高付海，莫亞飛，王魯波

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究部，北京 102413)

自2011年中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆(CEFR)首次并網(wǎng)發(fā)電以來，為充分發(fā)揮其實(shí)驗(yàn)平臺(tái)作用，CEFR堆芯燃料的設(shè)計(jì)和制造國(guó)產(chǎn)化逐步被提上日程。國(guó)產(chǎn)的CEFR燃料組件在材料選擇、結(jié)構(gòu)型式、制造裝配和焊接工藝上均與CEFR堆芯目前使用的組件存在差異，如結(jié)構(gòu)材料采用國(guó)產(chǎn)316Ti不銹鋼、燃料棒下端塞與小柵板配合改為蒜頭型設(shè)計(jì)方案等，國(guó)產(chǎn)燃料組件在地震下能否保證結(jié)構(gòu)完整性和氣密性，可通過抗震試驗(yàn)的方式予以論證。針對(duì)快堆堆芯地震動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，國(guó)外特別是法國(guó)和日本進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究工作，建立地震模擬振動(dòng)臺(tái)，開展堆芯抗震試驗(yàn)，開發(fā)專用計(jì)算程序(如法國(guó)CEA的CASTEM和日本PNC的FINAS)，研究目的在于準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和正確評(píng)價(jià)地震作用下堆芯的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)[1-6]。俄羅斯為了驗(yàn)證CEFR組件的動(dòng)態(tài)可靠性，開展了組件模擬件的耐振試驗(yàn)考驗(yàn)研究[7]。國(guó)內(nèi)中國(guó)原子能科學(xué)研究院[8-12]和華北電力大學(xué)[13-14]組織開展了持續(xù)的堆芯抗震研究工作，計(jì)算了CEFR堆芯在地震載荷下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，掌握了快堆堆芯抗震的數(shù)值計(jì)算方法。在試驗(yàn)研究方面中國(guó)原子能科學(xué)研究院委托清華大學(xué)測(cè)試了CEFR組件模擬件在水中的固有頻率和阻尼比等動(dòng)力學(xué)特性，積累了良好的工作基礎(chǔ)。

本文基于俄羅斯的組件耐振試驗(yàn)方案，結(jié)合國(guó)內(nèi)機(jī)械設(shè)備抗震試驗(yàn)法規(guī)標(biāo)準(zhǔn)要求，針對(duì)組件的結(jié)構(gòu)、堆內(nèi)安裝和變形特點(diǎn)，提出一套新的組件抗震試驗(yàn)方法，新方法可保證對(duì)組件的抗震性能考驗(yàn)是全面的，且更加符合組件在堆芯處的實(shí)際變形狀態(tài)。

1 俄羅斯CEFR組件耐振試驗(yàn)臺(tái)架用于組件抗震試驗(yàn)的適用性分析

組件耐振試驗(yàn)的目的主要是考察主泵長(zhǎng)時(shí)機(jī)械振動(dòng)載荷對(duì)組件結(jié)構(gòu)性能的影響，載荷雖不同于地震，但其試驗(yàn)方案對(duì)制定抗震試驗(yàn)方案仍具有借鑒意義。試驗(yàn)使用的臺(tái)架如圖1所示[1]，臺(tái)架模擬組件在堆芯中的安裝條件，試驗(yàn)基本思想是取堆芯中由1根組件和其周圍介質(zhì)構(gòu)成的1個(gè)單元為試驗(yàn)對(duì)象，以單根組件試驗(yàn)來代替堆芯多排組件試驗(yàn)。組件凸臺(tái)部位的定位通過螺釘來實(shí)現(xiàn)，保留燃料組件上、中兩個(gè)凸臺(tái)處間隙。臺(tái)架柱形容器內(nèi)充滿水，模擬液鈉的影響。

圖1所示的試驗(yàn)臺(tái)架基本能反映組件在堆芯內(nèi)的實(shí)際安裝條件(圖2)，在振動(dòng)載荷下組件管腳隨臺(tái)架一起運(yùn)動(dòng)，定位凸臺(tái)部位處受到臺(tái)架容器上設(shè)置的螺釘?shù)募s束，以模擬組件受到的相鄰組件凸臺(tái)約束作用。若該臺(tái)架方案直接用于組件抗震試驗(yàn)，其與地震作用下處于堆芯中組件的響應(yīng)存在差異：模擬相鄰組件凸臺(tái)作用的螺釘是完全剛性的，會(huì)使得試驗(yàn)組件受到的沖擊力高，頂端位移響應(yīng)卻較小；實(shí)際情況是相鄰組件并不是完全剛性的，是可變形的柔性體。因此可從定性角度判斷俄羅斯試驗(yàn)臺(tái)架設(shè)計(jì)對(duì)組件約束得過硬，使得組件受到更為苛刻的高頻沖擊，以造成較大的機(jī)械振動(dòng)疲勞損傷，實(shí)現(xiàn)耐振試驗(yàn)的目的，但這與抗震試驗(yàn)?zāi)康牟煌耆韧?/p>

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架與試驗(yàn)件Fig.1 Test set-up and subassembly

圖2 堆芯組件的安裝狀態(tài)[8] Fig.2 Installation state of subassembly in core[8]

2 組件抗震試驗(yàn)新方法

2.1 新方法的提出

按照文獻(xiàn)[15]，試驗(yàn)程序是根據(jù)設(shè)備安裝位置處的運(yùn)行基準(zhǔn)地震(SL1)和安全停堆地震(SL2)樓層響應(yīng)譜，采用單向、雙向或三向人工時(shí)程對(duì)設(shè)備先做5次SL1地震模擬試驗(yàn)，再做1次SL2地震模擬試驗(yàn)?？茖W(xué)合理的組件抗震試驗(yàn)方法須處理好兩個(gè)基本問題：1) 在滿足試驗(yàn)要求的前提下，從降低試驗(yàn)難度角度考慮，可否以單向地震試驗(yàn)替代三向試驗(yàn)；2) 能否設(shè)計(jì)一合理的試驗(yàn)臺(tái)架，準(zhǔn)確有效地模擬地震作用下堆芯組件的安裝條件和碰撞接觸相互作用狀態(tài)。

關(guān)于能否采用單向激振進(jìn)行抗震試驗(yàn)，《核設(shè)備抗震鑒定試驗(yàn)指南》中規(guī)定：當(dāng)三向中的每?jī)上蛳嗷ヱ詈虾苄?，或無耦合，單向試驗(yàn)是適用的；若是單向試驗(yàn)，應(yīng)分別對(duì)x、y、z軸進(jìn)行。組件的結(jié)構(gòu)基本對(duì)稱，存在3個(gè)正交軸，各正交方向在地震下的響應(yīng)基本上無耦合，符合單向試驗(yàn)的條件。組件的縱向剛度偏大，響應(yīng)可忽略不計(jì)。組件響應(yīng)以水平兩個(gè)方向響應(yīng)為主，組件之間的碰撞主要體現(xiàn)在水平方向，鑒于此，組件的抗震試驗(yàn)可忽略縱向試驗(yàn)，只進(jìn)行水平方向的試驗(yàn)。

關(guān)于試驗(yàn)臺(tái)架設(shè)計(jì)，嚴(yán)格講為了準(zhǔn)確模擬堆芯地震響應(yīng)組件的抗震試驗(yàn)臺(tái)架應(yīng)能容納全堆芯的所有組件，但這對(duì)試驗(yàn)費(fèi)用和振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)提出了不必要的過高要求。俄羅斯采用的以單組件振動(dòng)試驗(yàn)來替代全堆芯試驗(yàn)的臺(tái)架設(shè)計(jì)思路是可借鑒的，它大幅降低了全堆芯組件同時(shí)振動(dòng)試驗(yàn)的難度，且基本能反映出振動(dòng)時(shí)組件的狀態(tài)，但在對(duì)可能出現(xiàn)碰撞作用的相鄰組件的處理上采用螺釘近似，該處理過于剛性，不能模擬出相鄰組件的柔性特征，試驗(yàn)結(jié)果可能會(huì)對(duì)組件受到的碰撞沖擊力估計(jì)偏高，而對(duì)組件產(chǎn)生的變形和應(yīng)力水平估計(jì)偏低。為敘述方便，將該種類型臺(tái)架稱為剛性臺(tái)架。為了模擬出相鄰組件的柔性，也可將相鄰組件簡(jiǎn)化成一柔性元件，其剛度約等于相鄰組件的抗彎剛度，組件間隙同樣保留，將該種臺(tái)架稱為柔性臺(tái)架。一個(gè)科學(xué)合理的抗震試驗(yàn)方法必須兼顧考慮以上兩種臺(tái)架方案對(duì)組件的不同影響，本文提出的組件抗震試驗(yàn)新方法即同時(shí)考慮以上兩種臺(tái)架試驗(yàn)。

2.2 抗震試驗(yàn)新方法的計(jì)算分析

使用專業(yè)計(jì)算軟件CASTEM，分別建立安裝于剛性臺(tái)架上的單組件(方案1)、安裝于柔性臺(tái)架上的單組件(方案2)及接近真實(shí)狀態(tài)的堆芯單排組件(方案3)抗震計(jì)算模型，分析計(jì)算地震時(shí)3種方案下組件的位移和沖擊力響應(yīng)，通過計(jì)算結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證單組件抗震試驗(yàn)方法的可行性。

1) 抗震計(jì)算模型

在地震情況下燃料組件主要表現(xiàn)出梁的特性，因此計(jì)算模型中采用變截面梁模擬單根組件，采用虛擬的液體附加質(zhì)量考慮液鈉與組件的流固耦合作用。組件下部管腳與管座之間存在間隙，使用等效彈簧元模擬，以等效的線性邊界條件代替非線性的間隙條件，等效彈簧的剛度均為8.8×105N/m。組件凸臺(tái)與其他組件凸臺(tái)之間、組件凸臺(tái)與外緣圍板之間在地震時(shí)可能發(fā)生碰撞，均采用間隙-彈簧單元模擬。

圖3 地震作用下的堆芯加速度時(shí)程輸入Fig.3 Core acceleration history input for seismic action

地震時(shí)堆芯柵板處加速度時(shí)程如圖3所示，時(shí)間步長(zhǎng)為0.01 s，共3 200步，即總時(shí)間為32 s。

(1) 方案1，單組件在剛性臺(tái)架上地震下的位移和沖擊力響應(yīng)

組件與臺(tái)架之間的接觸剛性碰撞通過間隙彈簧單元模擬，如圖4所示，間隙值與實(shí)際一致，碰撞彈簧認(rèn)為是剛性的，所以要求其剛度取值較大，計(jì)算設(shè)定為3.0×109N/m。

圖4 單組件處于剛性臺(tái)架上的計(jì)算模型Fig.4 Computation model for single subassembly at rigid set-up

(2) 方案2，單組件在柔性臺(tái)架上SL1地震下的位移和沖擊力響應(yīng)

圖5 單組件處于柔性臺(tái)架上的計(jì)算模型Fig.5 Computation model for single subassembly at flexible set-up

保守考慮，組件凸臺(tái)高度處可能發(fā)生的最大單側(cè)位移取堆芯單排組件的最大總間隙為9.7 mm。抗震計(jì)算模型通過兩組間隙-彈簧單元模擬組件之間的相互作用，如圖5所示。一組模擬組件的最大單側(cè)位移限位，間隙為9.7 mm，彈簧碰撞剛度為3.0×109N/m；另一組模擬相鄰組件的柔性碰撞，間隙值跟實(shí)際一致，彈簧剛度設(shè)定為相鄰組件的抗彎剛度，有限元軟件計(jì)算出上部凸臺(tái)彈簧剛度為5.4×103N/m，中部凸臺(tái)彈簧剛度為1.1×104N/m。

(3) 方案3，單排組件在地震下的位移和沖擊力響應(yīng)

組件與組件之間的接觸剛性碰撞通過間隙彈簧單元模擬，如圖6所示，間隙值與實(shí)際一致，碰撞彈簧剛度取墊塊局部結(jié)構(gòu)剛度，均設(shè)定為3.0×107N/m。

圖6 單排組件計(jì)算模型Fig.6 Computation model for single array of subassemblies

2) 抗震計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

圖7 單根組件處于剛性臺(tái)架上的 沖擊力響應(yīng)與單排組件沖擊力響應(yīng)對(duì)比Fig.7 Impact force response result comparison of single subassembly at rigid set-up and single array of subassemblies

對(duì)于單組件剛性臺(tái)架計(jì)算模型，組件在定位凸臺(tái)處由于剛性碰撞作用，與單排組件計(jì)算模型獲得的計(jì)算結(jié)果相比，組件在剛性臺(tái)架上凸臺(tái)受到的碰撞沖擊力更大(圖7)，碰撞力基本可包絡(luò)單排組件的結(jié)果；但組件在剛性臺(tái)架上產(chǎn)生的頭部變形由于受到限制，變形遠(yuǎn)小于單排組件的計(jì)算結(jié)果(圖8)；由此可判斷剛性臺(tái)架使得組件在地震時(shí)受到更大的局部高頻沖擊載荷作用。對(duì)于單組件柔性臺(tái)架計(jì)算模型，與單排組件計(jì)算模型獲得的計(jì)算結(jié)果相比：組件在柔性臺(tái)架上凸臺(tái)受到的碰撞沖擊力遠(yuǎn)小于單排組件的結(jié)果(圖9)，但組件頭部產(chǎn)生的變形基本包絡(luò)單排組件的結(jié)果(圖10)，由此可判斷柔性臺(tái)架必然使得組件受到更多的低頻振動(dòng)，而低頻振動(dòng)更易與柵板聯(lián)箱處作為地震輸入作用到組件的反應(yīng)譜的峰值頻段重疊、引發(fā)組件結(jié)構(gòu)一次應(yīng)力破壞。單排組件的計(jì)算結(jié)果顯示：堆芯中組件的實(shí)際響應(yīng)既有高頻沖擊，又有低頻振動(dòng)。以上結(jié)果表明如果對(duì)單組件在剛性臺(tái)架和柔性臺(tái)架依次分別進(jìn)行抗震試驗(yàn)，其試驗(yàn)結(jié)果既偏保守，又有代表性，可保證在相同地震輸入下單組件的變形(應(yīng)力)和沖擊振動(dòng)包絡(luò)堆芯組件群中的組件響應(yīng)。

圖8 單根組件處于剛性臺(tái)架上的 位移響應(yīng)與單排組件位移響應(yīng)對(duì)比Fig.8 Displacement response result comparison of single subassembly at rigid set-up and single array of subassemblies

圖9 單根組件處于柔性臺(tái)架上的 沖擊力響應(yīng)與單排組件沖擊力響應(yīng)對(duì)比Fig.9 Impact force response result comparison of single subassembly at flexible set-up and single array of subassemblies

圖10 單根組件處于柔性臺(tái)架上的 位移響應(yīng)與單排組件位移響應(yīng)對(duì)比Fig.10 Displacement response result comparison of single subassembly at flexible set-up and single array of subassemblies

3 結(jié)論

本文以組件耐振試驗(yàn)方案為基礎(chǔ)，基于有限元計(jì)算結(jié)果，結(jié)合國(guó)內(nèi)抗震試驗(yàn)法規(guī)要求，保守考慮提出了一種新的組件抗震試驗(yàn)方法，得到如下結(jié)論。

1) 俄羅斯組件耐振試驗(yàn)雖不同于抗震試驗(yàn)，但其試驗(yàn)臺(tái)架設(shè)計(jì)方案可借鑒用于組件抗震試驗(yàn)。俄羅斯的組件耐振試驗(yàn)臺(tái)架設(shè)計(jì)對(duì)組件約束過硬，使得組件受到的偏苛刻的高頻沖擊，但對(duì)于頻率成分以低頻為主的地震激勵(lì)，使得組件的位移響應(yīng)偏小，低頻應(yīng)力偏低，從應(yīng)力強(qiáng)度角度判斷基于該臺(tái)架方案的抗震試驗(yàn)結(jié)果不保守。

2) 按照《核設(shè)備抗震鑒定試驗(yàn)指南》中的試驗(yàn)要求，分別依次開展單根組件位于本文提出的剛性臺(tái)架和柔性臺(tái)架上的開展抗震試驗(yàn)，其結(jié)果是偏保守的，可保證在相同地震輸入下單組件位移響應(yīng)、沖擊響應(yīng)基本可包絡(luò)位于堆芯組件群中的各組件的響應(yīng)。因此本文提出的基于單根組件的抗震試驗(yàn)新方法要求組件模擬件依次在剛性臺(tái)架和柔性臺(tái)架上完成抗震試驗(yàn)，試驗(yàn)后檢查組件結(jié)構(gòu)完整性和氣密性。