雙機(jī)抬吊法吊裝某井筒的過程靜力學(xué)分析

金忠見

（中國核工業(yè)二三建設(shè)有限公司，北京 100000）

0 引言

從全球核電產(chǎn)業(yè)發(fā)展來看，各個國家的大部分核電站的在堆貯存水池容量已經(jīng)超負(fù)荷，乏燃料的后處理已經(jīng)成為亟待解決的問題之一［1］。通常情況下，當(dāng)乏燃料在堆水池已滿或接近滿容，而后處理廠或放射性廢液處理庫的建設(shè)相對滯后時，均會采用乏燃料中間貯存的辦法。近年來，我國加大了對于核設(shè)施退役預(yù)算的投入，國內(nèi)第一個離堆的乏燃料干式貯存設(shè)施是由秦山第三核電有限公司建設(shè)，該技術(shù)源于加拿大原子能公司的氣冷貯存模塊［2］。常規(guī)的干法貯存是指將高放廢液玻璃固化后貯存在容器暫存庫中。對于高放射性固化體貯存井的安裝，其精度要求很高，井筒必須插入頂板貫穿件內(nèi)，使井筒與貫穿件部分重疊，形成一個定向支座來平衡側(cè)向力。如果井筒發(fā)生較大變形，其后續(xù)安裝工作均會受到影響。對零部件吊裝過程進(jìn)行靜力學(xué)仿真分析可以為實際吊裝過程提供參考。文獻(xiàn)［3］對于某特種方艙骨架在運輸、吊裝、天線起豎等工況下進(jìn)行靜力學(xué)分析，對部分構(gòu)件的設(shè)計提出了合理建議。楊建福［4］基于ANSYS軟件對動車組水箱吊裝結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析，確定了吊裝結(jié)構(gòu)中應(yīng)力較大的部位，發(fā)現(xiàn)螺栓孔等應(yīng)力較大部位的接觸應(yīng)力均小于材料的屈服強(qiáng)度。梁全章［5］對某工程實例進(jìn)行有限元建模，通過ANSYS軟件對鋼-混組合梁斜拉橋主梁整體吊裝進(jìn)行受力分析，結(jié)果表明梁處于吊裝過程中的最差工況時，梁的受力仍然滿足要求。

本論述通過ANSYSWorkbench靜力學(xué)分析模塊對高放射性固化體貯存井吊裝過程進(jìn)行有限元分析，并對抱箍的安裝位置進(jìn)行調(diào)整，以確定抱箍的最優(yōu)安裝位置，為井筒吊裝過程的可行性與安全性提供依據(jù)。

1 三維有限元模型建立

高放射性固化體貯存井主要由兩百多個井筒單元構(gòu)成。如圖1（a）所示為貯存井的井筒單元，井筒單元主要由貫穿件、定位鋼板、井筒和貯存井底板構(gòu)成。玻璃固化體貯存于每個井筒單元內(nèi)以保證安全。這種嵌套式的結(jié)構(gòu)對安裝有嚴(yán)格的要求，井筒可視為細(xì)長件，在吊裝過程中容易出現(xiàn)變形，同時禁用鐵件及其它銳利工具碰觸井筒。因此井筒吊裝采用雙機(jī)抬吊法，如圖1（b）所示，起吊端使用塔吊與井筒預(yù)留耳洞通過扁擔(dān)梁相連，溜尾端使用汽車吊通過抱箍與井筒相連進(jìn)行吊運。

圖1 （a）井筒單元；（b）雙機(jī)抬吊法吊裝井筒

為了驗證井筒在吊裝過程中的變形大小，現(xiàn)對井筒吊裝過程中的三種運動狀態(tài)進(jìn)行靜力學(xué)仿真，同時研究改變抱箍位置對變形的影響，分析井筒應(yīng)力分布。圖2顯示了井筒的三維模型圖及相關(guān)參數(shù)，井筒總長L為10 775 mm，其外徑D為490 mm，井筒壁厚t為5 mm，井筒的右端開設(shè)有四個均勻的圓孔用于塔吊吊裝，其圓孔直徑為80 mm。井筒的左端外表面安裝有用于汽車吊的抱箍，抱箍安裝在距離井筒端面長度為d的位置，井筒吊裝過程中改變d的值來分析井筒的應(yīng)力與變形狀況，使吊裝過程中的位移變形最小。狀態(tài)1指的是起吊剛開始汽車吊與塔吊將井筒水平吊起的狀態(tài)，狀態(tài)2為塔吊升高后井筒與地面成45°角時的狀態(tài)，狀態(tài)3為汽車吊撤離后井筒被豎直吊起的狀態(tài)。上述三種狀態(tài)均為吊裝過程中井筒保持動態(tài)受力平衡的過程，不考慮吊裝過程中井筒隨時間的運動狀態(tài)，因此計算過程為穩(wěn)態(tài)。

圖2 井筒三位模型圖及相關(guān)參數(shù)

井筒的材料為316Ti不銹鋼，其物性參數(shù)見表1所列。

表1 材料特性參數(shù)

2 網(wǎng)格劃分及添加載荷

根據(jù)上述分析在Solidworks中建立三維模型，導(dǎo)入Ansys workbench的靜力學(xué)分析模塊進(jìn)行材料、網(wǎng)格、邊界調(diào)節(jié)及求解的相關(guān)設(shè)置。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示，對局部帶有吊裝孔的位置進(jìn)行加密處理，對不同狀態(tài)的三位井筒模型，其節(jié)點單元為11萬左右。需要說明的是，有限元法處理靜力學(xué)問題時并非網(wǎng)格數(shù)越多越好，對于本模型而言，為了避免出現(xiàn)應(yīng)力奇異，網(wǎng)格節(jié)點控制在11萬左右，未出現(xiàn)應(yīng)力奇異，滿足有限元計算要求。

圖3 井筒有限元網(wǎng)格劃分

有限元模型約束條件及假設(shè)：假設(shè)井筒在三個狀態(tài)受力分析時均保持動態(tài)平衡，不考慮井筒隨著時間的運動，為穩(wěn)態(tài)計算。井筒自身重力視為均布載荷分布于井筒外表面，其值q=12 310 N，不考慮其它外部載荷。動態(tài)平衡后汽車吊與塔吊對井筒的約束視為鉸支，忽略井筒材料的不均勻性。

3 靜力學(xué)仿真結(jié)果分析

針對上述三維模型及其運動狀態(tài)進(jìn)行有限元計算，結(jié)果分析如下，圖4為d=200 mm時井筒處于狀態(tài)1的動態(tài)平衡時，井筒的最大位移云圖，為方便觀察，變形位移量按照130倍放大顯示。從圖4可以看出，最大位移發(fā)生在井筒的正中間處，大小為4.07 mm，井筒兩邊的位移基本為0。圖5為d=200 mm時井筒處于狀態(tài)1的動態(tài)平衡時，井筒的等效應(yīng)力云圖，可以發(fā)現(xiàn)應(yīng)力的最大值分布在井筒右側(cè)的小孔位置處，最大值為9.772 6 MPa，同時井筒中間的應(yīng)力也較大。

圖4 d=200mm、井筒處于狀態(tài)1時位移分布

圖5 d=200mm、井筒處于狀態(tài)1時等效應(yīng)力分布

為研究抱箍安裝距離d對井筒最大位移變形及最大等效應(yīng)力的影響，當(dāng)d值取200 mm、400 mm、600 mm、800 mm和1 000 mm時，對于狀態(tài)1和狀態(tài)2而言，井筒的最大位移隨d的變化過程如圖6（a）所示，發(fā)現(xiàn)隨著距離d的增加，井筒所受的最大位移值在減小，井筒處于狀態(tài)1時的最大位移高于狀態(tài)2，其最大位移發(fā)生在d=200 mm且井筒處于狀態(tài)1時，其值為4.07 mm。通過有限元計算得知，狀態(tài)3時井筒最大位移為0.2 mm，因此井筒在狀態(tài)1時的位移變形最明顯。井筒的最大應(yīng)力隨d的變化過程如圖6（b）所示，可以發(fā)現(xiàn)，狀態(tài)2時井筒所承受的最大應(yīng)力大于狀態(tài)1，最大應(yīng)力出現(xiàn)在d=200 mm且井筒處于狀態(tài)2時，其值為19.07 MPa，通過有限元計算得知，狀態(tài)3時井筒最大應(yīng)力為20.93 MPa，因此井筒在狀態(tài)3時所承受的最大應(yīng)力值高于狀態(tài)1和狀態(tài)2，同時最大應(yīng)力的位置出現(xiàn)在用于起吊的小孔位置。根據(jù)上述分析可知，井筒采用雙機(jī)抬吊法吊裝過程中受到的等效應(yīng)力遠(yuǎn)小于屈服應(yīng)力，同時吊裝過程中井筒的最大位移變形為4.5 mm，不會對井筒的安裝精度造成影響，因此采用雙機(jī)抬吊法吊裝的方法不會對井筒造成變形或應(yīng)力失效，其方法可行性程度高。

圖6 井筒最大位移與最大應(yīng)力隨d的變化

圖7為抱箍的約束反力隨距離d的變化，井筒處于狀態(tài)2時抱箍所承受的約束反力均高于狀態(tài)1，同時隨著抱箍安裝距離d的增大，其所承受的約束反力在逐漸增大，因此在采用雙機(jī)抬吊法吊裝井筒時須確保受力平衡；對比圖6（b）中狀態(tài)2時最大應(yīng)力隨d的變化，當(dāng)d=600 mm時，最大應(yīng)力值最小，因此抱箍安裝的距離d的優(yōu)選值為600 mm。

圖7 抱箍的約束反力隨d的變化

4 結(jié)論

本論述對與雙機(jī)抬吊法吊裝某井筒的過程進(jìn)行了靜力學(xué)仿真分析，通過對吊裝過程中的三個動態(tài)平衡狀態(tài)進(jìn)行有限元計算，得到了以下結(jié)論：

（1）采用雙機(jī)抬吊法吊裝井筒時，當(dāng)井筒與地面平行時，井筒的位移變形最大，最大位移發(fā)生在井筒的正中間；當(dāng)井筒與地面垂直時，井筒承受的最大等效應(yīng)力值最大，且位于井筒端部用于起吊的兩個圓孔上。

（2）當(dāng)井筒與地面的夾角為45°時，抱箍與井筒端面的距離優(yōu)選600 mm，此時井筒所受的最大應(yīng)力最小。

（3）采用雙機(jī)抬吊法吊裝井筒時，井筒承受的應(yīng)力與變形均在合理范圍之內(nèi)，采用此方法吊裝井筒的可行性較高。