Виконано розрахунковий аналіз граничної міцності захисної оболонки енергоблоку ВВЕР-1000 при навантаженні її внутрішнім тиском до руйнування. Для виконання аналізу була розроблена детальна математична модель захисної оболонки (близько мільйона ступенів свободи), що враховує точну трасування арматурних канатів, геометричні характеристики оболонки, наявність великих технологічних отворів, посилення в зоні цих отворів, герметизирующую облицювання і армування оболонки. Враховувалося взаємодія оболонки з канатами системи попереднього напруження, включаючи облік втрат натягу канатів. При призначенні критеріїв граничних станів захисної оболонки враховувалися результати експериментів на моделях захисних оболонок, в тому числі проведених в лабораторіях Росії і CША (Sandia National Laboratories). Визначено параметри запроектних аварійного тиску, при якому утворюються наскрізні тріщини в стінці оболонки, виникають пластичні деформації в стрижневий арматури, облицювання та арматурних канатах, відбувається руйнування конструкції. Іл. 6. Табл. 1. Бібліогр. 6 назв.

Анотація наукової статті з будівництва та архітектури, автор наукової роботи - Медведєв В. Н., Ульянов А. Н., Кисельов Олександр С., Кисельов Олексій С., Лопанчук А. А.


The design analysis of the limiting strength of ВВЕР-1000 reactor containment under the increasing inner pressure loading up to its destruction was implemented. A detailed mathematical model of the containment (with over a million degrees of freedom) was designed. It takes into account the tracing of tendons ropes, geometrical features of the containment, presence of large technological orifices, wall thickening near the orifices, hermetic steel lining and concrete reinforcement of the containment. The interaction between the containment and tendons of a pre-stressing system, including losses of rope tension forces, was taken into account. The results of experiments on the containment models conducted in laboratories of Russia and the USA (Sandia National Laboratories) were taken into account at the assignment of limiting states criteria of the containment. The parameters of emergency pressure loading, which lead to through-wall cracks appearance, to ductile deformations in bar reinforcement, steel lining and tendons and also to destruction of the structure were determined. 6 Figures. 1 Table. 6 References.


Область наук:
  • Будівництво та архітектура
  • Рік видавництва: 2007
    Журнал: Известия вищих навчальних закладів. Північно-Кавказький регіон. Технічні науки
    Наукова стаття на тему 'Аналіз граничної міцності захисної оболонки енергоблоку ВВЕР-1000'

    Текст наукової роботи на тему «Аналіз граничної міцності захисної оболонки енергоблоку ВВЕР-1000»

    ?ЕЛЕКТРОМЕХАНІКА І ЕНЕРГЕТИКА

    УДК 624.04.45.001.3

    АНАЛІЗ ГРАНИЧНОЮ МІЦНОСТІ ЗАХИСНОЇ ОБОЛОНКИ ЕНЕРГОБЛОКА ВВЕР-1000

    © 2007 г. В.М. Медведєв, О.М. Ульянов, Олександр С. Кисельов, Олексій С. Кисельов,

    А.А. Лопанчук, С.С. Нефедов

    Вступ

    Для аналізу відповідності захисних оболонок (ЗО) АЕС з реактором ВВЕР-1000 вимогам нормативних документів з безпеки і визначення резерву безпеки виконані розрахунки, що дозволяють визначити схеми руйнування захисної оболонки при впливі запроектних аварійного тиску і виявити процес накопичення пошкоджень в конструкційних матеріалах у міру розвитку граничного стану оболонки: утворення тріщин в бетоні, розвиток пластичних деформацій в арматурі, освіту розривів в облицюванні і скидання внутрішнього тиску в герметичному об'ємі. Аналіз граничної міцності захисної оболонки виконувався на основі докладної математичної моделі захисної оболонки енергоблоку №3 Калінінської АЕС, що враховує точну трасування арматурних канатів, геометричні характеристики оболонки, наявність великих технологічних отворів, посилення в зоні цих отворів, герметизирующую облицювання і армування оболонки. Враховувалося взаємодія оболонки з канатами системи попереднього напруження, включаючи облік втрат натягу канатів, пов'язаних з тертям об стінки Каналоутворювачі і обумовлених передачею навантаження з домкрата на анкер, а також облік самонапруження арматурних канатів при підвищенні внутрішнього тиску.

    Методика аналізу

    Аналіз виконувався з використанням програмного комплексу СОИТ, заснованого на методі суперелементов [1]. Використана версія комплексу дозволяє проводити розрахунки паралельно на декількох комп'ютерах, об'єднаних локальною обчислювальною мережею.

    Для виконання аналізу була розроблена детальна математична модель ЗО (близько мільйона ступенів свободи). На рис. 1 приведена розрахункова модель 1/4 частини захисної оболонки. Модель сформована за допомогою тривимірних елементів, що описують як бетонний континуум, так і розташовану в ньому стрижневу арматуру. Облік арматури дозволяє більш точно виконувати розрахунок процесів повзучості бетону і визначати граничні стани захисної оболонки з урахуванням пластичності сталевих елементів.

    Мал. 1. Розрахункова модель 1/4 частини захисної оболонки із зображенням частини конструкції, що включає дві великі технологічні проходки діаметром 3 і 4 м (вид зовні оболонки)

    На рис. 2 приведена тривимірна система стрижневий арматури, розташованої усередині стінки захисної оболонки поблизу її внутрішньої і зовнішньої поверхні. Крок меридіональної і кільцевої арматури в моделі заданий в два рази більшим, ніж в реальному конструкції, для зниження числа ступенів свободи моделі. Площа поперечного перерізу арматурних стержнів в моделі пропорційно збільшена для отримання еквівалентного сумарної кількості арматури в стінці оболонки.

    Розрахунковий аналіз граничної міцності захисної оболонки при впливі запроектної навантаження проводився в два етапи. На першому етапі визначалися напружено-деформований стан (НДС) захисної оболонки і величини зусиль в арматурних канатах в кінці проектного терміну служби конструкції. ЗО знаходиться під впливом навантажень від системи попереднього напруження, власної ваги та нерівномірного температурного поля, що виникає через

    різниці температур всередині (+40 оС) і зовні оболонки (-30 ° С - в зимовий час і + 20оС - в літній час). Після обтиску оболонки в початковий період експлуатації в бетоні, стрижневий арматури і в металевій облицюванні виникають стискають напруги, а в арматурних канатах системи призначе-напруги - напруги, що розтягують. В процесі експлуатації відбувається зниження рівня напружень в бетоні і зростання стискають напруг в стрижневий арматури і металевої облицюванні за рахунок деформацій повзучості бетону і релаксації напружень в канатах системи попереднього напруження.

    Z

    На рис. 3 представлені розрахункові залежності окружний і меридіональної компоненти напружень в бетоні від номера кроку розрахунку з урахуванням повзучості бетону.

    «I

    до

    щ

    S Л 5Т

    -6,0 -6,6 -7,2 -7,8 -8,4 -9,0 -9,6

    циліндр

    купол

    +0 +2 +4 +6 +8 +10 +12 +14 +16 +18 +

    Номер кроку розрахунку

    Мал. 3. Графіки зміни меридіональних напружень в серединному шарі бетону в циліндричної частини оболонки і куполі з урахуванням повзучості (крок № 1 - початкова обтиснення, останній крок - через 30 років експлуатації)

    Отримане на першому етапі аналізу розподіл напружень і деформацій на кінець терміну експлуатації оболонки з урахуванням попереднього напруження (при прогнозованих зусиллях в арматурних канатах, що діють на період закінчення проектного терміну служби оболонки), власної ваги конструкції і впливу експлуатаційної температури використовувалося в якості вихідного стану для оцінки граничної міцності ЗО при впливі зростаючого внутрішнього тиску. Навантаження від внутрішнього тиску збільшувалася по кроках до аварійного тиску і далі аж до досягнення одного з граничних станів захисної оболонки (табл. 1).

    Таблиця 1

    Кроки по навантаженню, прикладаються до захисної оболонки при визначенні граничної міцності

    Мал. 2. Тривимірна система стрижневий арматури всередині стінки захисної оболонки

    № кроку P, МПа Примітка № кроку P, МПа Примітка

    1 0,0000 попереднього напруження 19 0,9500 2,375 ПА

    2 0,0000 Експлатаціонная навантаження 20 1,0000 2,500 ПА

    3 0,2000 0,500 ПА 21 1,0500 2,625 ПА

    4 0,4000 1,000 ПА 22 1,1000 2,750 ПА

    5 0,4500 1,125 ПА 23 1,1500 2,875 ПА

    6 0,5000 1,250 ПА 24 1,2000 3,000 ПА

    7 0,5500 1,375 ПА 25 1,2500 3,125 ПА

    8 0,6000 1,500 ПА 26 1,3000 3,250 ПА

    9 0,6300 1,575 ПА 27 1,3500 3,375 ПА

    10 0,6600 1,650 ПА 28 1,4000 3,500 ПА

    11 0,6900 1,725 ​​ПА 29 1,4500 3,625 ПА

    12 0,7200 1,800 ПА 30 1,5000 3,750 ПА

    13 0,7500 1,875 ПА 31 1,5500 3,875 ПА

    14 0,7800 1,950 ПА 32 1,6000 4,000 ПА

    15 0,8100 2,025 ПА 33 1,6500 4,125 ПА

    16 0,8400 2,100 ПА 34 1,7000 4,250 ПА

    17 0,8700 2,175 ПА 35 1,7500 4,375 ПА

    18 0,9000 2,250 ПА 36 1,8000 4,500 ПА

    У стовпчиках 3 і 6 таблиці наведені величини, що характеризують відношення тиску в оболонці на кожному кроці розрахунку до проектного аварійного тиску (ПА), рівному 0,4 МПа.

    При призначенні критеріїв граничних станів захисної оболонки враховувалися результати експериментів на моделях захисних оболонок, в тому числі проведених в лабораторіях Росії [2] і США (лабораторія Sandia) [3-6].

    Як критерій міцності бетону при стисканні приймалося досягнення напруженнями в бетоні розрахункового опору Rb. В якості критерію

    утворення тріщин в бетоні приймалося досягнення напруженнями в бетоні опору бетону розтягуванню Rbt. Як критерій руйнування

    ненапрягаемой арматури, облицювання або арматурних канатів приймалося досягнення межі міцності по напруженням або деформацій арматурної сталі. Вичерпання несучої здатності оболонки відповідає моменту обриву арматурних канатів системи попереднього напруження. Граничне відносне подовження канатів системи попереднього напруження становить 4%.

    Для моделювання розтріскування бетону на кожному кроці рішення реалізований спеціальний ітераційний алгоритм, що полягає в наступному:

    Після розрахунку ПДВ на черговому кроці по навантаженню для кожного «бетонного» кінцевого елемента перевіряється умова його розтріскування (перевищення межі міцності) від напружень стиску або розтягу в меридіональному і окружному напрямках. Якщо розтріскування сталося в результаті розтягування, то модуль пружності «бетонного» елемента при розтягуванні складає 0,001 від вихідного модуля в даному напрямку - окружному або меридіональному. У разі перевищення межі міцності на розтяг в обох напрямках модуль пружності елемента задається близьким до нуля в обох напрямках. Однак розтрісканий в результаті розтягування елемент працює як звичайний «бетонний» при зміні знака напружень, тобто при стисненні цього елемента. У разі перевищення стискають напругами межі міцності на стиск відбувається його роздроблення і модуль пружності знижується до 0,2 від початкового значення. При цьому, якщо елемент зруйнувався від стиснення, то на розтягнення він працювати вже не буде.

    Якщо хоча б в одному з елементів пружні властивості через розтріскування змінилися, то на тому ж кроці навантаження виконується наступна ітерація: знову розраховується матриця жорсткості з урахуванням нових значень модуля пружності растрескавшихся елементів і вирішується система конечноелементних рівнянь, розраховуються значення напруг в центрі елементів. Якщо на черговій ітерації властивості ні в одному з елементів не змінювалися, то переходять до наступного кроку розрахунку. Застосування суперелементне підходу до реалізації описаної итерационной процедури дає істотні обчислювальні переваги в разі локального рас-

    тресківанія бетону, тому що немає необхідності пересоставления повної матриці жорсткості моделі оболонки - перебудовуються тільки матриці тих суперелементов в яких містяться растрескавшиеся елементи.

    результати аналізу

    Результати розрахунків показали, що перші тріщини в бетоні на зовнішній поверхні захисної оболонки утворюються ще в експлуатаційному стані конструкції. Утворення тріщин при цьому пов'язане з впливом попереднього напруження конструкції в зоні сполучення циліндра з основою і температурним градієнтом в місці виходу оболонки з обстройки. Ці тріщини мають малу глибину проникнення і не позначаються на характері подальшої роботи споруди.

    Після четвертого кроку розрахунку, при якому внутрішній тиск одно аварійного (Р = 0,4 МПа), захисна оболонка не має наскрізних тріщин. Однак на зовнішній поверхні у верхній частині циліндра через значне градієнта температури по товщині стінки при експлуатації в зимовий період в бетоні виникають меридіональні і окружні тріщини глибиною близько 150 мм.

    Подальше збільшення внутрішнього тиску призводить до того, що тріщини проростають на велику глибину стінки оболонки і поширюються на більшій поверхні циліндра.

    Перші наскрізні тріщини в стінці захисної оболонки з'являються на 12 кроці розрахунку (рис. 4), коли тиск досягає величини 0,72 МПа, що в 1,8 рази перевищує проектне аварійне тиск.

    Мал. 4. Області бетону з тріщинами в циліндричної частини захисної оболонки після дванадцятого кроку розрахунку, Р = 0,72 МПа (1,8 ПА)

    Растрескавшиеся бетонні елементи на рис. 4 умовно видалені, що наочно дозволяє судити про місце утворення наскрізних тріщин і протяжності зон оболонки з наскрізними тріщинами. Надалі утворення тріщин в стінці захисної оболонки активно розвивається, що призводить до утворення наскрізних тріщин в зоні сполучення циліндра з опорним кільцем на 18 кроці розрахунку при тиску 0,9 МПа, в 2,25 рази перевищує тиск при проектній аварії, і в зоні сполучення циліндра з основою на 19 кроці розрахунку при тиску 0,95 МПа (2,375 ПА).

    Порядок настання пластичних деформацій в елементах перетину захисної оболонки наступний: спочатку, при тиску 1,05 МПа (2,625 ПА), починається процес пластичного деформування арматурного каната і локальних зон сталевий облицювання. При внутрішньому тиску 1,1 МПа, плинність облицювання поширюється практично на всю поверхню циліндра і купола за винятком зон сполучення циліндра з куполом і підставою. Пластичні деформації в стрижневий окружний арматури з'являються також при тиску 1,1 МПа, що перевищує проектне аварійне тиск в 2,75 рази.

    На рис. 5 наведені зміни деформацій в арматурних канатах системи попереднього напруження в міру зростання внутрішнього тиску.

    Величина внутрішнього тиску, при якій арматурні канати досягають граничної деформації (4%), дорівнює 1,6 МПа, що в 4 рази перевищує тиск при проектній аварії.

    6

    О4

    Про A

    Ц цлін \ ін

    \

    // Сф ера

    // >

    0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 Тиск, МПа

    Мал. 5. Зміна деформацій в канатах системи попереднього напруження в залежності від величини внутрішнього тиску

    Зіставлення розрахункових і експериментальних даних

    Отримані результати розрахунку порівнювалися з результатами випробування моделі попереднього напруження захисної оболонки в масштабі 1/4, проведеними в Національній Лабораторії Sandia (США).

    0 ° Azimyth

    90 ° Azimyth

    180 ° Azimyth 270 ° Azimyth

    Мал. 6. Момент руйнування моделі з різних точок спостереження

    Випробування моделі виконувалися в два етапи. На першому етапі в жовтні 2000 р визначалося граничний стан (LST - Limit state test) з використанням азоту для створення навантаження від внутрішнього тиску. Після досягнення величини внутрішнього тиску 1,295 МПа, що перевищує проектне аварійне тиск (ПА), що дорівнює 0,39 МПа, в 3,3 рази, випробування були припинені через розгерметизацію конструкції, викликаної утворенням тріщин в металевій облицюванні.

    Результати LST показали, що відмова стався через руйнування облицювання, задовго до відмови призначе-прягаю арматури [3-6]. Перші тріщини в облицюванні з'явилися при тиску 1,1 МПа (2,8 ПА), після чого розмір і кількість тріщин швидко збільшувалися. Огляд облицювання показав, що всі тріщини були в вертикальних зварних швах в зоні люка обладнання через двох головних причин:

    - ця область мала найнижчий рівень перед- напруги через втрати на тертя, викликаних додатковими відгинами напруженої арматури;

    - зміни товщини облицювання в зоні отвору з 8-ми до 12-ти мм, що викликало моментное напружений стан в зварних швах.

    Після проведення аналізу стану моделі було прийнято рішення про проведення додаткової герметизації і випробування були продовжені до руйнування конструкції. При цьому навантаження моделі виконувалося шляхом заповнення її водою на 97% обсягу і створенням ступенів навантаження подачею в решту 3% обсягу азоту. Руйнування моделі відбулося при досягненні тиску 1,423 МПа (3,65 ПА) через розрив кільцевої напруженої арматури, облицювання і стрижневою арматури в місці ослаблення попереднього напруження, викликаного відгинами арматурних канатів в зонах технологічних проходок великого діаметра (рис. 6), які збільшують втрати на тертя і створюють додаткові зусилля в площині стінки захисної оболонки.

    Оцінка [3] результатів випробувань показала, що попередній аналіз передбачив нелінійне поведінку моделі до руйнування з хорошою точністю, крім невеликого відмінності в моментах початку тре-щінообразованія. Проведені після закінчення випробувань моделі розрахунки з урахуванням усадки і повзучості бетону показали, що в цьому випадку момент початку тріщиноутворення досить добре узгоджується з експериментальними даними.

    висновки

    1. Трещинообразованіє на зовнішній поверхні стінки циліндра в зоні виходу з обстройки відбувається вже при експлуатаційному режимі навантаження.

    2. Освіта перших наскрізних тріщин відбувається в зонах відгинів арматурних канатів за межами підсилень великих технологічних проходок

    при тиску 0,72 МПа, що в 1,8 рази перевищує проектне аварійне тиск. У куполі освіту наскрізних тріщин відбувається при тиску 0,78 МПа, в 1,95 рази перевищує тиск при проектній аварії. Освіта наскрізних тріщин в зоні сполучення циліндра з опорним кільцем відбувається при тиску 0,9 МПа, в 2,25 рази перевищує тиск при проектній аварії. У зоні сполучення циліндра з основою утворення наскрізних тріщин відбувається при тиску 0,95 МПа, що в 2,375 рази перевищує проектне аварійне тиск.

    3. Плинність арматурних канатів і металевого облицювання настає при тиску 1,05 МПа, що в 2,6 рази вище проектного аварійного. Плинність стрижневий арматури - за тиску 1,1 МПа, в 2,75 рази перевищує тиск при проектній аварії.

    4. Руйнування захисної оболонки станеться після досягнення арматурними канатами граничної деформативності при тиску 1,6 МПа, що перевищує проектне аварійне тиск в 4 рази.

    5. Отримані результати добре узгоджуються з експериментальними дослідженнями, проведеними в Національній Лабораторії Sandia (США) на моделі захисної оболонки в масштабі 1: 4. Руйнування моделі відбулося при тиску 1,423 МПа, в 3,65 рази перевищує проектне аварійне тиск через розрив попередньо напруженого арматури, облицювання і стрижневою арматури в місці порушення однорідності армування, викликаного відгинами арматурних канатів, що створюють додаткові зусилля в площині стінки захисної оболонки.

    література

    1. Пісне В.А., Дмитрієв С.П. Метод суперелементов в розрахунках інженерних споруд. - Л .: Суднобудування, 1979. - 287 с.

    2. Ульянов А.Н., Медведєв В.Н., Кисельов А.С. Вплив відгинів арматурних елементів на напружений стан захисної оболонки АЕС в зоні технологічних проходок // Енергетичне будівництво. - 1993. - № 11. -С. 74-75.

    3. Kenji Yonezawa, Katsuyoshi Imoto, Masaaki Ohba, Toshihiro Ikeuchi, Masanori Kozuma, Yasuyuki Murazumi, Kunihiko Sato. Analytical Study on Structural Failure Mode of 1/4 PCCV Test Model. SMiRT 17, Prague, Czech Republic, August 17 - 22, 2003.

    4. Dameron R.A., Rashid Y.R., Hessheimer M.F. Posttest Analysis of a 1: 4-Scale Prestressed Concrete Containment Vessel Model. SMiRT 17, Prague, Czech Republic, August 17 - 22, 2003.

    5. Hessheimer M.F., Shibata S., Costello J.F. Functional and Structural Failure Mode Overpressurization Tests of 1: 4-Scale. Prestressed Concrete Containment Vessel Model. SMiRT 17, Prague, Czech Republic, August 17 -22, 2003.

    6. Nawal K Prinja, David Shepherd. Simulating Structural Collapse of a PWR Containment. SMiRT 17, Prague, Czech Republic, August 17 -22, 2003.

    Інститут проблем безпечного розвитку атомної енергетики РАН, Москва;

    Концерн «Росенергоатом», Проектно-конструкторський філія, Москва 19 липня 2006 р.


    Завантажити оригінал статті:

    Завантажити