基于实际运行瞬态的反应堆压力容器疲劳损伤状态评估

朱光强 廖昌斌 戴 兵 桂 春

（中核武汉核电运行技术股份有限公司 武汉 430223）

基于实际运行瞬态的反应堆压力容器疲劳损伤状态评估

朱光强 廖昌斌 戴 兵 桂 春

（中核武汉核电运行技术股份有限公司 武汉 430223）

为了确保电厂的安全运行，随着反应堆压力容器(RPV)服役时间的延长，需要及时评估其由实际运行瞬态导致的疲劳损伤。以RPV的实际运行监测数据为基础，对照设计瞬态，统计了电厂运行以来的实际运行瞬态的种类和发生次数，将各种瞬态组合成完整的运行循环，并采用有限元方法对RPV的典型部件进行了温度场分析和应力分析，在此基础上完成了疲劳评定。计算和评定结果表明，如果电厂以后的运行瞬态与之前的运行瞬态类似，在设计寿期内，RPV中最大的累积疲劳损伤系数与设计计算值之比为0.4967，可见设计瞬态是偏保守的。本文的评价方法可以实现RPV后续疲劳损伤的快速评定和跟踪，评价结果可以为RPV的老化管理工作提供有益参考。

反应堆压力容器，实际运行瞬态，疲劳损伤，老化管理

反应堆压力容器(RPV)内装载着高温高压的放射性冷却剂，保证其结构完整性是电厂安全运行的重要保障之一。在运行过程中，由各种运行瞬态引起的冷却剂温度和压力的变化或波动，使RPV部件中的应力状态随即发生相应的改变，由此可能导致部件中一些应力较大区域产生疲劳损伤的老化机理，而一旦部件中某处反映疲劳损伤程度的疲劳利用系数——U达到1后可能会产生一定的疲劳损伤，从而直接威胁着反应堆的运行安全。所以，随着RPV服役时间的延长，需要及时评估其由实际运行瞬态导致的疲劳损伤状态，并掌握发展规律，以确保电厂的安全运行。

RPV在设计时已经对各个部件作了应力分析和疲劳评价，但设计阶段的疲劳分析都是按照设计瞬态数据进行计算的，而实际运行瞬态的热工参数与设计瞬态参数必然会有所区别。随着运行时间的延长，在对在役的RPV疲劳损伤进行评价时，有必要对设计计算中疲劳利用系数较大的部件重新进行分析计算，以便对RPV目前的疲劳损伤状态做出更准确的评价。

本文以已经运行多年的RPV为研究对象，以实际运行瞬态数据为主要输入条件，对RPV的典型部件进行有限元分析和疲劳状态评估。

1 RPV的结构

RPV主体由反应堆容器和顶盖组成，前者由下法兰（含接管段）、筒体和半球形下封头组焊而成，顶盖由半球形上封头和上法兰焊接组成。为了避免容器内表面和密封面腐蚀，在压力容器内壁堆焊有不锈钢衬里。筒体材料采用低合金钢，为避免焊缝受高注量率的中子辐照，采用无纵焊缝的环形锻件，所有承压边界的焊缝均采用全焊透焊接连接。

容器法兰和顶盖采用螺栓连接紧固，并借助两道同心配置在顶盖密封槽中的“O”形环来密封。在顶盖上分别装有控制棒驱动机构管座和温度测量管座，通过它们与控制棒驱动机构和温度测量装置连接。冷却剂环路的进出口接管，采用插入式全焊透焊缝焊接在筒体接管段上，在接管的端部都焊有与主管道材料相同的不锈钢安全端。

RPV的疲劳是设计阶段关注的重点内容之一，设计计算中必须根据设计瞬态载荷历程进行疲劳分析，以确保RPV各部件在设计寿命内的累积疲劳利用系数满足规范要求。RPV的设计寿命为40年。

2 典型部件的有限元分析

选取疲劳设计计算中疲劳利用系数较大的主螺栓、顶盖和入口接管三个部件作为在役RPV疲劳损伤的再评估对象，采用三维有限元模型，并结合实测运行瞬态监测的数据进行应力分析和疲劳评价，对RPV的整体疲劳损伤现状做出评估，评价过程参考ASME B&P Code ⅢNB-3222.4 Analysis for Cyclic Operation 和NB-3232.3 Fatigue Analysis of Bolts进行[1]。分析计算时采用的材料参数来自ASME B&P CodeⅡ[2]。

2.1载荷

为了更加准确地评估RPV疲劳损伤状态，先以瞬态记录资料为基础，统计了实际瞬态的类型和发生次数。在计算时，以相应瞬态的实际运行参数监测数据为输入，对设备零部件的应力循环进行分析评估；对于那些重复出现的瞬态，分析发现历次瞬态参数曲线十分相似，所以，在其中选一组瞬态变化剧烈的典型曲线作为代表进行计算。

为了计算各运行循环的应力循环，先根据实际运行过程，将统计到的运行瞬态组合成各种运行循环，例如，换料至满功率的运行循环经历过程有：换料→升温→热备用→15%功率→100%功率→15%功率→热备用→降温→换料。

计算中考虑了螺栓的预紧载荷和管嘴的管端载荷。

2.2主螺栓和顶盖模型

为了提高分析效率，在保证计算精度的同时，对主螺栓及顶盖计算模型进行了一些简化处理，例如：由于结构的对称性，取1/2个主螺栓建立三维有限元模型进行计算，实体模型和有限元网格分别如图1所示。为了消除边界效应对密封面的影响，模型中将压力容器筒体法兰下部进行了延伸；根据开孔结构和当量实体在同样的载荷条件下其总体变形一致的原则，将顶盖上的控制棒驱动机构管座开孔区简化为等效的无孔壳；试算表明，螺栓在预紧之后，RPV在运行过程中，上下法兰的“中岛”和“外岛”不会再分开，可以忽略其接触效应，而“内岛”上下法兰面可能分开1（1注：所谓“中岛”和“外岛”分别指双道“O”型密封环之外环和内环间的上、下法兰接触面，外环以外的上、下法兰接触面。而“内岛”指内环以内的上、下法兰接触面。），应考虑接触效应。上顶盖封头、筒体、两法兰、螺栓、螺母均采用SOLID45 单元，两法兰间的接触采用面-面接触单元TARGR170、CON TA174描述。螺栓预紧情况下的模拟采用螺栓预紧单元PRETS179。

图1 螺栓和顶盖实体模型Fig.1 Solid model of bolt and cover.

2.3入口接管模型

对于入口接管，由于管端载荷的不对称性，需要建立接管全模型，如图 所示。温度场分析模型和应力场分析模型的网格和节点相同，只是采用的单元不同。

图2 接管实体模型及有限元网格Fig.2 Full-scale mock-up and FE mesh of nozzle.

2.4边界条件

2.4.1 换热边界条件

由于冷却剂的流量有实际监测值，可以采用经验公式估算部件表面的换热系数。对于上封头、法兰和下筒体内表面上的换热边界条件，均采用下面的试验关联式计算其表面换热系数：

式中：d1—管外径；d2—管内径；de—套管环隙当量直径。de=d2-d1；μ—动力粘度。

进入RPV的冷却剂往上顶盖空间内有大约0.5%的漏流，流体沿顶盖内表面向上冲刷至顶盖中心，然后往下流，与被堆芯加热的流体混合后流出反应堆。所以，压力容器顶盖、法兰和筒体表面流体的温度即为冷却剂入口的温度。

2.4.2 位移与力边界条件

对于螺栓和顶盖模型，在两个周期对称截面上施加对称位移边界条件，约束顶盖中心线上的X方向位移，约束筒体截面上的Y方向位移。在筒体和顶盖内表面施加随时间变化的压力载荷。作为示例，图3和图4给出了启、停堆时实际运行瞬态的温度和压力变化曲线。

对于接管和筒体模型，在模型中筒体截面上施加对称位移边界条件，约束底封头中心线X方向位移，约束接管上支座的Y向位移。在接管、筒体和下封头内表面施加随时间变化的压力载荷。在接管端面上施加随时间变化的管端载荷。

另外，由于在筒体密封面上受到顶盖法兰的压应力，和螺栓的拉伸，所以需要将相应瞬态的顶盖和螺栓模型中法兰密封面上压应力及螺栓拉伸载荷提取出来分别施加到筒体法兰表面和螺栓孔台阶面上。

图3 启堆时压力(a)和温度(b)变化图Fig.3 Pressure(a) and temperature(b) variable curves for reactor start-up. Refueling→Heat up at 55 ºC/h→Hot zero power→Unit loading between 0% and 15%→15% full power→Unit loading at 5% of full power/min→Hot full power

图4 停堆时压力(a)和温度(b)变化图Fig.4 Pressure(a) and temperature(b) variable curves for reactor shut-down. Hot full powe→Unit unloading at 5% of full power/min →15% full power→Unit unloading between 15% and 0%→Hot zero power→Cool down at 55 ºC/h→Refueling

3 计算结果与疲劳状态评估

在疲劳评定时，首先选取部件设计计算中累计疲劳利用系数最大的位置进行评定，而不再评定原设计计算中已经评定且疲劳利用系数比较小的点。并补充评定了一些设计计算中没有评定过的且可能存在较大疲劳利用系数的点。本文选择的评定点位置如图5、图6和图7所示。

计算疲劳利用系数时，先要找出运行循环中所评定点的应力强度极大值和极小值，对于螺栓，由于整体模型中没有考虑螺纹之间的接触效应，而将螺栓看作光杆并与法兰上的螺栓孔直接联结，在有限元分析完成后在螺栓光杆上进行应力线性化处理，然后将三个方向的应力乘以细化模型求得螺纹应力集中系数，再以此为基础进行疲劳评定。作为示例，图8列出了换料至满功率运行循环中螺栓截面上的薄膜加弯曲应力强度变化曲线。

图5 顶盖中疲劳评定点Fig.5 Assessment locations in cover.

图6 入口接管中疲劳评定点Fig.6 Assessment locations in inlet nozzle.

图7 入口接管中疲劳评定点(堆焊层)Fig.7 Assessment locations in inlet.

图8 螺栓中的薄膜加弯曲应力在换料至满功率的运行循环中的变化曲线Fig.8 Variation curves of membrane plus bending stress intensity in the section of bolt in refueling to 100% full power operation cycle.

为了求螺栓中螺纹的应力集中系数，曾建立螺栓的三维有限元模型进行计算，如图9所示，在螺纹表面建立接触单元，在螺杆端部横截面上施加拉伸+弯曲载荷，计算后得如图10所示应力分布图。在螺纹连接的第一个螺纹齿根部应力强度最大，分别求此处在X、Y和Z方向的应力集中系数。

图9 螺栓实体模型Fig.9 Solid model of bolt.

图10 应力强度分布图Fig.10 Stress intensity distribution of bolt.

计算结果表明，主螺栓中存在明显应力集中的点位于螺纹连接的第一个螺纹齿根部，而顶盖中应力强度最大的部位在图5中所示P1点，与设计阶段所评定部位一致。

对图中所有点进行疲劳评价，结果表明，主螺栓上有比较大的累积疲劳利用系数。如果假设RPV以后的运行瞬态与之前的瞬态类似，将利用系数线性外推到寿期末，其值与设计计算值之比为0.4967，可见，设计瞬态比实际运行瞬态要保守。

4 结论

本文以某RPV的实际运行瞬态参数为输入，采用三维有限元模型对RPV典型部件进行了瞬态分析和疲劳评定，从疲劳评定过程及计算结果可以看出：

(1) 本文以某RPV的实际运行瞬态参数为输入，采用三维有限元模型对RPV典型部件进行了瞬态分析和疲劳评定，从疲劳评定过程及计算结果可以看出。

(2) 应用ANSYS 软件进行有限元计算可以对螺栓联接结构进行准确的计算，计算中可以充分考虑螺栓的预紧、结构的应力集中和法兰的接触特性等特殊情况的影响，能比较真实地反映螺栓、法兰的应力变化和分布情况。

(3) 设计瞬态对部件的疲劳影响比实际运行瞬态要大，设计瞬态是偏保守的。

另外，本文统计了电厂运行以来的瞬态类型和发生次数，通过疲劳计算发现，“换料至满功率的运行”这种循环对部件疲劳损伤的贡献最大，在运行中应尽量减少这种工况。由于已经计算出了每种运行循环下部件的疲劳损伤系数，在以后的疲劳评价中，只需统计电厂后续运行瞬态类型和次数，即可快速计算出累积疲劳损伤系数，有利于老化管理工作中跟踪设备的疲劳损伤状态。

1 The American Society of Mechanical Engineers[S], Three Park Avenue, New York, ASME Boiler and Pressure Vessel Code section Ⅲ Division 1-subsection NB, class 1 components rules for construction of nuclear facility components, 2010

2 The American Society of Mechanical Engineers[S], Three Park Avenue, New York, ASME Boiler and Pressure Vessel Cod section II, Materials, 2010

Fatigue status assessment for reactor pressure vessel based on actual operational transient

ZHU Guangqiang LIAO Changbin DAI Bing GUI Chun
(China Nuclear Power Operation Technology Corporation, LTD, Wuhan 430223, China)

Background: Fatigue is an important ageing mechanism in RPV and it must be contained to ageing management working range. Purpose: In order to ensure the safety operation of nuclear power plants, as extension of RPV service time, it is necessary to assess the fatigue damage caused by actual operation transient. Methods: Based on monitoring data of actual operation during the past eleven years, refer to design transient, the statistic analysis for types and occurrence times of actual transient is carried out, at the same time, every transients are combined as different operation cycles and the temperature field and stress field of typical components are analyzed by FEM. Results: Based on these information, fatigue analysis and assessment are finished, if later-actual transients are similar with the previous transients, the calculation result shows that the ratio between maximum of cumulative usage factors and design calculation value is 0.4967 the design transients is conservative. Conclusions: Fatigue status of RPV could be assessed and traced quickly through fatigue status assessment method in this paper based on actual operational transient and assessment result would be a good reference for RPV aging management.

Reactor pressure vessel, Actual operational transient, Fatigue damage, Aging management

U467.4+97，O346.2+3，TQ317.6

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040641

朱光强，男，1981年出生，2007年毕业于武汉工程大学，化工过程机械专业，工程师，硕士研究生，现从事核电厂老化管理、核设

备可靠性与寿命评定以及核设备设计等工作

2012-10-31，

2013-01-22

CLC U467.4+97, O346.2+3, TQ317.6