反应堆压力容器堆芯支承块及附近下封头应力分析和评定

高永建 贺寅彪 曹 明 沈 睿 陶宏新

（上海核工程研究设计院 上海 200233）

反应堆压力容器堆芯支承块及附近下封头应力分析和评定

高永建 贺寅彪 曹 明 沈 睿 陶宏新

（上海核工程研究设计院 上海 200233）

堆芯支承块用以限制堆芯吊篮的周向转动，其结构完整性影响反应堆的安全运行。为保证堆芯支承块的结构完整性，本文建立CAP1000反应堆压力容器下封头、堆芯支承块及部分筒体的三维有限元模型，进行热分析、结构分析、疲劳分析及断裂分析，并根据ASME B&PVC-III-NB-3200和ASME B&PVC- III-1附录G的相关规定对计算结果进行评定。结果表明，堆芯支承块及附近下封头满足上述规范的相关要求。本文所采用的分析方法可应用于百万级以上核电厂反应堆压力容器的堆芯支承块的分析。

反应堆压力容器，堆芯支承块，结构分析，疲劳分析，断裂分析

反应堆压力容器（以下简称压力容器）是核电厂一回路反应堆冷却剂系统中的重要设备之一，与系统的其它设备一起构成一回路承压边界，同时也是防止放射性物质释放的第二道屏障。压力容器在高温、高压和高强度辐射剂量下运行，为核安全一级设备[1]。

堆芯支承块（以下简称支承块）位于压力容器下封头过渡段处，周向均布，共4处。支承块的功能是限制堆芯吊篮的周向转动，保证反应堆正常运行期间堆芯不产生过大的振动。

本文利用ANSYS有限元软件建立CAP1000压力容器下封头、支承块及部分筒体的三维有限元模型，进行热分析、结构分析、疲劳分析及断裂分析，根据ASME B&PVC-III-NB-3200[2]和ASME B&PVC-III-1附录G[3]的相关规定对计算结果评定，评定表明支承块及附近下封头满足上述规范的相关要求。

1 载荷、载荷组合与应力限值

1.1载荷及载荷组合

作用于支承块的载荷包括：自重、内压载荷、机械载荷、瞬态压力和温度载荷。由于支承块处于堆芯吊篮和压力容器的交界部位（见图1），机械载荷具有多样且复杂的特点，详见图2和表1，各级工况下的载荷组合见表2。

图1 支承块接口部位示意图Fig.1 Core support pads-internals interface.

图2 机械载荷分布示意图Fig.2 Load applications for core support pads.

表1 单个支承块的机械载荷Table 1 Maximum loads on each core support pad.

表2 支承块的载荷组合Table 2 Load combinations for core support pads.

1.2应力限值

根据ASME B&PVC-III-NB-3200，支承块在各级工况下的应力限值如表3所示。压力容器筒体与下封头采用SA-508 Gr.3 Cl. 1材料，支承块采用SB-166 N06690材料，材料力学性能查自文献[4]。

表3 支承块的应力限值Table 3 Stress limit for core support pads.

2 计算结果及评定

本文建立90°范围内的压力容器下封头、支承块及部分筒体有限元计算模型，为消除应力边界效应，筒体长度L取2540 mm，（R为筒体外径，T为筒体壁厚），计算模型见图3。热分析和结构分析采用不同的单元类型，热分析采用20节点的SOLID90单元、结构分析采用20节点的SOLID95单元。

图3 有限元计算模型Fig.3 The finite element model.

本文对支承块分别进行了一次应力评定、疲劳评定和断裂评定。一次应力评定是为了防止发生塑性失效；疲劳评定分为一次加二次应力强度范围计算和累积疲劳使用因子的计算，前者是为了防止发生渐增性塑性垮塌，保证结构安定性，同时验证基于弹性分析的疲劳计算的有效性，后者是为了防止发生疲劳失效；断裂评定是为了防止发生无延性断裂失效。

2.1一次应力评定

支承块最危险部位发生在其与下封头的连接处，取平面1-2-3-4作为评定截面(见图4)，原因是该平面的截面积最小且承受作用于支承块的所有载荷，发生失效的可能性最大。

图4 支承块尺寸及载荷示意图Fig.4 Schematics of dimension and load.

周向载荷和竖向载荷分别在边1-4和边1-2产生一次压缩弯曲应力，故点1处为一次弯曲应力最大发生处。各种机械载荷引起的一次薄膜和一次弯曲应力计算如表4所示。由设计压力P引起的应力即为主应力，表示为：

表4 机械载荷引起的一次薄膜和一次弯曲应力Table 4 Primary membrane and bending stress induced by mechanical loads. (MPa)

以载荷组合A+DML+P为例，Pm和Pm+Pb的应

力强度计算如下：

(1) Pm的应力强度计算各应力分量为：

Pm的应力强度[5]：

(2) Pm+Pb的应力强度计算

各应力分量为：Pm+ Pb的应力强度：

同理可得设计、正常/异常、事故和试验工况各载荷组合下Pm和Pm+Pb的应力强度及评定见表5。

2.2疲劳评定

2.2.1 一次加二次应力强度范围计算结果

在支承块内部横向设置评定路径，如图5所示。对支承块在正常/异常工况下所承受的温度和压力瞬态进行应力分析计算，并考虑机械载荷作用的方向性，得到一次加二次应力强度范围计算结果及评定见表6。

2.2.2 疲劳计算结果

(1) 高周疲劳计算

按2.1节的计算方法可得载荷A和D+E作用下的一次应力强度分别为SI1=13.08 MPa和SI2=3.60 MPa，故载荷A和D+E作用下的交变应力强度分别为Sa_A=SI1/2=6.54 MPa和Sa_D+E=SI2/2=1.80 MPa，均小于材料SB-166 N06690的持久极限93.77 MPa，可认为载荷A和D+E不会引起高周疲劳失效。

(2) 低周疲劳计算

利用ANSYS软件的疲劳分析模块对每条路径的内外壁的累积疲劳使用因子进行计算，同时根据NB-3227.6的要求对泊松比进行修正以考虑局部热应力的影响，疲劳计算结果如表7所示，由表可知，正常/异常级工况下支承块的在各路径上的累积疲劳使用因子均小于1。

表5 一次应力强度及评定汇总Table 5 Primary stress intensity and evaluation.

表6 一次加二次应力强度范围结果及评定汇总Table 6 Primary plus secondary stress intensity and evaluation.

图5 应力评定路径（路径1−路径6）Fig.5 Stress cut location(Cut 1−Cut 6).

表7累积疲劳使用因子Table 7 Cumulative fatigue usage factor.

2.3断裂评定

根据ASME B&PVC- III-1附录G进行非延性断裂评定。对于室温下规定最小屈服强度345 MPa的铁素体钢，其断裂韧性KIR的近似解析式为：

式中，T为假想裂纹深度处的温度(ºC)；RTNDT为材料的无延性转变温度(ºC)，本文取−12 ºC。

评定时假定在评定路径部位存在一个与最大主应力方向垂直的尖锐面型缺陷。对于壁厚介于100−300 mm，该缺陷深度为截面厚度的1/4，长度为截面厚度的1.5倍。按附录G-2220有[3]：

式中，KIm1、KIb1、KIm2、KIb2分别为σm1、σb1、σm2、σb2产生的I型应力强度因子，KIm1=Mmσm1、KIb1=Mbσb1、 KIm2=Mmσm2、KIb2=Mbσb2、Mb=2Mm/3、Mm查图G-2214-1得到，σm1、σb1、σm2、σb2分别为一次薄膜应力、一次弯曲应力、二次薄膜应力、二次弯曲应力。

图6为断裂评定路径示意图。根据附录G的规定并利用有限元计算结果得到的1/4壁厚和3/4壁厚处在每个瞬态的每个载荷步下的温度、子午线方向应力、环向应力结果计算应力强度因子值。假定断裂韧性上限值为220 MPam[6]。路径7在每个设计瞬态下的应力强度因子最大值如图7所示(其他路径结果，限于篇幅，不再列出)，由图可知，应力强度因子最大值均小于KIR。

图6 断裂评定路径(Cut 7−Cut 10)Fig.6 Stress cut location for fracture evaluation (Cut 7−Cut 10).

图7 路径7在每个设计瞬态下的应力强度因子最大值Fig.7 Maximum stress strength factor under every design transient for every Cut 7.

3 结论

(1) 通过对CAP1000压力容器支承块进行热分析、结构分析、疲劳分析及断裂分析，并根据ASME B&PVC-III-NB-3200和ASME B&PVC- III-1附录G的相关规定对计算结果进行评定，评定结果表明：支承块及附近下封头满足上述规范的相关要求。

(2) 通过对CAP1000压力容器支承块的分析计算，为保证其结构完整性提供理论依据，同时探索出一套完整的压力容器支承块的应力分析与评定方法，为百万级以上核电厂的压力容器支承块的分析提供参考。

1 贺寅彪, 曲家棣, 窦一康. 反应堆压力容器金属O形环密封性能研究[J]. 压力容器, 2004, 21(9): 9−12 HE Yinbiao, QU Jiadi, DOU Yikang. Sealing behavior on metal O-ring of reactor pressure vessel[J]. Pressure Vessel, 2004, 21(9): 9−12

2 ASME boiler & pressure vessel Code[S], Section III, Division 1, Subsection NB, "Class 1 Components", 1998 Edition

3 ASME boiler & pressure vessel code[S], Section III, "Appendix G: Protection against Nonductile Failure", 1998 Edition

4 ASME boiler & pressure vessel code[S], Section II, "Class 1 Components", 1998 edition

5 徐秉业, 刘信声. 应用弹塑性力学[M]. 北京: 清华大学出版社, 1995: 9−22 XU Bingye, LIU Xinsheng. Applied elastic-plastic mechanics[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1995: 9−22

6 Welding research council bulletin No.175, "PVRC recommendations on toughness requirements for ferritic materials", PVRC Ad Hoc Group on Toughness Requirements, August 1972

Stress analysis and assessment of RPV core support pads and surround bottom head

GAO Yongjian HE Yinbiao CAO Ming SHEN Rui TAO Hongxin
(Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute, Shanghai 200233, China)

Background: The core support pads were used to limit circumferential rotation of core barrel, and the structure integrity of the core support pads was an important factor to the safe operation of nuclear power plant. Purpose: To ensure the structure integrity of the core support pads. Methods: Three-dimensional FEA model for bottom head, core support pads and part cylinder of CAP1000 RPV was established. Thermal analysis, static analysis, fatigue analysis and fracture analysis were performed. The analysis results were evaluated according to ASME B&PVC-III-NB-3200 and ASME B&PVC-III-1-Appendix G. Results: The evaluation indicated that the core support pads and surround bottom head could satisfy related requirements of above code. Conclusions: The analysis methodology used in this paper could also be applied to the core support pads of RPV for above 1000 MW nuclear power plant.

Reactor pressure vessel, Core support pads, Structural analysis, Fatigue analysis, Fracture analysis

TL351，TB12

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040659

高永建，男，1983年出生，2008年于浙江大学获硕士学位，工程师，从事反应堆结构力学分析工作

2012-11-09，

2013-03-20

CLC TL351, TB12