高永建，　賀寅彪，　曹　明

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院，上海 200233)

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基于彈塑性本構(gòu)的RPV頂蓋貫穿件焊縫安定性分析

高永建，賀寅彪，曹明

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院，上海 200233)

摘要：對(duì)CRDM貫穿件建立帶J形焊縫的有限元分析模型，選取基于應(yīng)力應(yīng)變曲線的非線性隨動(dòng)強(qiáng)化Chaboche模型，依據(jù)ASME B&PVC-III-1-NB-3228.4的規(guī)定進(jìn)行材料塑性條件下的安定性分析.結(jié)果表明：塑性安定性分析方法可以有效降低分析的保守性, 材料彈性假定下安定性無(wú)法保證的區(qū)域可以通過(guò)塑性安定性分析得以保證.

關(guān)鍵詞：反應(yīng)堆壓力容器； CRDM貫穿件； J形焊縫； 安定性分析

近年來(lái)，基于失效模式的分析設(shè)計(jì)方法逐漸被工程界認(rèn)可并推廣應(yīng)用，安定性失效作為結(jié)構(gòu)的主要失效模式之一，也得到廣泛重視和深入研究討論[1-4].結(jié)構(gòu)在給定范圍的交變載荷作用下通常會(huì)出現(xiàn)2種情況：一種是在若干次循環(huán)載荷作用后，塑性交變趨于穩(wěn)定，之后的結(jié)構(gòu)響應(yīng)是彈性的，即結(jié)構(gòu)處于安定狀態(tài)；另一種是在交變載荷作用下塑性變形不斷累積或不斷反復(fù)，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞，其破壞形式分別對(duì)應(yīng)于累積塑性破壞(或棘輪破壞)和交變塑性破壞(或低周疲勞破壞).

反應(yīng)堆壓力容器(Reactor Pressure Vessel, RPV)頂蓋控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)(Control Rod Drive Mechanism, CRDM)管座J形焊縫屬于承壓邊界焊縫，其失效將導(dǎo)致反應(yīng)堆冷卻器的泄漏及控制棒彈棒等事故的發(fā)生，因此根據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB分卷的規(guī)定，有必要對(duì)該焊縫進(jìn)行詳細(xì)的應(yīng)力分析與評(píng)定，保證其在設(shè)計(jì)壽命內(nèi)的結(jié)構(gòu)完整性.

J形焊縫應(yīng)力評(píng)定通常包括一次應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定、一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定和疲勞評(píng)定，由于該焊縫屬于部分焊透焊縫，且位于結(jié)構(gòu)不連續(xù)處，應(yīng)力集中明顯，分析發(fā)現(xiàn)一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定無(wú)法通過(guò)，依據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.5[5]的規(guī)定，進(jìn)行簡(jiǎn)化的彈塑性分析，發(fā)現(xiàn)扣除熱彎曲應(yīng)力后的一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度仍超過(guò)規(guī)范限值.為保證結(jié)構(gòu)的安定性并最大限度地降低分析的保守性，應(yīng)用有限元法，建立帶J形焊縫的有限元分析模型，分別選取基于應(yīng)力應(yīng)變曲線的非線性隨動(dòng)強(qiáng)化Chaboche模型，依據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.4的規(guī)定進(jìn)行材料塑性條件下的安定性分析.由于應(yīng)力分析與評(píng)定一般假定材料是彈性的，故材料塑性條件下的分析方法在工程界還鮮見(jiàn)研究報(bào)道，本文研究對(duì)應(yīng)力集中較為明顯的局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域的安定性分析具有重要借鑒意義.

1有限元模型

1.1幾何結(jié)構(gòu)和材料

反應(yīng)堆壓力容器的CRDM貫穿件位于壓力容器頂蓋處，共若干組，通過(guò)過(guò)盈脹接的方式與頂蓋連接，其底部與頂蓋之間設(shè)置J形焊縫，整體結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1，J形焊縫的結(jié)構(gòu)示意圖見(jiàn)圖2.

壓力容器頂蓋材料為SA-508 Gr.3 Cl.1，其內(nèi)壁堆焊厚度為6 mm的不銹鋼，CRDM貫穿件和J形焊縫的材料為690鎳基合金.上述各材料的熱物理和力學(xué)性能參數(shù)及其隨溫度的變化見(jiàn)表1和表2[6].

圖1　RPV頂蓋和CRDM貫穿件幾何結(jié)構(gòu)

圖2　J形焊縫結(jié)構(gòu)示意圖

性能溫度/℃2050100150200250300350ν1)0.30.30.30.30.30.30.30.3Sm2)/MPa184184184184184184184184Sy3)/MPa345337326314305299292286Su4)/MPa552552552552552552552552E5)/MPa1.92×1051.90×1051.87×1051.84×1051.80×1051.77×1051.74×1051.72×105a6)/K-111.50×10-611.74×10-612.06×10-612.40×10-612.80×10-613.03×10-613.28×10-613.50×10-6λ7)/(W·m-1·K-1)40.7040.7440.5840.5040.0039.3138.5537.90D8)/(mm2·s-1)11.8311.4910.9210.359.769.318.838.41

注：1)泊松比；2)設(shè)計(jì)應(yīng)力強(qiáng)度；3)屈服強(qiáng)度；4)抗拉強(qiáng)度；5)彈性模量；6)平均熱膨脹系數(shù)；7)導(dǎo)熱系數(shù)；8)熱擴(kuò)散系數(shù).

表2　690鎳基合金材料性能

1.2有限元分析方法

1.2.1有限元模型網(wǎng)格

對(duì)中心CRDM貫穿件和最外側(cè)CRDM貫穿件進(jìn)行分析評(píng)定，用以覆蓋所有CRDM貫穿件.中心CRDM貫穿件有限元模型為軸對(duì)稱模型(見(jiàn)圖3)，單元類(lèi)型根據(jù)分析類(lèi)型(結(jié)構(gòu)分析或熱分析)及載荷類(lèi)型(軸對(duì)稱載荷或非軸對(duì)稱載荷)的變化而變化：對(duì)壓力瞬態(tài)和熱瞬態(tài)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析采用PLANE42二維結(jié)構(gòu)實(shí)體單元；對(duì)機(jī)械載荷(軸力、剪力、彎矩和扭矩)作用下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析采用可同時(shí)加載軸對(duì)稱載荷和非軸對(duì)稱載荷的PLANE25二維軸對(duì)稱諧結(jié)構(gòu)實(shí)體單元；對(duì)熱分析采用PLANE55熱實(shí)體單元.頂蓋與貫穿件之間考慮接觸分析，采用CONTA171二維接觸單元和TARGE169二維目標(biāo)單元，但對(duì)于非軸對(duì)稱載荷加載下的分析，采用貫穿件與頂蓋的對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)在貫穿件徑向做耦合來(lái)取代接觸單元.

圖3　中心CRDM貫穿件有限元模型

最外側(cè)CRDM貫穿件采用60°范圍內(nèi)的三維有限元模型(見(jiàn)圖4)，結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析采用SOLID45結(jié)構(gòu)實(shí)體單元，熱分析采用SOLID70熱實(shí)體單元，頂蓋與貫穿件之間的接觸采用CONTA173三維接觸單元及TRAGE170三維目標(biāo)單元.

圖4　最外側(cè)CRDM貫穿件有限元模型

1.2.2計(jì)算載荷

頂蓋及CRDM貫穿件內(nèi)壁將承受反應(yīng)堆運(yùn)行期間的所有壓力和溫度瞬態(tài)(按照ASME規(guī)范的要求，只需要考慮正常和異常工況下的瞬態(tài)，共計(jì)26個(gè)設(shè)計(jì)瞬態(tài)，限于篇幅，不詳列)，并且CRDM貫穿件頂部異種金屬焊縫和J形焊縫處還將承受由各種原因引起的交變機(jī)械載荷.

2塑性安定性分析

2.1問(wèn)題描述

CRDM貫穿件及J形焊縫的應(yīng)力評(píng)定路徑見(jiàn)圖5，通過(guò)材料彈性假定下的分析發(fā)現(xiàn)，J形焊縫處的一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定無(wú)法通過(guò)，依據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.5的規(guī)定，做簡(jiǎn)化的彈塑性分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：中心CRDM貫穿件的路徑2內(nèi)壁和路徑4外壁與最外側(cè)CRDM貫穿件的路徑6內(nèi)壁和路徑10內(nèi)壁，扣除熱彎曲應(yīng)力后的一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度仍超過(guò)規(guī)范限值.

(a)中心CRDM貫穿件(b)最外側(cè)CRDM貫穿件

圖5應(yīng)力評(píng)定路徑

Fig.5Stress evaluation paths

事實(shí)上，ASME規(guī)范基于應(yīng)力分類(lèi)的彈性分析方法是采用“虛擬彈性應(yīng)力”的方法來(lái)考慮結(jié)構(gòu)塑性問(wèn)題的，從工程應(yīng)用的角度來(lái)看，此方法確實(shí)方便實(shí)用，但也存在其固有的缺陷，例如當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性狀態(tài)后，應(yīng)變迅速增加，因此由彈性模量乘以應(yīng)變得到的“虛擬彈性應(yīng)力”快速增加，對(duì)于局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)的高應(yīng)力(應(yīng)變)區(qū)，“虛擬彈性應(yīng)力”會(huì)很大，因此，極有可能造成安定性評(píng)定無(wú)法通過(guò)，而實(shí)際上材料進(jìn)入屈服后應(yīng)力不會(huì)繼續(xù)以彈性模量的斜率增大.為最大限度地降低彈性分析帶來(lái)的保守性，依據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.4的規(guī)定，進(jìn)行材料塑性條件下的安定性分析.ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.4(b)規(guī)定：對(duì)規(guī)定的最小屈服強(qiáng)度與規(guī)定的最小抗拉強(qiáng)度之比小于0.70的材料，只要在其上任何一點(diǎn)由塑性分析所考慮的運(yùn)行循環(huán)所造成的最大累積局部應(yīng)變不超過(guò)5%，則無(wú)需滿足安定性要求.

2.2基于實(shí)測(cè)拉伸性能的安定性分析

選取基于應(yīng)力應(yīng)變曲線的非線性隨動(dòng)強(qiáng)化Chaboche模型，依據(jù)ASME B&PVC-Ⅲ-Ⅰ-NB-3228.4的規(guī)定進(jìn)行材料塑性條件下的安定性分析.316 ℃下690鎳基合金的應(yīng)力應(yīng)變曲線見(jiàn)圖6.選用Ansys有限元程序的非線性隨動(dòng)強(qiáng)化Chaboche模型，該模型適用于大應(yīng)變和循環(huán)加載，可模擬單調(diào)強(qiáng)化和包辛格效應(yīng)(Bauschinger effect)，可模擬非對(duì)稱應(yīng)力加載條件下的材料塑性棘輪(Ratcheting)效應(yīng)和安定性(Shakedown)效應(yīng).利用式(1)所示的6參數(shù)Chaboche模型對(duì)圖6所示的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合，得到各參數(shù)數(shù)值.

(1)

屈服強(qiáng)度Sy=190 MPa，C1=67 040，γ1=800，C2=2 458，γ2=25，C3=43 220，γ3=190.

圖6　316 ℃下690鎳基合金應(yīng)力應(yīng)變曲線

2.3分析方法與結(jié)果討論

根據(jù)安定性原理，只要一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍不超過(guò)3Sm，則不會(huì)產(chǎn)生塑性應(yīng)變的累積，因此為簡(jiǎn)化分析，將一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍超過(guò)3Sm的所有配對(duì)組合的循環(huán)次數(shù)相加，得到總循環(huán)次數(shù)N，將最大一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度范圍對(duì)應(yīng)的配對(duì)組合的2個(gè)瞬態(tài)做N次循環(huán)，如果評(píng)定點(diǎn)處的累積塑性應(yīng)變小于5%，則認(rèn)為該處滿足安定性要求.

按上述分析方法，對(duì)貫穿件及J形焊縫的材料采用第2.2節(jié)所述的塑性本構(gòu)模型，利用Ansys有限元程序進(jìn)行塑性安定性分析，得到中心CRDM貫穿件路徑4外壁的應(yīng)力強(qiáng)度與塑性應(yīng)變強(qiáng)度的關(guān)系，見(jiàn)圖7.由圖7可以看到表征塑性應(yīng)變累積的滯回曲線，路徑4外壁的累積塑性應(yīng)變強(qiáng)度為0.845%，滿足5%的限值.

圖7　應(yīng)力強(qiáng)度與塑性應(yīng)變強(qiáng)度的關(guān)系

3結(jié)論

塑性安定性分析可以有效降低彈性分析的保守性，材料彈性假定下安定性無(wú)法保證的區(qū)域可以通過(guò)塑性安定性分析得以保證，該分析方法對(duì)應(yīng)力集中較為明顯的局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域的安定性分析具有重要借鑒意義.

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Shakedown Analysis of the J-weld Between RPV Closure Head and

CRDM Penetration Based on Elastoplastic Constitutive ModelGAOYongjian,HEYinbiao,CAOMing

(Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute, Shanghai 200233, China)

Abstract：Finite element models were set up for the J-weld between reactor pressure vessel (RPV) closure head and control rod drive mechanism (CRDM) penetration, and subsequently a shakedown analysis was conducted on the J-weld according to ASME B&PVC-III-1-NB-3228.4 using Chaboche nonlinear kinematic hardening model based on stress-strain curves. Results show that the plastic shakedown analysis could reduce the conservatism of analysis effectively, and the shakedown requirements that could not be satisfied under elastic material assumption could be alternatively guaranteed by the plastic shakedown analysis.

Key words：reactor pressure vessel (RPV); CRDM penetration; J-weld; shakedown analysis

文章編號(hào)：1674-7607(2016)01-0079-05

中圖分類(lèi)號(hào)：TL351

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A學(xué)科分類(lèi)號(hào)：490.50

作者簡(jiǎn)介：高永建(1983-)，男，浙江杭州人，工程師，碩士，主要從事反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)分析方面的研究.電話(Tel.)：021-61863766;

基金項(xiàng)目：國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)——大型先進(jìn)壓水堆核電站重大專(zhuān)項(xiàng)資助項(xiàng)目(2010ZX06002)

收稿日期：2015-06-17

修訂日期：2015-07-10

E-mail: gaoyj@snerdi.com.cn.