堆内构件径向支承键流致振动载荷研究_艾卫江.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 8 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol.39 No. 8 2020 收稿日期 2018 -08 -07 修改稿收到日期 2018 -11 -25 第一作者 艾卫江 男,硕士,工程师,1987 年生 堆内构件径向支承键流致振动载荷研究 艾卫江 上海核工程研究设计院有限公司,上海 200233 摘 要CAP1400 堆内构件设计过程中,由于涉及系统性和非线性,径向支承键流致振动载荷的预测是一个难点; 传统方法针对单部件,采用线性的功率谱密度分析,据此对径向支承键载荷进行非常保守的估计。 提出了一种新的计算 径向支承键流致振动载荷的简化分析方法,可考虑间隙、刚度、摩擦等非线性效应,从而得到更为准确的结果;建立了 CAP1400 下部堆内构件的有限元模型,并通过 CAP1400 堆内构件比例模型动态特性试验结果,验证了该模型的正确性; 形成了功率谱密度载荷和时程载荷的转换方法,并验证了其准确性;通过 1 ∶ 6 比例模型试验结果,验证了时程分析方法 的准确性。 利用 CAP1400 下降环腔的流致振动载荷,对有限元模型加载进行时程分析,得到了不同间隙状态下堆内构件 径向支承键的流致振动载荷。 关键词 CAP1400;径向支承键;功率谱密度PSD;流致振动FIV 中图分类号 TL351 . 3 文献标志码 ADOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 08. 007 A study on the FIV load of reactor internals-radial support key AI Weijiang Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute, Shanghai 200233, China Abstract In the design of CAP1400 Reactor Vessel Internals RVI, because of systemic and non-linear properties, it is difficult to predict the flow induced vibration FIV load of Radical Support Key. The traditional way is to get the FIV load of Radical Support Key by over conservative s, based on the linear PSD analysis for single component. A new simplified to calculate the FIV load of CAP1400 Reactor Internals-Radial Support Key was proposed in this work, which considers the non-linear effects such as gap, stiffness, and friction, and thus gets more accurate results. A simplified beam model was developed for the CAP1400 lower internals, and has was verified by a CAP1400 RVI 1/6 scale model dynamic property test. The downcomer PSD load was transferred to time history load. The time-history analysis was verified by scale model test results. The time-history downcomer turbulence load was then applied to the beam model to calculate the FIV load of CAP1400 Radial Support Key in various gap conditions. Key words CAP1400; radial support key; power spectral densityPSD; flow induced vibrationFIV 堆内构件径向支承系统由安装在堆芯下板外缘 的径向支承键及反应堆压力容器镶块组成,用于限 制吊篮筒体下端的转动和平移。 反应堆运行过程 中,受流致振动载荷作用,堆芯吊篮发生振动,使得 径向支承键可能与镶块碰撞,从而承受流致振动 载荷。 根据法规要求,需要对堆内构件径向支承键进 行流致振动分析[1]。 在所有堆内构件中,径向支承 键的流致振动载荷最难估计。 原因有①堆内构件 径向支承键载荷由吊篮响应引起,又会反过来影响 吊篮的振动模态,从而影响整个下部堆内构件的动 态响应特性;②径向支承键的流致振动载荷与整个 下部堆内构件的流致振动响应相关,需要建立系统 模型进行计算;③径向支承键的流致振动载荷为碰撞 载荷,需要对非线性问题进行求解;④径向支承键的流 致振动载荷对于初始安装间隙敏感,其切向热态间隙 仅 0. 25 mm,难以通过试验方法得到载荷,有必要借助 分析方法进行计算。 目前,堆内构件流致振动分析通常采用线性的功 率谱密度法,针对单个部件,对于径向支承键的流致振 动载荷只能采用非常保守的方法进行估计,对后续的 应力分析评定带来困难。 本文提出了一种新的计算径 向支承键流致振动载荷的简化方法,通过分析计算与 试验验证,得到 CAP1400 径向支承键的流致振动载荷, 可应用于后续的应力分析评定。 ChaoXing 1 计算模型建立及验证 1. 1 结构简述 堆内构件安装在反应堆压力容器Reactor Pressure Vessel, RPV内,容纳并支承堆芯。 堆内构件径向支承 键安装在堆芯下板外缘,与反应堆压力容器堆芯支承 块上的镶块相配合。 径向支承键的结构及连接型式,如图 1 所示。 图 1 CAP1400 径向支承键结构图 Fig. 1 CAP1400 radial support key 为了准确模拟径向支承键所受的流致振动载荷, 需要对整个下部堆内构件进行建模。 堆内构件结构如 图 2 所示。 图 2 CAP1400 堆内构件结构图 Fig. 2 CAP1400 reactor internals 1. 2 有限元模型 径向支承键的流致振动载荷由吊篮振动引起。 在下降环腔的湍流载荷作用下,吊篮发生随机振动, 引起固定在堆芯下板上的径向支承键振动,使其与 压力容器镶块可能发生碰撞,因而承受碰撞载荷。 因此,为了计算径向支承键的流致振动载荷,需要建 立包括堆芯吊篮 在 内 的 整 个 下 部 堆 内 构 件 简 化 模型。 堆芯吊篮的流致振动响应由一阶梁型模态主导, 因此,本文利用梁单元对堆芯吊篮进行简化建模分析。 利用 ANSYS 软件建立 CAP1400 下部堆内构件简化模 型,包括以下部件堆芯吊篮CB、堆芯围筒CS、燃 料组件FA、堆芯下板LCSP、均流板、二次支承结构 SCSS、径向支承键、吊篮法兰、压紧弹性环HDS和 上部支承板USP法兰。 利用 BEAM3 2D 梁单元模拟 堆芯吊篮;利用 MASS21 单元模拟堆芯围筒、燃料组件、 堆芯下板、均流板和二次支承结构的质量;利用弹簧单 元和间隙单元模拟径向支承键、吊篮法兰、压紧弹性环 和上部支承板法兰的刚度和预紧力。 对于压力容器节 点,约束其全部平动和转动自由度,堆内构件与压力容 器之间的压紧连接通过对弹簧单元施加预紧力进行模 拟。 图 3 所示为堆内构件压紧部位各个连接组件及其 连接情况。 图 3 堆芯吊篮压紧部位模拟 Fig. 3 Modeling of core barrel hold-down position 堆芯下板与压力容器通过四组等空间的径向支承 键和 镶 块 进 行 间 隙 配 合, 在 有 限 元 模 型 中 使 用 COMBIN39 非线性刚度单元进行模拟,输入相应的非线 性刚度曲线。 径向支承键与压力容器镶块之间的热态间隙为 径向热态间隙 4. 25 mm 切向热态间隙 0. 25 mm 反应堆运行过程中,压力容器中充满水冷却剂,需 要考虑吊篮和压力容器所形成的环腔下降环腔中的 水动力质量。 根据经验公式[2 -3],堆内构件下降环腔的水动力 质量计算公式为 Mh πr2 o_CBLρwater r2 i_RPV r2 o_CB r2 i_RPV - r2 o_CB 1 式中 ro_CB为吊篮外壁半径; ri_RPV为压力容器内壁半 径; L 为环腔高度; ρwater为水的密度。 下降环腔的水动力质量以修改材料密度的方式施 加在吊篮梁单元上。 最终建立的 CAP1400 下部堆内构件简化模型,如 图 4 所示。 84振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 4 CAP1400 下部堆内构件简化模型 Fig. 4 CAP1400 lower internals simplified model 1. 3 模型验证 为了研究堆内构件的流致振动特性,加工完成了 CAP1400 堆内构件的1 ∶ 6 比例模型试验件,并布置测点 在回路中进行振动测量[4]。 试验件模型如图5 所示。 所有的堆内构件组件需要在完成装配后,吊入压 力容器内并进行压紧,形成一个整体。 在装配前,测量 了单个堆芯吊篮在水中的模态频率,得到其单体振动 特性;在装配结束后,对堆芯吊篮在水中的模态频率进 行再次测量,得到其系统振动特性。 图 5 CAP1400 堆内构件 1 ∶ 6 比例模型试验件 Fig. 5 CAP1400 RVI 1 ∶ 6 scale model test 对 1 ∶ 6 比例模型试验测得的堆芯吊篮模态频率除 以 6 后,与本文所建立的全尺寸模型的计算结果进行 对比,二者第一阶梁型模态频率之差在 5 以内,如表 1 所示。 验证了本文所建立模型的准确性。 表 1 CAP1400 堆芯吊篮水中第 1 阶梁型模态频率 Tab. 1 The 1st beam mode frequency of CAP1400 RVI core barrel in water 堆芯吊篮试验值/ Hz计算值/ Hz偏差/ 装配前8. 328. 694. 45 装配后6. 987. 182. 86 2 载荷及分析方法 2. 1 下降环腔流致振动载荷 径向支承键的流致振动由吊篮振动引起,吊篮的 流致振动由下降环腔内的湍流随机振动激励产生。 通 过 CFDComputation Fluid Dynamics流场分析,结合经 验公式,得到下降环腔流致振动的功率谱密度Power Spectral Density, PSD载荷。 径向支承键与镶块之间的碰撞需要通过非线性分 析进行计算,因而获得 CAP1400 下降环腔的流致振动 PSD 载荷后,需要将其转为时程数据,为后续时程分析 提供载荷输入。 由于吊篮的一阶梁型振动频率为 7. 18 Hz,为提高计算效率,取 2 20 Hz 频率范围内的 PSD 载荷进行时程转换。 时程载荷间隔 3. 66 ms,持续 240 s,共 65 535 个数据点。 转换后的时程数据如图 6 所示。 图 6 CAP1400 下降环腔流致振动时程载荷 Fig. 6 The time-history FIV load of downcomer 为了验证转换后的时程数据的正确性,对此时程 载荷进行时频转换,将转换后的 PSD 与原始 PSD 进行 对比,发现在2 20 Hz 范围内,由时程载荷转换而来的 PSD 与原始 PSD 基本相同,如图 7 所示。 图 7 CAP1400 下降环腔流致振动时程载荷转换 PSD 谱与 原始 PSD 谱的对比 Fig. 7 Compare of the original PSD and transferred PSD for downcomer FIV load 2. 2 时程分析方法验证 时程分析中,采用瑞利阻尼,根据 RG1. 20 要求, 33 250 Hz 内阻尼比不高于 1,33 Hz 以下阻尼比不 高于 4。 利用原始 PSD 进行功率谱密度振动分析得到堆芯 下板水平位移均方根Root Mean Square, RMS 值为 0. 04 mm,最大响应出现在 7. 18 Hz。 94第 8 期 艾卫江 堆内构件径向支承键流致振动载荷研究 ChaoXing 利用本文所建立的简化模型和拟合出的流致振动 时程载荷,对下部堆内构件进行瞬态动力学分析。 径 向支承键切向间隙取名义值0. 25 mm。 根据时程分析,得到堆芯下板位移的时程响应,如 图8 所示。 将该时程响应转换为 PSD,如图9 所示。 分 析结果表明,堆芯下板底部径向支承键处水平位移 最大值为 0. 15 mm,RMS 值为 0. 041 mm,最大响应出 现在 7. 13 Hz。 图 8 CAP1400 堆芯下板水平位移时程响应 名义间隙 Fig. 8 The time-history response of CAP1400 LCSP horizontal displacement nominal gap 图 9 CAP1400 堆芯下板水平位移功率谱密度响应 名义间隙 Fig. 9 The PSD response of CAP1400 LCSP horizontal displacement nominal gap 经比较,时程分析方法和功率谱密度分析方法得 到的位移响应差别为 2. 5,响应峰值频率差别为 0. 7,这进一步验证了流致振动时程数据的正确性和 时程分析方法的可靠性。 3 CAP1400 径向支承键流致振动响应计算 在 CAP1400 1/6 比例模型试验中,在径向通过拧入 螺栓的方式,消除一对 180方向上径向支承键的径向间 隙,测得该螺栓处流致振动力响应值 1 715 N,对应全尺 寸模型的流致振动响应为1 715 N 36 61.74 kN。 利用全尺寸模型和时程载荷,假定径向间隙闭合, 求得径向支承键切向力最大值为 87. 18 kN。 计算中采 用了偏保守的载荷估计,以包络不确定性,使得预测值 偏大。 试验实测值比计算预测值小 29,符合预期。 由“2. 2”节可知,径向支承键与镶块之间保持名义 间隙时,径向支承键最大水平位移为 0. 15 mm,而切向 热态间隙为 0. 25 mm,径向热态间隙为 4. 25 mm,径向 支承键与镶块不会发生碰撞,不承受流致振动载荷。 径向支承键切向间隙0. 25 mm 小于径向间隙 4. 25 mm,在现场安装过程中,难以保证对中,容易 出现偏置,可能导致一侧切向间隙闭合。 计算过程中, 保守考虑这种情况,假定径向支承键切向间隙单侧闭 合,即将径向支承键沿切向偏置 0. 25 mm,使得径向支 承键与镶块的一侧间隙为 0,另一侧间隙为 0. 5 mm。 利用此偏置后的模型计算径向支承键的反力。 计算结 果表明,径向支承键的切向力最大值为 86. 02 kN,如图 10 所示。 该载荷为一对径向支承键所承受的合力,单 个径向支承键所承受的流致振动载荷为 43. 01 kN。 图 10 径向支承键流致振动载荷时程响应 单侧间隙闭合 Fig. 10 The time-history response of CAP1400 LCSP radial support key FIV load one side gap closed 4 结 论 本文建立了 CAP1400 下部堆内构件简化模型,利 用下降环腔流致振动载荷进行时程分析,得到了堆内 构件径向支承键的流致振动载荷。 主要结论如下 1 建立了 CAP1400 下部堆内构件有限元模型, 得到的一阶梁型模态频率与比例模型动态性能试验结 果偏差小于 5。 2 开发并验证了下降环腔流致振动功率谱密度 载荷与时程载荷的转换方法。 3 形成了 CAP1400 堆内构件流致振动载荷时程 分析方法,并通过 1 ∶ 6 比例模型试验进行了验证。 4 径向支承键与镶块之间保持名义间隙时,不 承受流致振动载荷。 径向支承键与镶块切向间隙单侧 闭合时,切向力最大值为 43. 01 kN。 因此,CAP1400 堆 内构件径向支承键流致振动设计载荷应取 43. 01 kN。 参 考 文 献 [ 1 ] Comprehensive vibrationassessmentprogramforreactor internals during preoperational and initial startup testing REG/ G-1. 20 [R]. 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