi)壓作用下的等效應(yīng)力Fig.4 Von-mises stress of the shear cap under inner pressure loading.

1.3活塞緩沖組件的等效建模

安裝在活塞底部的緩沖組件由均布的豎直鋼管組成，見圖1所示。由于緩沖鋼管相對于活塞而言尺寸較小，若對其完整建模計算，計算代價較大。故采用建立等價材料模型的方法考慮緩沖組件的作用。取單個緩沖管，固定下表面，通過*BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION使上表面按一定速度向下運動，材料為結(jié)構(gòu)鋼，計算出邊界反作用力，計算模型示意圖見圖5。將鋼管的高度和邊界反作用力折算為應(yīng)力和應(yīng)變，作為*MAT_CRUSHABLE_FOAM材料模型所需的材料特性，并建立均質(zhì)等效緩沖組件模型，詳見圖2。

由于緩沖組件等效材料的彈性模量較小，相較于其他材料較軟，因此設(shè)置接觸時必須用SOFT=2選項，并調(diào)整好接觸剛度，以避免產(chǎn)生不合理的變形或穿透。

圖5 單個緩沖管計算模型Fig.5 Single crush tube model.

2 動力學仿真的計算結(jié)果和分析

取活塞接觸剪切蓋前的速度作為計算的初始條件，計算各個部件的速度和動能以及作用于閥體上的接觸力等結(jié)果。

當初始條件取活塞速度為20 m/s時，剪切蓋能夠被順利切斷。圖6是系統(tǒng)的動能曲線和閥體的接觸力曲線。動能曲線上的A點之前，活塞處于切斷剪切蓋端板的過程，動能快速減小，而在閥體接觸力曲線上對應(yīng)的D點處，達到峰值。動能曲線上A點至B點，接觸力曲線上F點至H點，是活塞剪切完成后的緩沖減速階段。注意接觸力曲線的G點，存在一個反向的力，即作用于閥體的力向上，這是由于剪切蓋在端板被切斷后由于彈性恢復力向上回彈而產(chǎn)生的力。在12 ms時，落下的剪切蓋端板，連同夾緊的上下蓋，落至最低位置，與閥體碰撞，對應(yīng)動能曲線上的C點和接觸力曲線上的I點。

圖6 活塞速度20 m/s的計算結(jié)果 (a) 系統(tǒng)總動能；(b) 閥體接觸力Fig.6 Results with piston velocity under 20 m/s. (a) total kinetic energy; (b) valve body reaction force

圖7 不同活塞初始速度的計算結(jié)果比較 (a) 活塞動能；(b) 閥體接觸力Fig.7 Result comparison with various piston initial velocity. (a) piston kinetic energy; (b) valve body reaction force

以下研究不同初始條件下的計算結(jié)果，計算中去除了緩沖組件。圖7顯示了活塞動能和閥體接觸力曲線。在0.6 ms之前的剪切過程中，作用于閥體的接觸力曲線幾乎重合，這表明不同活塞初始速度對閥體的接觸力峰值影響不大。隨后過程中，較大的活塞速度使得剪切蓋更快地完全斷裂，活塞初速度25 m/s下0.8 ms時已切斷剪切蓋，而其他初始條件下1.4 ms左右才完成切斷過程?；钊跛俣?5 m/s下，最終剪切蓋沒能被切斷，活塞被向上反彈，剩余動能也接近于0。活塞初速度20 m/s下，最終剩余動能約為初始總動能的9%，而活塞初速度25 m/s下，最終剩余動能約為初始總動能的16%。

3 仿真計算與試驗的結(jié)果比較

對DN350爆破閥樣機進行了開閥功能性試驗，并通過光纖傳感器測得活塞速度。根據(jù)采集到的試驗數(shù)據(jù)，活塞撞擊剪切蓋前的速度為22.2 m/s，將其作為初始條件進行LS-DYNA仿真計算，并將計算得到的活塞速度與試驗結(jié)果比較，見圖8。圖中黑線為計算結(jié)果，其余四條曲線為4個傳感器測得的結(jié)果，計算結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合，這說明計算所用的方法和使用的材料參數(shù)都是合適的。

圖8 活塞速度Fig.8 Piston velocity.

4 總結(jié)

本文用顯式動力學有限元程序LS-DYNA對DN350爆破閥剪切蓋作了動力學分析，主要為了確定合適的閥門撞擊速度。在對計算中起重要作用的材料模型方面，本文采用了與應(yīng)變率相關(guān)的彈塑性材料模型，并考慮材料失效；內(nèi)壓和螺釘預緊力用動態(tài)松弛方法加載；合理設(shè)置了多個部件之間的接觸。同時，還對活塞緩沖組件的建模方法進行了研究，建立了合適的等效材料模型。計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，說明計算方法、計算模型和參數(shù)選取是合適的。

通過計算，得到了活塞速度、動能、閥體接觸力等計算結(jié)果。結(jié)果表明：活塞初始速度超過20 m/s，有較大余量成功切斷剪切蓋端板。且活塞的初始速度對閥體接觸力最大值影響不大。

1 林誠格. 非能動安全先進核電廠AP1000[M]. 北京: 原子能出版社, 2008: 148–170 LIN Chengge. Advanced passive nuclear plant AP1000[M]. Beijing: Atomic Energy Press, 2008: 148–170

2 郭新朋, 趙俊利, 王建平, 等. 基于MATLAB的槍炮內(nèi)彈道程序設(shè)計及仿真[J]. 科技信息. 2011, (18): 104–105 GUO Xinpeng, ZHAO Junli, WANG Jianping, et al.Program design and simulation for ballistic analysis based on Matlab[J]. Science & Technology Information, 2011, (18): 104–105

3 趙海鷗. LS-DYNA動力分析指南[M]. 北京: 兵器工業(yè)出版社, 2003: 29–32 ZHAO Haiou. LS-DYNA Dynamic analysis guide[M]. Beijing: Enginery Industry Press, 2003: 29–32

4 Lee W S, Liu C Y, Sun T N. Deformation behavior of Inconel 690 super alloy evaluated by impact test[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 153/154: 219–225

Dynamic analysis of the DN350 squib valve shear cap

ZHOU Shaochong
(Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute, Shanghai 200233, China)

Background: DN350 squib valve is introduced into the third generation passive nuclear power plant. Purpose: In squib valve design, the required piston kinetic energy for valve opening is need to be calculated, and used to determine the right propellant quantity. Methods: LS-DYNA is used for the dynamic simulation of the piston impacting the shear cap. A multi-parts FEM model is created for calculation. The effects of strain rate and failure criteria are considered in the material models. Dynamic relaxation method is used to apply inner pressure and screw pre-tension loads. An equivalent material model for the crush tube assembly is set up with appropriate contact algorithm applied. Results: Calculation results such as kinetic energy, velocity and valve body loads are obtained. The calculated piston velocity is in good agreement with the test data. Conclusions: The simulation methods and models can be applied in valve structure design and type approval.

Squib valve, Dynamic, LS-DYNA, Elasto-plastic

TH134，O39，TL421+.1

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040668

周劭翀，男，1984年出生，2009年畢業(yè)于復旦大學，工程力學專業(yè)，碩士研究生，工程師

2012-10-31，

2013-01-14

CLC TH134, O39, TL421+.1