ACP1000核電站燃料轉運裝置驅(qū)動機構抗震性能分析

楊曉

（中核第四研究設計工程有限公司，石家莊050021）

0 引 言

核電動機組中燃料轉運裝置承擔著傳輸核燃料組件的重要作用，燃料轉運裝置的關鍵組件是驅(qū)動機構，該機構共兩套，分別布置于反應堆廠房和燃料廠房，兩套驅(qū)動機構采用接力驅(qū)動的方式驅(qū)動燃料轉運裝置。針對燃料轉運裝置的抗震要求，需要對驅(qū)動機構在異常工況（OBE）、事故工況（SSE）下進行強度分析[1]。

針對核電設備的抗震性能計算以基于響應譜分析法的線性分析為主。針對3個維度的地震振動分量，采用平方和開平方根方法（SRSS）進行組合，考慮靜載下的最不利工況[2]。在抗震分析中依據(jù)RCC-M標準對整體結構進行強度評定，并考慮在裝置運行過程中驅(qū)動機構的聯(lián)接螺栓和地腳錨栓的強度要求[3]。

1 工程概況

燃料轉運裝置驅(qū)動機構的安全等級為LS，抗震等級為1I，質(zhì)保等級為QA2。該設備主要由支架、編碼器、減速伺服電動機、輸出軸組件及重型錨栓等構件組成，結構如圖1所示。

圖1 燃料轉運裝置驅(qū)動機構整體結構示意圖

支座左側與連接板之間通過2個M16×25螺栓（編號L1、L2）聯(lián)接，支座右側與組件通過2個M16×50螺栓（編號L3、L4）聯(lián)接，整個機構通過4個M12×25（編號M1、M2、M3、M4）、2個M16×25（編號M5、M6）的重型錨栓安裝在混凝土基座上。

2 計算模型及參數(shù)選取

2.1 有限元模型的建立

燃料轉運裝置驅(qū)動機構三維模型如圖2所示，表1列出了主要部件的材料特性。有限元模型尺寸采用實際尺寸，主體的支架、支座、連接板材料為022Cr19Ni10，采用殼單元建模，并采用4 節(jié)點殼單元S4R 劃分網(wǎng)格。軸套等部件材料為022Cr19Ni10，形狀比較規(guī)則，采用縮減積分單元C3D8R。部件間的聯(lián)接螺栓和地腳錨栓均采用2節(jié)點線性梁單元B31劃分網(wǎng)格。最終形成的網(wǎng)格數(shù)量為59 400，節(jié)點數(shù)為62 020。所劃分網(wǎng)格如圖3所示。

圖2 燃料轉運裝置驅(qū)動機構三維模型

表1 材料特性表

圖3 燃料轉運裝置驅(qū)動機構有限元模型

有限元模型中的X、Y、Z 方 向 分 別 對 應于反應譜中水平方向、豎直方向、反應堆廠房指向燃料廠房方向。

2.2 載荷條件

燃料轉運裝置驅(qū)動機構安裝在燃料廠房的標高+20.000 m處，地震反應譜選取燃料廠房標高+20.000 m處樓層反應譜。根據(jù)GB50267-97《核電廠抗震設計規(guī)范》3.3節(jié)，異常工況（OBE）時設備的阻尼比取2%，事故工況（SSE）時設備的阻尼比取4%。

2.3 燃料轉運裝置驅(qū)動機構的模態(tài)分析

根據(jù)有限元模型及參數(shù)，約束6個地腳錨栓底面處的3個平動自由度（即UX=UY=UZ=0），分析截至頻率33 Hz的結構整體模態(tài)，得到驅(qū)動機構的固有頻率和相應各階的振型。共計算了450階，各方向參與質(zhì)量及質(zhì)量百分比如表2所示，各方向參與質(zhì)量均大于94%。

表2 各方向參與質(zhì)量及質(zhì)量百分比

通過分析，得出結構主要振型為第1、2、3階，前3個振型累計參與質(zhì)量占總質(zhì)量的72%，表3列出了驅(qū)動機構的前3階周期和頻率，相關振型如圖4～圖6所示。

表3 轉運裝置驅(qū)動機構動力特性

圖4 第1階模態(tài)

圖5 第2階模態(tài)

圖6 第3階模態(tài)

3 驅(qū)動機構整體的抗震評定

首先選擇應力評定準則，對各載荷工況下的等效應力進行安全評定。根據(jù)《核電廠抗震設計規(guī)范》（GB50267-97）及驅(qū)動機構的固有頻率分布，振型組合采用完全二次型組合（CQC），地震振動3個分量引起的反應值按平方和的平方根組合（SRSS）[4]。

3.1 強度評定準則

依據(jù)《壓水堆核電廠乏燃料貯存設施設計準則》（EJ/T883-2006），驅(qū)動機構的整體強度評定依照表4所示。

表4 驅(qū)動結構載荷工況及應力限值表

3.2 各工況下驅(qū)動機構的應力分布

依據(jù)RCC-M中C3281節(jié)，在彈性分析中采用Tresca應力準則。圖7為正常運行+OBE工況下支架的應力云圖。最大應力出現(xiàn)在支架前側左上橫梁的拐角處，計算最大應力為94.73 MPa。圖8為正常運行+SSE工況下支架的應力云圖。最大應力出現(xiàn)在支架前側左上橫梁的拐角處，計算最大應力為109.44 MPa。

圖7 正常運行+OBE工況下驅(qū)動機構應力分布

圖8 正常運行+SSE工況下驅(qū)動機構應力云圖

經(jīng)分析可知，在地震載荷作用下，驅(qū)動機構的應力分布滿足應力限值的要求。

4 驅(qū)動機構聯(lián)接螺栓和重型錨栓的抗震評定

4.1 螺栓的強度評定原則

對于螺栓，參照RCC-M 規(guī)范ZVI 2461進行評定。

1）承受純拉伸的螺栓緊固件的平均拉伸應力應限制在Ftb以內(nèi)：ft＜Ftb。

2）承受純剪切的螺栓緊固件的平均剪切應力應限制在Fvb以內(nèi)：fv＜Fvb。

3）承受拉伸和剪切力的螺栓緊固件中，應力應滿足下列方程式：

式中：ft為計算拉伸應力；fv為計算剪切應力；Ftb為工作溫度下的許用拉伸應力，F(xiàn)tb=0.3Su=210 MPa（A2-70），F(xiàn)tb=0.5Su=400 MPa（8.8級）；Fvb為工作溫度下的許用剪切應力，F(xiàn)vb=Su/8=87.5 MPa（A2-70），F(xiàn)vb=5Su/24=166.7 MPa（8.8級）。

4.2 地震載荷下驅(qū)動機構防止傾覆的校核

如圖1所示，驅(qū)動機構是通過6根地腳錨栓固定在基礎上，在地震載荷作用下，驅(qū)動機構存在地腳錨栓拔離而傾覆的風險。選取最危險的工況（靜力+SSE）進行校核。在靜力和地震載荷作用下，錨栓受X方向的摩擦力FX、軸向力FY及Z方向的摩擦力FZ。各方向受力值如表5、表6所示。校核結果如表7所示，每個位置的地腳錨栓均滿足要求，不會因地震而引起驅(qū)動機構的傾覆。

表5 地震載荷SSE工況下M12×25地腳錨栓的支反力 N

表6 地震載荷SSE工況下M16×25地腳錨栓的支反力 N

表7 驅(qū)動機構防止傾覆的校核結果

4.3 聯(lián)結螺栓的強度評定

如圖1所示，驅(qū)動機構各部件之間通過4個M16螺栓緊固聯(lián)接，校核最危險工況（靜力+SSE）作用下螺栓的最大軸向力FY，部件間接觸面最大摩擦力FX、FZ。各方向受力值如表8、表9所示，校核結果如表10所示，驅(qū)動機構的聯(lián)接螺栓均滿足強度要求，不會因地震而導致驅(qū)動機構的破壞。

表8 地震載荷SSE工況下M16×25螺栓的受力 N

表9 地震載荷SSE工況下M16×50螺栓的受力 N

表10 聯(lián)接螺栓的校核結果

5 結 論

采用有限元計算手段對燃料轉運裝置的驅(qū)動機構進行抗震分析,在驅(qū)動機構模態(tài)分析的基礎上，進行地震載荷下的反應譜分析。

根據(jù)計算結果，可見驅(qū)動機構滿足RCC-M的強度評定條件，能夠在地震期間及之后保證結構的完整性并連續(xù)運行。聯(lián)接螺栓以及地腳錨栓的應力滿足RCC-M-附錄Z VI的要求，在地震期間不會發(fā)生斷裂、拔離等事故，保證設備運行安全。