Seismic Response Analysis of Transfer-purging Chamber in Nuclear Power Plant
-
摘要: 转运-清洗间作为核电厂反应堆堆外换料系统中的主要设施，为反应堆换料操作提供了安全可靠的生物屏蔽空间，转运-清洗间采用的是双钢板重混凝土组合结构。本文基于有限元软件ABAQUS对转运-清洗间的抗震性能进行分析，包括地震动激励下结构的峰值应力、应变和动力特性。结果表明，在转运间的底部悬挑边缘部位存在应力集中，但是钢板、栓钉和重混凝土墙仍有充分的安全裕度。转运-清洗间的整体刚度较大，在设计基准地震动激励下结构反应的峰值加速度放大系数及峰值相对位移较小，结构具有良好的安全性和完整性，核电厂转运-清洗间的设计安全可靠。Abstract: The transfer-purging chamber is the main facility of the refueling system of a reactor in nuclear power plants to provides a sealed and biological shielded environment for the refueling operation of the reactor. The transfer-purging chamber adopts the double steel plates reinforced concrete structure. Based on ABAQUS, the peak stress, strain and dynamic characteristics of the transfer-purging chamber under the excitation of ground motions are analyzed. The results show that there is stress concentration at the bottom cantilever edge of the transfer chamber, however, the steel plate, bolt and concrete still have sufficient safety margin. The stiffness of the transfer-purging chamber is great, the peak acceleration amplification coefficient and peak relative displacement of the structure are small under the excitation of design basis ground motions. The structure has good safety performance and integrity, and the design of the nuclear power structure transfer-purging chamber is safe and reliable.
-
引言
转运-清洗间作为核电厂反应堆堆外换料系统中的主要设施，为反应堆换料操作提供了安全可靠的生物屏蔽空间，以保证操作人员的人身安全。转运-清洗间采用双钢板混凝土结构，为屏蔽辐射，混凝土采用密度超过3600 kg/m3的重混凝土。Akiyama等（1991）和张有佳等（2015，2016）的研究结果表明，双钢板混凝土组合墙有良好的抗轴压性能；李小军等（2017）、刘晶波等（2019）和熊峰等（2015）针对双钢板混凝土组合墙的剪切和弯曲特性做了详细分析，证明双钢板混凝土组合墙作为抗剪部件有较强的承载能力。
双钢板混凝土结构往往作为局部加强，在核电厂转运-清洗间中，结构整体采用双钢板混凝土结构，组合墙体厚度达1 m。李楠等（2008）基于振型叠加法分析了中国实验快堆的转运-清洗间的最大地震响应。本文所研究的转运-清洗间比中国实验快堆的转运-清洗间尺寸更大、悬挑更长，这些新特征使得转运-清洗间的抗震性能的认识仍不明确。作为发展与利用，为我国拥有自主知识产权的第4代新型核电技术，有必要针对转运-清洗间的抗震性能展开分析。
1. 核电厂转运-清洗间有限元模型
以中国某反应堆核电系统的转运-清洗间厂房为原型建立有限元模型，主要由转运间和清洗间2部分组成，转运间内径为4100 mm、外径为5100 mm，墙体厚度为1000 mm，清洗间内径为3750 mm、外径为4750 mm，墙体厚度为1000 mm。墙体采用双钢板重混凝土组合墙，其中内外钢板的厚度均为22 mm，重混凝土厚度为956 mm。结构的悬挑部位距结构底部垂直高度为0.4 m，悬挑长度为4.85 m。转运-清洗间有限元模型如图1所示。钢板型号为Q355，屈服强度为355 MPa；重混凝土的强度型号为C40，受压屈服应变为1450×10−6。
图 1 核电厂转运-清洗间有限元模型Figure 1. Finite element model of transfer-purging chamber of nuclear power plant1.1 本构模型与相互作用
钢材的本构模型采用理想双折线模型，重混凝土的本构模型采用混凝土损伤塑性模型，其应力-应变关系采用《混凝土结构设计规范GB 50010—2010》（中华人民共和国住房和城乡建设部，2011）的推荐公式。依据Sidiroff能量等价原理，利用损伤塑性应力-应变参数计算公式，可得出混凝土的单轴受压损伤因子（葛琪等，2018）。材料的本构关系主要参数如表1所示。
表 1 材料本构关系的主要参数Table 1. Main parameters of material constitutive relationship材料 参数 数值 钢材（Q355） 弹性模量E/MPa 206000 屈服强度/MPa 355 泊松比 0.3 ML15 弹性模量E/MPa 210000 屈服强度/MPa 270 泊松比 0.3 重混凝土（C40） 密度/Kg·m−3 3700 弹性模量/MPa 50000 抗压应变设计值 1450×10−6 泊松比 0.2 膨胀角/° 35 偏心率 0.1 双轴抗压强度$ {f}_{b_0} $与单轴抗压强度$ {f}_{e_0} $的比值 1.16 粘性参数 0.66667 在转运-清洗间的有限元模拟中，钢板和混凝土采用绑定的方式进行连接，保证了钢板和混凝土的协同工作；栓钉采用嵌入的方式同混凝土和钢板进行连接。
1.2 输入地震动的合成确定
转运-清洗间的设计基准地震动包括运行安全地震动SL1和极限安全地震动SL2。SL1和SL2是依据楼层的标准设计谱人工生成的地震动，其中SL1的三分量峰值加速度为0.17 g：0.17 g：0.22 g，SL2的三分量峰值加速度为0.32 g：0.32 g：0.41 g。分别输入SL1和SL2，对转运-清洗间的动力响应展开分析。
采用地震动多阻尼反应谱拟合优化算法生成SL1和SL2（侯春林等，2012）。在转运-清洗间底部取3个点，将这3个点反应谱的外包络作为目标谱（图2、图3），1组随机地震动作为种子时程，进行人工地震动合成。通过逐步逼近目标谱的方法，使合成的加速度时程精确满足目标峰值加速度，并近似满足目标加速度反应谱。由图2、图3可以看出，人工合成地震动的加速度反应谱与核电厂的标准设计反应谱拟合较好。图4给出了合成地震动SL1和 SL2的加速度时程，SL1的水平方向（x方向和y方向）PGA为0.17 g，即运行安全地震动加速度峰值（0.17 g）；SL2的水平方向（x方向和y方向）PGA为0.32 g，即极限安全停堆地震动加速度峰值（0.32 g）满足《核电厂抗震设计标准 GB 50267—2019》（中华人民共和国住房和城乡建设部等，2019）的相关要求。
图 2 SL1地震动时程拟合目标谱Figure 2. The fitting target spectra of SL1 ground motion time history
图 3 SL2地震动时程拟合目标谱Figure 3. The fitting target spectra of SL2 ground motion time history1.3 计算模型结构自振特性
基于ABAQUS对转运-清洗间展开模态分析，结构前3阶振型如图5所示。由图5可知，转运-清洗间结构的1阶振型和2阶振型均为平动，1阶自振频率为16.856 Hz，2阶自振频率为20.989 Hz；3阶振型为扭转，自振频率为25.259 Hz。由此看出，转运-清洗间的自振频率较高，结构刚度较大。
2. 结构动力响应计算结果分析
在转运-清洗间的结构底部同时输入三分量地震动SL1和SL2，对转运-清洗间的地震反应进行动力时程分析。通过计算，得到钢板和栓钉的应力、混凝土的压应变、结构的加速度和位移等响应量，研究转运-清洗间结构的动力响应规律，评价结构抗震性能。
2.1 应力、应变结果
在工况SL1中，结构各部分的应力或应变峰值如图6～8所示，钢板的峰值应力为40.795 MPa，远低于其屈服强度355 MPa；栓钉的峰值应力为22.722 MPa，远低于其屈服强度270 MPa；不考虑抗拉强度，重混凝土的峰值压应变为199.722×10−6，远低于C40重混凝土的抗压应变标准值1450×10−6。
图 6 钢板峰值应力云图（工况SL1）Figure 6. Peak stress nephogram of steel plates in condition of SL1
图 8 重混凝土峰值压应变云图（工况SL1）Figure 8. Peak compressive strain nephogram of heavy concrete in condition of SL1在工况SL2中，结构各部分的应力或应变峰值如图9～11所示，钢板的峰值应力为68.256 MPa，栓钉的峰值应力为42.364 MPa，均远低于其屈服强度；不考虑抗拉强度，重混凝土的峰值压应变为333.639×10−6，远低于C40重混凝土的抗压应变标准值。
图 11 重混凝土峰值压应变云图（工况SL2）Figure 11. Peak compressive strain nephogram of heavy concrete in condition of SL2分析发现，在工况SL1和工况SL2中，结构的应力、应变较小，钢板、栓钉和混凝土的最大应力、最大应变均出现在转运间悬挑的底部边缘处，悬挑和变截面导致该位置产生应力集中，使得局部应力、应变明显高于其他区域。但各部分的应力、应变远未达到材料的屈服强度，转运-清洗间结构有着充分的安全裕度。
2.2 加速度响应
为研究转运-清洗间结构的地震动响应规律，分析结构对地震动峰值加速度的放大效应，选取9个测点进行分析，如图12所示。测点1～6位于悬挑位置，属于抗震不利位置，在地震作用下的响应可能偏大；测点7～9位于非悬挑位置，作为对照可直观地观察到悬挑对结构地震响应的增大效应。
定义结构的峰值加速度与输入地震动的峰值加速度（PGA）比值为加速度峰值放大系数。转运-清洗间的9个测点加速度峰值放大系数如图13（工况SL1）和图14（工况SL2）所示。
图 13 转运-清洗间的峰值加速度放大系数（工况SL1）Figure 13. Peak acceleration amplification factor of transfer-purging chamber in condition of SL1
图 14 转运-清洗间的峰值加速度放大系数（工况SL2）Figure 14. Peak acceleration amplification factor of transfer-purging chamber in condition of SL2由图13可知，在工况SL1中，转运-清洗间的水平峰值加速度放大系数沿结构高度均呈现放大的趋势，竖向峰值加速度放大系数沿结构高度变化不明显。转运-清洗间的三分量峰值加速度放大系数存在明确的大小关系：y方向＞x方向＞z方向，其中y方向的最大值为1.67，x方向的最大值为1.46， z方向的最大值为1.13。由于转运-清洗间的长轴为x方向，短轴为y方向，进而x方向的刚度较y方向大，在y方向上的加速度放大系数略大于x方向。对比图13中的3个子图，可发现节点1～3、节点4～5和节点7～9体现出来的增长趋势基本一致，说明转运-清洗间在同一水平高度的不同部位的峰值加速度放大系数基本一致；节点1、4、7在同一水平高度处，但节点1位于悬挑部位的最外端，其水平方向的峰值加速度放大系数明显较其他位置的偏大，这证明转运-清洗间的大悬挑产生了增大局部加速度反应的效应。
由图14可知，在工况SL2中转运-清洗间的三分量峰值加速度放大系数呈现的规律与工况SL1基本一致。转运-清洗间的三分量峰值加速度放大系数的大小关系也与工况SL1一致，即y方向＞x方向＞z方向，其中y方向的最大值为1.71，x方向的最大值为1.44，z方向的最大值为1.08。转运-清洗间的大悬挑产生增大局部加速度反应的效应同样出现在工况SL2中。
2.3 相对位移响应
为研究转运-清洗间结构的整体位移响应规律，分析转运-清洗间结构的峰值位移，测点位置选取与加速度测点的位置一致。转运清洗间结构的峰值位移如图15（工况SL1）和图16（工况SL2）所示。
图 15 转运-清洗间的峰值位移（工况SL1）Figure 15. Peak displacement of transfer-purging chamber in condition of SL1
图 16 转运-清洗间的峰值相对位移（工况SL2）Figure 16. Peak displacement of transfer-purging chamber in condition of SL2由图15可知，在工况SL1中，转运-清洗间水平向的峰值相对位移沿结构高度总体上呈现逐渐放大的趋势，水平向的峰值相对位移大小关系为y方向＞x方向，y方向的最大值为0.37 mm；x方向的最大值为0.27 mm；竖向的峰值相对位移沿结构高度变化不明显。对比图15中的3个子图，节点1～3的z方向峰值相对位移显著大于节点4～6和节点7～9；节点7～9的3个方向峰值相对位移均显著小于节点1～3和节点4～6。转运-清洗间的峰值相对位移在水平两个方向上有明显的差异，y方向的值明显大于x方向，这一规律在9个节点中均有所体现。
总体上转运-清洗间的峰值相对位移值较小，在 SL1的激励下，转运-清洗间的运动可近似为整体平动。节点1是悬挑部位的最外端节点，该点的峰值相对位移要明显比其他同高度节点的偏大，节点1的三分量峰值相对位移分别为0.04 mm∶0.28 mm∶0.15 mm，而同一高度的节点4、7的三分量峰值相对位移分别为0.02 mm∶0.04 mm∶0.04 mm和0.01 mm∶0.00 mm∶0.01 mm，这一结果佐证了大悬挑对局部反应的增大效应。
由图16可知，在工况SL2中，转运-清洗间水平向的峰值相对位移的大小关系也与工况SL1的情况一致，即y方向＞x方向，其中y方向的最大值为0.76 mm；x方向的最大值为0.55 mm；z方向的峰值相对位移呈现的规律与在工况SL1中的相同。
3. 结论
本文通过对核电厂转运-清洗间的非线性动力时程分析，得到了转运-清洗间在设计基准地震动作用下的地震反应。主要结论为：
（1）在设计基准地震动SL1和SL2的激励下，转运-清洗间的应力、应变较小，结构仍在弹性范围工作，远未达到材料的破坏强度，结构有着充分的安全裕度。
（2）转运-清洗间的峰值加速度反应和位移反应较小，并沿结构高度逐渐增大。在SL1激励下，转运-清洗间的x、y、z方向峰值加速度放大系数最大值分别为1.46、1.67、1.13；在SL2激励下，转运-清洗间的x、y、z方向峰值加速度放大系数最大值分别为1.44、1.71、1.08。
（3）转运-清洗间的峰值位移较小，并沿高度方向逐渐增大。在SL1激励下，转运-清洗间的x、y方向峰值位移最大值分别为0.27 mm、0.37 mm；在SL2激励下，转运-清洗间的x、y方向峰值位移最大值分别为0.55 mm、0.76 mm。
（4）转运-清洗间整体刚度较大，在设计基准地震动激励下，结构的动力响应总体接近于整体平动但转运-清洗间的大悬挑会显著放大局部的地震响应。
-
图 1 核电厂转运-清洗间有限元模型
Figure 1. Finite element model of transfer-purging chamber of nuclear power plant
图 2 SL1地震动时程拟合目标谱
Figure 2. The fitting target spectra of SL1 ground motion time history
图 3 SL2地震动时程拟合目标谱
Figure 3. The fitting target spectra of SL2 ground motion time history
图 6 钢板峰值应力云图（工况SL1）
Figure 6. Peak stress nephogram of steel plates in condition of SL1
图 8 重混凝土峰值压应变云图（工况SL1）
Figure 8. Peak compressive strain nephogram of heavy concrete in condition of SL1
图 11 重混凝土峰值压应变云图（工况SL2）
Figure 11. Peak compressive strain nephogram of heavy concrete in condition of SL2
图 13 转运-清洗间的峰值加速度放大系数（工况SL1）
Figure 13. Peak acceleration amplification factor of transfer-purging chamber in condition of SL1
图 14 转运-清洗间的峰值加速度放大系数（工况SL2）
Figure 14. Peak acceleration amplification factor of transfer-purging chamber in condition of SL2
图 15 转运-清洗间的峰值位移（工况SL1）
Figure 15. Peak displacement of transfer-purging chamber in condition of SL1
图 16 转运-清洗间的峰值相对位移（工况SL2）
Figure 16. Peak displacement of transfer-purging chamber in condition of SL2
表 1 材料本构关系的主要参数
Table 1. Main parameters of material constitutive relationship
材料 参数 数值 钢材（Q355） 弹性模量E/MPa 206000 屈服强度/MPa 355 泊松比 0.3 ML15 弹性模量E/MPa 210000 屈服强度/MPa 270 泊松比 0.3 重混凝土（C40） 密度/Kg·m−3 3700 弹性模量/MPa 50000 抗压应变设计值 1450×10−6 泊松比 0.2 膨胀角/° 35 偏心率 0.1 双轴抗压强度$ {f}_{b_0} $与单轴抗压强度$ {f}_{e_0} $的比值 1.16 粘性参数 0.66667 
下载: 导出CSV
-
[1] 葛琪, 熊峰, 何涛, 2018. 钢板混凝土组合墙试验和有限元分析. 东南大学学报（自然科学版）, 48（5）: 885—895Ge Q. , Xiong F. , He T. , 2018. Testing and finite element analysis on steel-plate concrete composite wall. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 48(5): 885—895. (in Chinese) [2] 侯春林, 李小军, 戴志军, 2012. 人造地震动多阻尼反应谱拟合优化算法. 国际地震动态, （6）: 303. [3] 李楠, 谷继品, 2008. 中国实验快堆转运-清洗室的力学分析. 原子能科学技术, 42（S2）: 509—511Li N. , Gu J. P. , 2008. Numerical analysis of transfer and purge chamber for China experimental fast reactor. Atomic Energy Science and Technology, 42(S2): 509—511. (in Chinese) [4] 李小军, 李晓虎, 2017. 核电工程双钢板混凝土组合剪力墙面内受弯性能研究. 工程力学, 34（9）: 43—53 doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.08.0665Li X. J. , Li X. H. , 2017. Study on in-plane flexural behavior of double steel plates and concrete infill composite shear walls for nuclear engineering. Engineering Mechanics, 34(9): 43—53. (in Chinese) doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.08.0665 [5] 刘晶波, 王冬亮, 王宗纲等, 2019. 核工程双钢板-混凝土组合剪力墙面内受剪性能试验研究. 地震工程与工程振动, 39（5）: 19—27Liu J. B. , Wang D. L. , Wang Z. G. , et al. , 2019. Experimental study on in-plane shear behavior of double-skin-composite shear walls in nuclear engineering. Earthquake Engineering and Engineering Dynamics, 39(5): 19—27. (in Chinese) [6] 熊峰, 何涛, 周宁, 2015. 核电站双钢板混凝土剪力墙抗剪强度研究. 湖南大学学报（自然科学版）, 42（9）: 33—41 doi: 10.3969/j.issn.1674-2974.2015.09.005Xiong F. , He T. , Zhou N. , 2015. Study on the shear strength of double steel plate composite shear wall in nuclear plant. Journal of Hunan University (Natural Sciences), 42(9): 33—41. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1674-2974.2015.09.005 [7] 张有佳, 李小军, 2015. 基于钢板弹性屈曲理论的组合墙轴压试验研究. 应用基础与工程科学学报, 23（6）: 1198—1209Zhang Y. J. , Li X. J. , 2015. Axial compression experimental study of composite walls based on steel plate elastic buckling theory. Journal of Basic Science and Engineering, 23(6): 1198—1209. (in Chinese). [8] 张有佳, 李小军, 贺秋梅等, 2016. 钢板混凝土组合墙体局部稳定性轴压试验研究. 土木工程学报, 49（1）: 62—68Zhang Y. J. , Li X. J. , He Q. M. , et al. , 2016. Experimental study on local stability of composite walls with steel plates and filled concrete under concentric loads. China Civil Engineering Journal, 49(1): 62—68. (in Chinese) [9] 中华人民共和国住房和城乡建设部, 2011. GB 50010—2010 混凝土结构设计规范. 北京: 中国建筑工业出版社.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China, 2011. GB 50010—2010 Code for design of concrete structures. Beijing: China Architecture & Building Press. (in Chinese) [10] 中华人民共和国住房和城乡建设部, 国家市场监督管理总局, 2019. GB 50267—2019 核电厂抗震设计标准. 北京: 中国计划出版社.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China, State Administration for Market Regulation, 2019. GB 50267—2019 Standard for seismic design of nuclear power plants. Beijing: China Planning Press. (in Chinese) [11] Akiyama H. , Sekimoto H. , Fukihara M. , et al. , 1991. A compression and shear loading test of concrete filled steel bearing wall. In: Transactions of the 11th international conference on structural mechanics in reactor technology (SMiRT-11). Tokyo, 323—328. -
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 206
- HTML全文浏览量: 74
- PDF下载量: 5
- 被引次数: 0
