地震作用下核電站環行吊車動力響應特性的模擬分析

李守巨,王榮成,杜洪澤,王雨晴

(大連理工大學 工業裝備結構分析國家重點實驗室,遼寧 大連 116024)

0 引言

核環吊位于反應堆廠房中,其全壽命周期可以分為三個工況,即核電廠安裝工況、核電廠運行工況和地震工況。在核電廠安裝期間,環吊用于反應堆廠房內蒸汽發生器和反應堆壓力容器等重載設備和其他輕載設備的安裝調運。核電廠運行期間,環吊用于停堆換料時反應堆壓力容器頂蓋和堆內構件等設備的裝卸吊運以及其他設備的維修吊運。而在地震工況下,核電廠專用起重機設計準則(ETJ 801—93)[1]要求環吊在最大操作負載加極限安全地震動引起的荷載下能保持負載不跌落,大車和小車應能保持在各自的軌道上,不碰撞建筑物,也不掉落零部件。文獻[1]是針對二代核環吊提出的,隨著我國對第三代核電技術的引進、吸收和發展,專用準則的某些規定已顯不足。隨著我國三代核電技術的自主化、國產化,核電結構及設備的抗震安全性能要求逐步提高。核電廠環行吊車作為核電廠特種設備,在地震作用下的動力承載特性和動力響應特性研究是保證結構安全性和足夠地震安全裕度的重要內容。Chen等[2]數值分析了AP1000核島在安全停堆地震作用下有無隔震裝置的動力響應,通過建立三維有限元模型進行數值計算,生成加速度樓層反應譜,評估了基礎隔震技術的有效性和可行性,為核電廠在全壽命周期的安全性、可靠性提供了有力保障。Huang等[3]研究了核電站建筑結構抗震安全性能評估問題。李忠獻等[4]以某千兆瓦級壓水堆核電廠廠房結構為對象,研究了硬土場地條件下地基土動態剪切模量的變化對樓層反應譜計算的影響,定量分析了廠房結構樓層加速度反應譜對地基土動態參數變化的敏感性,為評估類似硬土場地條件下核廠房結構的安全性提供了一種計算方法。Varpasuo[5]采用3D有限元模型對反應堆廠房的樓層反應譜進行了分析。Paskalov等[6]對樓層反應譜的確定性和隨機性問題進行了分析。Politopoulos等[7-8]就獨立核島的基礎埋置深度對核電廠樓層反應譜特性的影響進行了評估,認為基礎埋深效應對核電廠地震響應的影響是不可忽略的;同時對較高模態頻率附近水平樓層反應譜的放大機制進行了研究,通過對核電廠模型的分析表明,在非隔離模式的垂直激勵與水平響應之間進行耦合時,這種放大狀況表現顯著。黃江德等[9]在AP1000核電廠標準設計的基礎上闡述了核電廠結構的地震時程分析及反應譜的拓寬和包絡等過程,對于無法被規范設計譜包絡的反應譜,給出了兩種行之有效的優化方法:樓層反應譜峰值折減和地震加速度輸入時程重新匹配,優化之后的結果可將樓層反應譜對管道和設備抗震設計的超越影響降到最低。Tuón-Sanjur等[10]考慮土-結構相互作用效應(SSI),利用ANSYS和SASSI軟件分別建立了三維有限元模型和集中質量桿模型對AP1000核島的樓層反應譜特性進行研究,對比分析了不同地質條件下核島結構不同標高的樓層反應譜,進而為核島廠房結構地震安全性評估提供了理論依據。榮峰等[11]采用直接法對二維土層-結構相互作用計算模型進行研究,分析廠房基礎和各樓層在不同工況下的地震反應及樓層反應譜。Naohiro Nakamuraa等[12]運用非線性有限元軟件對核電廠廠房的安全風險進行評估,并采用有限元計算模型考慮地基-結構的相互作用和地基的隆起效應,計算地震作用下安全殼的極限破壞強度,從剪切應變、軸向應力和應變能等方面預測了安全殼的失效模式,同時評估了豎向地震和基礎隆起對結構地震響應的影響。T Kobayashi等[13]對臺灣花蓮的全尺度安全殼進行了地震響應的瞬態動力學分析,對應變相關的材料非線性和地基隆起產生的幾何非線性都進行了詳細研究,同時闡述了非線性地震動輸入時程與等效線性地震動輸入時程方法的優點。Yoshimura S等[14]對2007年7月新瀉縣地震下的柏崎刈羽核電廠BWR5進行了三維有限元地震響應分析,研究中采用全尺寸和精確BWR模型對比闡述了BWR模型與集中質量模型的特點。E Bielor等[15]分析了SWR1000型核電廠廠房在地震荷載作用下的動力響應,基于土壤能力的頻率依賴性提出兩種土壤模型,得到結構的時程響應結果。Králik J等[16]運用時間過程分析方法考慮地基土-結構相互作用效應,對核電廠廠房進行了地震響應極限分析,同時比較了NASI和ANSYS兩種軟件瞬態動力分析的結果。

基于上述研究,本文擬以國內首臺擁有完全自主知識產權的三代核電技術的核電廠環行吊車為研究對象,采用有限元數值模擬方法,建立一個簡化的核電廠安全殼與環行吊車的三維有限元模型,對核環吊結構進行靜力學和動力學分析,評估地震荷載作用下核環吊大梁和小梁的強度安全性,并判斷其在地震時是否會發生跳軌。

1 核電站環形吊車基本動力學特性模擬分析

本研究中核電站環形吊車安全殼與金屬結構所用材料為Q345鋼,其屈服極限σs=345 MPa,楊氏模量E=206 GPa,泊松比υ=0.3,材料密度ρ=7 850 kg·m-3。安全殼直徑為45 m,厚度取60 mm,安全殼桶殼高度為50 m;環吊軌道(以下簡稱環軌)直徑41 m,軌道標高42 m。環吊主要由大車和小車組成,大車由兩根主梁、兩根端梁和支撐系統組成,小車由承載梁、車身和支撐系統組成(圖1)。圖1中安全殼頂部圓殼未顯示,安全殼局部未顯示。大車主梁長度40 m,兩根主梁距離10 m,主梁為變截面箱型梁,梁截面高度分別為4 m和2 m,寬度為2 m;小車承載梁為箱型梁,長度為10 m,截面高度2 m,寬度1 m。環吊正常運行時的總重量為700～800 t,其中小車重量為150～200 t,大車重量為500～600 t。有限元模擬時采用非結構質量屬性調整模型以達到實際環吊正常運行狀態的總重量。

如圖1所示,安全殼和環軌選用四結點曲面薄殼S4R殼單元;主梁、大車支撐系統、端梁(平衡梁)、小車承載梁、車身和小車支撐系統等為兩結點空間線性B31梁單元。有限元模型單元總數為5 260個,各單元之間的節點耦合通過Couple-Kin(即Kinematic Coupling)實現。Couple-Kin可以實現耦合點與參考點之間的剛體運動,可選擇的約束有6個自由度,放開其中任意一個旋轉自由度可實現兩節點之間的鉸接關系。模型中通過Couple-Kin設置的鉸接有:大車支撐系統與環軌的耦合,小車支撐系統與主梁的耦合,小車車身內部的耦合等。采用MPC-Beam剛性梁單元實現各單元之間的剛性連接。模型中通過MPC-Beam設置的剛性連接有變截面主梁各段的連接、主梁與端梁的連接、大車支撐系統與主梁的連接、小車車身與支撐系統的連接等。

圖1 支撐在安全殼上的核環吊有限元模型Fig.1 The finite element model of nuclear polar crane fixed on containment

對安全殼和環吊整體結構空載狀態進行數值模態分析,提取前10階模態,并將前10階固有頻率列于表1。

表1 安全殼與環吊整體結構前10階固有頻率Table 1 The first ten natural frequencies for integral structure of containment and nuclear polar crane

按照核電廠抗震設計規范(GB 50267—97)的相關規定[17],以極限安全地震動(SL2)下焊接鋼結構阻尼比作為核環吊結構的阻尼比,取阻尼比ξ=4%。瑞利阻尼通常取質量矩陣M和剛度矩陣K的線性組合:

C=αM+βK

(1)

式中:α表示質量系數,β表示剛度系數,可由下式求得

(2)

式中:ωm和ωn分別為結構的第m和第n階圓頻率。

本文主要研究環吊的振動特性,故選取表1中第1階與第6階的固有頻率計算瑞利阻尼中的質量系數α和剛度系數β,即f1=2.441 Hz,f6=3.965 Hz。由f1和f6得到ωm和ωn,取阻尼比ζ=4%,得出質量系數α=0.759 4,剛度系數β=0.001 988。將計算得到的阻尼系數用于進一步的瞬態動力學分析。

如圖2所示,環吊結構的1階模態表現為主梁側向彎曲,2階模態表現為主梁向上彎曲,3階模態表現為兩根主梁分別向上、向下相對彎曲。前3階振型中最大位移截面都發生在主梁跨中位置。

圖2 環吊結構前3階模態Fig.2 The first three modes of polar crane

2 地震作用下核電站環行吊車動力響應的模擬分析

在地震作用下,環吊結構動力承載性能的研究是評估結構安全性的重要內容。核電廠專用起重機設計準則(EJT 801—93)[1]規定環吊結構應按抗震類設備進行設計,同時要求環吊在最大操作負載加極限安全地震動(SL2)引起的荷載下能保持負載不跌落,大車和小車能保持在各自的軌道上,不碰撞建筑物,也不掉落零部件。核電廠抗震設計規范(GB 50267—97)中提到3種方法計算核電廠設備的地震作用效應:等效靜力法、反應譜法和時間過程法,本文采用時間過程法計算核環吊結構的地震響應特性。經過幅值調整后的El Centro水平地震波時程如圖3所示。由于模擬計算是基于SSE(安全停堆地震)工況進行的,SSE的水平向峰值地面加速度PGA為0.3g(g為重力加速度,取9.81 m/s2)。

圖3 經過幅值處理后的El Centro水平地震波 時程曲線Fig.3 Time-history of El Centro horizontal earthquake wave with adjusted amplitude

有限元計算得到的主梁跨中Mises應力響應時程曲線如圖4所示,其中最大Mises應力為127.93 MPa。

圖4 El Centro地震波作用下核環吊模型跨中的 Mises應力-時間曲線Fig.4 Mises stress-time curve of the midspan of nuclear polar crane model under El Centro wave

圖5為El Centro地震波作用下主梁Mises應力分布。從圖中能夠明顯看出主梁4個角點Mises應力的變化情況,得到最大應力位置和最不利應力狀態。

對于主梁跨中截面的加速度響應,提取主梁跨中節點垂直方向的加速度時程數據于圖6。從圖6可以發現垂直方向的加速度在前15 s內變化較為劇烈,其加速度峰值為1.68 m·s-2,是地表輸入地震波垂直加速度峰值的86%。

圖6 El Centro地震波作用下核環吊橋架模型 跨中的垂直方向加速度-時間曲線Fig.6 Vertical acceleration-time curve of the midspan of nuclear polar model under El Centro seismic wave

3 地震作用下大車和小車是否跳軌的評估分析

地震工況下,核電廠專用起重機設計準則(EJ/T 801—93)要求其在最大操作負載加極限安全地震動SL2引起的荷載下能保持負載不跌落,大車和小車應能保持在各自的軌道上,不碰撞建筑物,也不掉落零部件。所以地震作用下大車、小車是否發生跳軌對環吊的設計單位和核電廠運營單位非常重要。

圖7為環吊支撐結構示意圖。由圖7可知,大車4個支撐結構為環形截面梁,小車2個前支撐為箱型梁,2個后支撐為矩形截面梁。

圖7 環吊支撐結構Fig.7 Support structures of polar crane

以Los Angeles地震動作用下核環吊的地震響應為例,提取大車支撐結構的軸力時程變化曲線于圖8。在該地震動作用下,大車4個支撐結構的軸力時程基本一致。從圖中可以發現,0時刻時大車支撐的軸力為2 556.8 kN;整個地震動持時中,最大軸力為3 698.48 kN,最小軸力為1 472.45 kN,軸力均值為25 563.75 kN。

圖8 大車支撐結構軸力時程曲線Fig.8 Axial force time-history curve of the gantry’s support structure

圖9為小車前支撐結構的軸力時程。在Los Angeles地震動作用下,小車2個前支撐結構的軸力時程是一致的。從圖9中可以發現,0時刻時小車前支撐的軸力為1 991.08 kN;整個地震動持時中,最大軸力為5 852.13 kN,最小軸力為1 071.35 kN,軸力均值為1 990.59 kN。

圖9 小車前支撐結構軸力時程曲線Fig.9 Axial force time-history curve of the trolley’s front support structure

圖10是環吊小車后支撐結構的軸力時程。由圖9、10可知,小車前、后支撐的軸力時程變化基本一致。0時刻時小車后支撐的軸力為415.23 kN;整個地震動持時中,最大軸力為577 kN,最小軸力為249.44 kN,軸力均值為415.2 kN。

圖10 小車后支撐結構軸力時程曲線Fig.10 The axial force time-history curve of the trolley’s rear support structure

從圖8～10的對比來看,大車與小車支撐結構的軸力0時刻值與環吊結構在自重作用下產生的軸力是一致的。大車支撐的軸力均值較大,小車后支撐的軸力均值較小。小車前支撐主要承擔吊重荷載,后支撐主要承擔小車本身的自重荷載。從3個軸力時程變化來看,大車與小車的軸力始終為壓力,沒有出現受拉的情況,所以在Los Angeles地震動作用下核環吊大車與小車均未發生跳軌現象。

4 結論

(1)在調幅后的三向Los Angeles地震動作用下,大車主梁的最大應力滿足規范要求;大車的最大應力響應發生在主梁跨中位置,得到的最大Mises應力=156.75 MPa <[σ]=310.5 MPa。小車的最大應力響應發生在承載梁跨中位置,在Los Angeles地震動作用下得到其最大Mises應力=229.90 MPa <[σ]=310.5 MPa,小車主梁滿足要求。

(2)在調幅后的三向Los Angeles地震動作用下,大車輪子與環軌之間始終處于受壓狀態,沒有發生跳軌現象;小車輪子與大車主梁之間始終處于受壓狀態,也沒有發生跳軌現象。

(3)在靜載條件下下,環吊主梁的最大撓度為32.41 mm,滿足核電廠專用起重機設計準則(EJT 801—93)的要求;環吊主梁的最大應力為71.11 MPa,滿足起重機設計規范(GB/T 3811—2008)[18]的要求。

(4)與安全殼基礎輸入地震波的峰值相比,核環吊大梁跨中最大垂直加速度增加了107%,吊車小梁跨中最大垂直加速度增加了126%。

值得注意的是論文中沒有考慮核支撐環吊的安全殼與地基的相互作用。核電廠抗震設計規范規定,只有結構基礎底面平均剪切波速大于1 100 m/s的地基才可以忽略地基與結構的相互影響作用,因此在給定地質參數的硬土地基上建設核電站還需要考慮地基與安全殼之間的相互作用。