高永建 賀寅彪 曹 明 沈 睿 陶宏新

（上海核工程研究設(shè)計(jì)院 上海 200233）

反應(yīng)堆壓力容器堆芯支承塊及附近下封頭應(yīng)力分析和評(píng)定

高永建 賀寅彪 曹 明 沈 睿 陶宏新

（上海核工程研究設(shè)計(jì)院 上海 200233）

堆芯支承塊用以限制堆芯吊籃的周向轉(zhuǎn)動(dòng)，其結(jié)構(gòu)完整性影響反應(yīng)堆的安全運(yùn)行。為保證堆芯支承塊的結(jié)構(gòu)完整性，本文建立CAP1000反應(yīng)堆壓力容器下封頭、堆芯支承塊及部分筒體的三維有限元模型，進(jìn)行熱分析、結(jié)構(gòu)分析、疲勞分析及斷裂分析，并根據(jù)ASME B&PVC-III-NB-3200和ASME B&PVC- III-1附錄G的相關(guān)規(guī)定對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行評(píng)定。結(jié)果表明，堆芯支承塊及附近下封頭滿足上述規(guī)范的相關(guān)要求。本文所采用的分析方法可應(yīng)用于百萬級(jí)以上核電廠反應(yīng)堆壓力容器的堆芯支承塊的分析。

反應(yīng)堆壓力容器，堆芯支承塊，結(jié)構(gòu)分析，疲勞分析，斷裂分析

反應(yīng)堆壓力容器（以下簡(jiǎn)稱壓力容器）是核電廠一回路反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)中的重要設(shè)備之一，與系統(tǒng)的其它設(shè)備一起構(gòu)成一回路承壓邊界，同時(shí)也是防止放射性物質(zhì)釋放的第二道屏障。壓力容器在高溫、高壓和高強(qiáng)度輻射劑量下運(yùn)行，為核安全一級(jí)設(shè)備[1]。

堆芯支承塊（以下簡(jiǎn)稱支承塊）位于壓力容器下封頭過渡段處，周向均布，共4處。支承塊的功能是限制堆芯吊籃的周向轉(zhuǎn)動(dòng)，保證反應(yīng)堆正常運(yùn)行期間堆芯不產(chǎn)生過大的振動(dòng)。

本文利用ANSYS有限元軟件建立CAP1000壓力容器下封頭、支承塊及部分筒體的三維有限元模型，進(jìn)行熱分析、結(jié)構(gòu)分析、疲勞分析及斷裂分析，根據(jù)ASME B&PVC-III-NB-3200[2]和ASME B&PVC-III-1附錄G[3]的相關(guān)規(guī)定對(duì)計(jì)算結(jié)果評(píng)定，評(píng)定表明支承塊及附近下封頭滿足上述規(guī)范的相關(guān)要求。

1 載荷、載荷組合與應(yīng)力限值

1.1載荷及載荷組合

作用于支承塊的載荷包括：自重、內(nèi)壓載荷、機(jī)械載荷、瞬態(tài)壓力和溫度載荷。由于支承塊處于堆芯吊籃和壓力容器的交界部位（見圖1），機(jī)械載荷具有多樣且復(fù)雜的特點(diǎn)，詳見圖2和表1，各級(jí)工況下的載荷組合見表2。

圖1 支承塊接口部位示意圖Fig.1 Core support pads-internals interface.

圖2 機(jī)械載荷分布示意圖Fig.2 Load applications for core support pads.

表1 單個(gè)支承塊的機(jī)械載荷Table 1 Maximum loads on each core support pad.

表2 支承塊的載荷組合Table 2 Load combinations for core support pads.

1.2應(yīng)力限值

根據(jù)ASME B&PVC-III-NB-3200，支承塊在各級(jí)工況下的應(yīng)力限值如表3所示。壓力容器筒體與下封頭采用SA-508 Gr.3 Cl. 1材料，支承塊采用SB-166 N06690材料，材料力學(xué)性能查自文獻(xiàn)[4]。

表3 支承塊的應(yīng)力限值Table 3 Stress limit for core support pads.

2 計(jì)算結(jié)果及評(píng)定

本文建立90°范圍內(nèi)的壓力容器下封頭、支承塊及部分筒體有限元計(jì)算模型，為消除應(yīng)力邊界效應(yīng)，筒體長度L取2540 mm，（R為筒體外徑，T為筒體壁厚），計(jì)算模型見圖3。熱分析和結(jié)構(gòu)分析采用不同的單元類型，熱分析采用20節(jié)點(diǎn)的SOLID90單元、結(jié)構(gòu)分析采用20節(jié)點(diǎn)的SOLID95單元。

圖3 有限元計(jì)算模型Fig.3 The finite element model.

本文對(duì)支承塊分別進(jìn)行了一次應(yīng)力評(píng)定、疲勞評(píng)定和斷裂評(píng)定。一次應(yīng)力評(píng)定是為了防止發(fā)生塑性失效；疲勞評(píng)定分為一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍計(jì)算和累積疲勞使用因子的計(jì)算，前者是為了防止發(fā)生漸增性塑性垮塌，保證結(jié)構(gòu)安定性，同時(shí)驗(yàn)證基于彈性分析的疲勞計(jì)算的有效性，后者是為了防止發(fā)生疲勞失效；斷裂評(píng)定是為了防止發(fā)生無延性斷裂失效。

2.1一次應(yīng)力評(píng)定

支承塊最危險(xiǎn)部位發(fā)生在其與下封頭的連接處，取平面1-2-3-4作為評(píng)定截面(見圖4)，原因是該平面的截面積最小且承受作用于支承塊的所有載荷，發(fā)生失效的可能性最大。

圖4 支承塊尺寸及載荷示意圖Fig.4 Schematics of dimension and load.

周向載荷和豎向載荷分別在邊1-4和邊1-2產(chǎn)生一次壓縮彎曲應(yīng)力，故點(diǎn)1處為一次彎曲應(yīng)力最大發(fā)生處。各種機(jī)械載荷引起的一次薄膜和一次彎曲應(yīng)力計(jì)算如表4所示。由設(shè)計(jì)壓力P引起的應(yīng)力即為主應(yīng)力，表示為：

表4 機(jī)械載荷引起的一次薄膜和一次彎曲應(yīng)力Table 4 Primary membrane and bending stress induced by mechanical loads. (MPa)

以載荷組合A+DML+P為例，Pm和Pm+Pb的應(yīng)

力強(qiáng)度計(jì)算如下：

(1) Pm的應(yīng)力強(qiáng)度計(jì)算各應(yīng)力分量為：

Pm的應(yīng)力強(qiáng)度[5]：

(2) Pm+Pb的應(yīng)力強(qiáng)度計(jì)算

各應(yīng)力分量為：Pm+ Pb的應(yīng)力強(qiáng)度：

同理可得設(shè)計(jì)、正常/異常、事故和試驗(yàn)工況各載荷組合下Pm和Pm+Pb的應(yīng)力強(qiáng)度及評(píng)定見表5。

2.2疲勞評(píng)定

2.2.1 一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍計(jì)算結(jié)果

在支承塊內(nèi)部橫向設(shè)置評(píng)定路徑，如圖5所示。對(duì)支承塊在正常/異常工況下所承受的溫度和壓力瞬態(tài)進(jìn)行應(yīng)力分析計(jì)算，并考慮機(jī)械載荷作用的方向性，得到一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍計(jì)算結(jié)果及評(píng)定見表6。

2.2.2 疲勞計(jì)算結(jié)果

(1) 高周疲勞計(jì)算

按2.1節(jié)的計(jì)算方法可得載荷A和D+E作用下的一次應(yīng)力強(qiáng)度分別為SI1=13.08 MPa和SI2=3.60 MPa，故載荷A和D+E作用下的交變應(yīng)力強(qiáng)度分別為Sa_A=SI1/2=6.54 MPa和Sa_D+E=SI2/2=1.80 MPa，均小于材料SB-166 N06690的持久極限93.77 MPa，可認(rèn)為載荷A和D+E不會(huì)引起高周疲勞失效。

(2) 低周疲勞計(jì)算

利用ANSYS軟件的疲勞分析模塊對(duì)每條路徑的內(nèi)外壁的累積疲勞使用因子進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)根據(jù)NB-3227.6的要求對(duì)泊松比進(jìn)行修正以考慮局部熱應(yīng)力的影響，疲勞計(jì)算結(jié)果如表7所示，由表可知，正常/異常級(jí)工況下支承塊的在各路徑上的累積疲勞使用因子均小于1。

表5 一次應(yīng)力強(qiáng)度及評(píng)定匯總Table 5 Primary stress intensity and evaluation.

表6 一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍結(jié)果及評(píng)定匯總Table 6 Primary plus secondary stress intensity and evaluation.

圖5 應(yīng)力評(píng)定路徑（路徑1?路徑6）Fig.5 Stress cut location(Cut 1?Cut 6).

表7累積疲勞使用因子Table 7 Cumulative fatigue usage factor.

2.3斷裂評(píng)定

根據(jù)ASME B&PVC- III-1附錄G進(jìn)行非延性斷裂評(píng)定。對(duì)于室溫下規(guī)定最小屈服強(qiáng)度345 MPa的鐵素體鋼，其斷裂韌性KIR的近似解析式為：

式中，T為假想裂紋深度處的溫度(oC)；RTNDT為材料的無延性轉(zhuǎn)變溫度(oC)，本文取?12 oC。

評(píng)定時(shí)假定在評(píng)定路徑部位存在一個(gè)與最大主應(yīng)力方向垂直的尖銳面型缺陷。對(duì)于壁厚介于100?300 mm，該缺陷深度為截面厚度的1/4，長度為截面厚度的1.5倍。按附錄G-2220有[3]：

式中，KIm1、KIb1、KIm2、KIb2分別為σm1、σb1、σm2、σb2產(chǎn)生的I型應(yīng)力強(qiáng)度因子，KIm1=Mmσm1、KIb1=Mbσb1、 KIm2=Mmσm2、KIb2=Mbσb2、Mb=2Mm/3、Mm查圖G-2214-1得到，σm1、σb1、σm2、σb2分別為一次薄膜應(yīng)力、一次彎曲應(yīng)力、二次薄膜應(yīng)力、二次彎曲應(yīng)力。

圖6為斷裂評(píng)定路徑示意圖。根據(jù)附錄G的規(guī)定并利用有限元計(jì)算結(jié)果得到的1/4壁厚和3/4壁厚處在每個(gè)瞬態(tài)的每個(gè)載荷步下的溫度、子午線方向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力結(jié)果計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子值。假定斷裂韌性上限值為220 MPam[6]。路徑7在每個(gè)設(shè)計(jì)瞬態(tài)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子最大值如圖7所示(其他路徑結(jié)果，限于篇幅，不再列出)，由圖可知，應(yīng)力強(qiáng)度因子最大值均小于KIR。

圖6 斷裂評(píng)定路徑(Cut 7?Cut 10)Fig.6 Stress cut location for fracture evaluation (Cut 7?Cut 10).

圖7 路徑7在每個(gè)設(shè)計(jì)瞬態(tài)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子最大值Fig.7 Maximum stress strength factor under every design transient for every Cut 7.

3 結(jié)論

(1) 通過對(duì)CAP1000壓力容器支承塊進(jìn)行熱分析、結(jié)構(gòu)分析、疲勞分析及斷裂分析，并根據(jù)ASME B&PVC-III-NB-3200和ASME B&PVC- III-1附錄G的相關(guān)規(guī)定對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行評(píng)定，評(píng)定結(jié)果表明：支承塊及附近下封頭滿足上述規(guī)范的相關(guān)要求。

(2) 通過對(duì)CAP1000壓力容器支承塊的分析計(jì)算，為保證其結(jié)構(gòu)完整性提供理論依據(jù)，同時(shí)探索出一套完整的壓力容器支承塊的應(yīng)力分析與評(píng)定方法，為百萬級(jí)以上核電廠的壓力容器支承塊的分析提供參考。

1 賀寅彪, 曲家棣, 竇一康. 反應(yīng)堆壓力容器金屬O形環(huán)密封性能研究[J]. 壓力容器, 2004, 21(9): 9?12 HE Yinbiao, QU Jiadi, DOU Yikang. Sealing behavior on metal O-ring of reactor pressure vessel[J]. Pressure Vessel, 2004, 21(9): 9?12

2 ASME boiler & pressure vessel Code[S], Section III, Division 1, Subsection NB, "Class 1 Components", 1998 Edition

3 ASME boiler & pressure vessel code[S], Section III, "Appendix G: Protection against Nonductile Failure", 1998 Edition

4 ASME boiler & pressure vessel code[S], Section II, "Class 1 Components", 1998 edition

5 徐秉業(yè), 劉信聲. 應(yīng)用彈塑性力學(xué)[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 1995: 9?22 XU Bingye, LIU Xinsheng. Applied elastic-plastic mechanics[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1995: 9?22

6 Welding research council bulletin No.175, "PVRC recommendations on toughness requirements for ferritic materials", PVRC Ad Hoc Group on Toughness Requirements, August 1972

Stress analysis and assessment of RPV core support pads and surround bottom head

GAO Yongjian HE Yinbiao CAO Ming SHEN Rui TAO Hongxin
(Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute, Shanghai 200233, China)

Background: The core support pads were used to limit circumferential rotation of core barrel, and the structure integrity of the core support pads was an important factor to the safe operation of nuclear power plant. Purpose: To ensure the structure integrity of the core support pads. Methods: Three-dimensional FEA model for bottom head, core support pads and part cylinder of CAP1000 RPV was established. Thermal analysis, static analysis, fatigue analysis and fracture analysis were performed. The analysis results were evaluated according to ASME B&PVC-III-NB-3200 and ASME B&PVC-III-1-Appendix G. Results: The evaluation indicated that the core support pads and surround bottom head could satisfy related requirements of above code. Conclusions: The analysis methodology used in this paper could also be applied to the core support pads of RPV for above 1000 MW nuclear power plant.

Reactor pressure vessel, Core support pads, Structural analysis, Fatigue analysis, Fracture analysis

TL351，TB12

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040659

高永建，男，1983年出生，2008年于浙江大學(xué)獲碩士學(xué)位，工程師，從事反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)分析工作

2012-11-09，

2013-03-20

CLC TL351, TB12