霍昌盛 劉建衛(wèi) 李韶平

（上海核工程研究設計院 上海 200233）

AP1000核電廠CA模塊轉(zhuǎn)角部位承載力分析

霍昌盛 劉建衛(wèi) 李韶平

（上海核工程研究設計院 上海 200233）

基于ABAQUS有限元分析軟件，對AP1000核電廠中的CA模塊轉(zhuǎn)角部位在不同內(nèi)力工況下進行了詳細的有限元分析，分析研究了CA模塊轉(zhuǎn)角部位在不同內(nèi)力工況下的破壞部位及破壞狀態(tài)，得到了不同內(nèi)力工況下CA模塊轉(zhuǎn)角部位的承載力—位移曲線及極限承載力。分析研究了軸向力對結(jié)構(gòu)模塊轉(zhuǎn)角部位的承載力的影響，以及模塊中剪力釘?shù)氖芰μ匦?，對鋼板與混凝土的共同受力進行了研究，對結(jié)構(gòu)模塊的分析提出了建議。

AP1000，CA轉(zhuǎn)角模塊，極限承載力，破壞形態(tài)，軸向力，共同工作

AP1000核電廠在建造過程中大量采用模塊化建造技術(shù)。模塊建造是電廠詳細設計的一部分，整個電廠共有結(jié)構(gòu)模塊122個，管道模塊154個，機械設備模塊55個，電氣設備模塊11個。模塊化建造技術(shù)使建造活動處于容易控制的環(huán)境中，在工廠中預制生產(chǎn)，建造質(zhì)量較高。平行進行的各個模塊建造大量減少了現(xiàn)場的人員和施工活動。

結(jié)構(gòu)模塊主要用于諸如換料水池、乏燃料池、貯水箱、地坑墊層、屏蔽墻以及其它結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)模塊主要包括CA模塊、CB模塊、CH模塊以及CS模塊。CA模塊一般由雙面鋼板組成，面板之間由桁架連接，中間澆筑混凝土，并通過面板上的剪力釘來傳遞混凝土和鋼面板之間的力，使混凝土和鋼面板發(fā)揮協(xié)同作用。本文利用ABAQUS有限元分析軟件對CA模塊中轉(zhuǎn)角部位進行了有限元分析，考慮了軸向力作用下的模塊轉(zhuǎn)角部位的承載力變化，得到了轉(zhuǎn)角部位在不同內(nèi)力作用下的極限承載力，并詳細分析了轉(zhuǎn)角部位在達到極限承載力時的破壞狀態(tài)以及鋼板與混凝土的共同工作情況。

1 CA模塊轉(zhuǎn)角部位介紹

結(jié)構(gòu)墻模塊由鋼桁架連接的兩側(cè)平面鋼板組成。剪力釘焊接在鋼板的內(nèi)表面。鋼板以全焊透方式焊接到鄰近子模塊的鋼板[1]。在整個結(jié)構(gòu)墻模塊中，轉(zhuǎn)角部位的子模塊受力最為不利，為了保證核電廠的結(jié)構(gòu)安全，分析研究結(jié)構(gòu)模塊墻轉(zhuǎn)角部位在不同內(nèi)力工況下的極限承載力及破壞形態(tài)具有重要的意義。

本文截取了電廠中某CA模塊的一個子模塊(圖1)的轉(zhuǎn)角部位作為有限元分析對象。該轉(zhuǎn)角部位包含一個角部箱形柱連接兩個方向的模塊墻。角部箱形柱是由四塊14 mm厚鋼板組成的菱形結(jié)構(gòu)，鋼板內(nèi)表面布置有剪力釘。角部箱形柱連接的兩個方向模塊墻之間的水平夾角為98.8°。模塊墻內(nèi)的豎向桁架（包含L100×80×10角鋼和C14b槽鋼）水平間距為762 mm。C14b槽鋼豎向間距為1219 mm。模塊墻鋼板內(nèi)表面也布置了剪力釘。轉(zhuǎn)角部位的詳細平面示意見圖2。

圖1 計算模型轉(zhuǎn)角子模塊位置圖Fig.1 Corner module wall analysis model plan location.

圖2 模塊轉(zhuǎn)角部位示意圖Fig.2 Corner module wall sketch.

2 有限元分析模型簡介

2.1分析模型介紹

本有限元分析模型包含了轉(zhuǎn)角子模塊中的鋼面板、混凝土、角鋼、槽鋼以及剪力釘。各部件之間均建立了詳細的接觸關系，剪力釘為嵌入混凝土中。有限元分析模型詳見圖3。

圖3(a)–圖3(d)分別為子模塊鋼結(jié)構(gòu)部分有限元模型，子模塊混凝土部分有限元模型，子模塊整體模型及子模塊中剪力釘細部模型。

ABAQUS軟件中提供了混凝土彌散裂紋模型(Smeared Crack Concrete Model)、斷裂模型(Cracking Model)及塑性損傷模型，其中斷裂模型需要混凝土受壓時應保持線性。與彌散裂紋模型相比，塑性損傷模型具有以下特點：引入了損傷指標，通過對混凝土的彈性剛度矩陣加以折減，達到模擬混凝土的卸載剛度隨損傷增加而降低的目的；將非關聯(lián)硬化引入混凝土塑性本構(gòu)模型中，以更好地模擬混凝土受壓彈塑性行為；可以人為控制裂縫閉合前后的行為，更好地模擬反復荷載下混凝土的反應。對于CA模塊轉(zhuǎn)角部位中的核心混凝土，本文采用ABAQUS軟件提供的塑性損傷材料模型來進行分析[2,3]。

圖3 有限元分析模型 (a) 鋼結(jié)構(gòu)部分模型；(b) 混凝土部分模型；(c) 整體模型；(d) 模型細部Fig.3 Finite element analysis model. (a) model of the steel part; (b) model of the concrete; (c) overall model; (d) detail of the model

2.2內(nèi)力工況介紹

為了研究分析CA模塊轉(zhuǎn)角處在不同內(nèi)力組合下的極限承載力及破壞形態(tài)，本文共考慮了三類內(nèi)力作用：彎矩作用、平面內(nèi)剪力作用和平面外剪力作用。每一類內(nèi)力包含了兩個不同的作用方向，因此共包括6個內(nèi)力工況。內(nèi)力工況表見表1和圖4。

表1 內(nèi)力工況表Table 1 Load case.

圖4 內(nèi)力示意圖 (a) 彎矩；(b) 平面內(nèi)剪力；(c) 平面外剪力Fig.4 Force sketch. (a) moment; (b) in-plane shear; (c) out-plane shear

3 不同內(nèi)力工況下角部模塊破壞形態(tài)

圖5為不同內(nèi)力工況下角部模塊中混凝土塑性變形形態(tài)。通過圖5可以看出，彎矩和平面外剪力作用下的模塊變形及破壞形態(tài)較為相似，破壞均出現(xiàn)在模塊角部核心混凝土處；平面內(nèi)剪力作用下，模塊破壞出現(xiàn)在距離約束端較近的混凝土與角鋼接觸處。

彎矩和平面外剪力作用下，模塊角部菱形柱起到了傳遞荷載和承受主要荷載的作用。當荷載較小時菱形柱承受全部荷載，兩邊直模塊墻起到了傳遞荷載的作用，當菱形柱進入屈服狀態(tài)后，兩直模塊墻開始承擔荷載，混凝土與角鋼交界面上亦出現(xiàn)較大的塑性應變。

平面內(nèi)剪力作用下，模塊角部菱形柱僅起到傳遞荷載的作用，直模塊墻直接承擔剪力，臨近約束端的混凝土與角鋼交界處出現(xiàn)混凝土受拉破壞。

圖5 模塊混凝土塑性應變圖 (a) Case1-A；(b) Case1-B；(c) Case2-A；(d) Case2-B；(e) Case3-A；(f) Case3-BFig.5 Plastic strain of the concrete in module wall. (a) Case1-A; (b) Case1-B; (c) Case2-A; (d) Case2-B; (e) Case3-A; (f) Case3-B

4 不同內(nèi)力工況下角部模塊極限承載力

通過圖6–8可以看出在彎矩和平面外剪力作用下模塊角部有明顯的屈服平臺；而在平面內(nèi)剪力作用下承載力會一直上升。通過圖7可以看出，在Case2-A和Case2-B工況下（平面內(nèi)剪力）承載力達到370 kN/m左右時，承載力—位移曲線出現(xiàn)了微小的平段，但是位移較小，可以認為模塊仍然能夠繼續(xù)承載。各工況下角部模塊的承載力匯總見表2。

圖6 Case1承載力-位移曲線Fig.6 Load-displacement curve of case1.

圖7 Case2承載力-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve of case2.

圖8 Case3承載力-位移曲線Fig.8 Load-displacement curve of case3.

表2 不同工況下模塊角部承載力Table 2 Capacity of the corner module wall.

5 軸向力對角部模塊承載力的影響

為了考察軸向力對角部模塊承載力的影響，本文選取Case3-A內(nèi)力工況，分析了軸向力和平面外荷載共同作用下，角部模塊的承載力變化情況。圖9為角部模塊在軸向力作用下的承載力-位移曲線，通過曲線可得角部模塊在軸向力作用下極限承載力為45 N·mm?2（彈性最大承載力）。圖10為角部模塊分別在15.0 N·mm?2、17.5 N·mm?2、20.0 N·mm?2、 22.5 N·mm?2軸向力作用下角部模塊的承載力-位移曲線與Case3-A工況下荷載-位移曲線對比，通過對比可以發(fā)現(xiàn)，當軸向力為15.0 N·mm?2時，角部模塊的極限承載力要比沒有軸向力作用時有所提高，這主要是由于角部模塊核心混凝土在軸向力作用下受到了軸向約束，承載力和延性都得到了提高；隨著軸向力的增加，角部模塊的承載力逐步下降，當模塊承受軸向力達到軸向承載力的50%(22.5 N·mm?2)時，模塊的極限承載力僅為無軸向力作用下的30%左右；隨著模塊承受的軸向力的增加，角部模塊在平面外荷載作用下的塑性發(fā)展能力降低。因此在結(jié)構(gòu)模塊墻設計中，應限制模塊承受的軸向力的大小。通過以上分析可知，為使模塊墻較好地發(fā)揮承載力，應使模塊墻的豎向軸力控制在承載力的1/3以內(nèi)。

6 角部模塊鋼板與混凝土共同工作分析

結(jié)構(gòu)模塊通過剪力釘傳遞剪力來使混凝土和表面鋼板共同受力。當模塊轉(zhuǎn)角部位受彎時(Case1、Case3)角部菱形柱內(nèi)的剪力釘受力最大，通過剪力釘?shù)淖饔?，角部菱形柱的鋼板與混凝土共同承擔荷載；當模塊轉(zhuǎn)角部位承受平面內(nèi)剪力(Case2)時，相當于直模塊墻承受剪力，因此角部菱形柱內(nèi)剪力釘受力較小而直模塊墻部分剪力釘受力較大，且與菱形角柱相連接的直模塊墻內(nèi)的剪力釘受力最大，這表明菱形角柱在該工況下起到了傳遞荷載的作用。

依據(jù)模塊墻鋼板與混凝土共同工作的假定，在對模塊轉(zhuǎn)角部位進行有限元分析時，假設了鋼板與混凝土不發(fā)生脫離。為了進一步利用ABAQUS軟件考察模塊墻受力時的鋼板與混凝土共同工作情況，現(xiàn)考慮鋼板與混凝土受力時脫開的情況，分別對三種不同內(nèi)力作用下的模塊轉(zhuǎn)角部位進行了有限元分析。通過分析可得：當假定鋼板與混凝土不發(fā)生脫離時，混凝土變形發(fā)展充分，混凝土破壞形態(tài)明顯。假定混凝土與鋼板分離時，菱形柱內(nèi)混凝土變形不明顯。表3為不同假定下，模塊角部極限承載力對比。

圖9 軸向力作用下承載力-位移曲線Fig.9 Load-displacement curve under axial force.

圖10 不同軸向力作用下承載力-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve under different axial force.

表3 不同工況下模塊角部承載力對比Table 3 Comparison of the capacity of the module corner wall.

7 結(jié)語

(1) 模塊轉(zhuǎn)角部位承受彎矩荷載和平面外荷載時均為受彎狀態(tài)，模塊轉(zhuǎn)角部位的角部菱形柱是主要的傳遞荷載和承受荷載的部位，模塊轉(zhuǎn)角部位達到極限承載力時破壞出現(xiàn)在角部菱形柱內(nèi)的核心混凝土(圖5 Case1-A、Case1-B、Case3-A、Case3-B)。

(2) 模塊轉(zhuǎn)角部位承受平面內(nèi)荷載時為受剪狀態(tài)，模塊轉(zhuǎn)角部位的角部菱形柱主要起傳遞荷載的作用，模塊轉(zhuǎn)角部位達到極限承載力時破壞出現(xiàn)在與約束臨近的混凝土與角鋼接觸處(圖5 Case2-A、Case2-B)。

(3) 利用ABAQUS軟件對模塊轉(zhuǎn)角部位在不同工況下進行了全過程分析，得到了模塊轉(zhuǎn)角部位的極限承載力(表2)。

(4) 當角部模塊承受軸向力時，隨著軸向力的增加，角部模塊平面外承載力逐步降低，延性亦隨之降低，因此在結(jié)構(gòu)模塊設計中應限制軸向力的大小，模塊墻承受軸向力不宜超過模塊墻軸向承載力的1/3。

(5) 通過對模塊轉(zhuǎn)角部位在不同工況下的全過程分析，分析了模塊內(nèi)部剪力釘?shù)氖芰η闆r，當模塊轉(zhuǎn)角部位受彎時，角部菱形柱內(nèi)的剪力釘受力最大；當模塊轉(zhuǎn)角部位受剪時，直模塊墻內(nèi)剪力釘受力最大。

(6) 當假定混凝土與鋼板共同工作不發(fā)生分離時，模塊的破壞集中發(fā)生在模塊內(nèi)的混凝土部分，模塊受力破壞狀態(tài)明顯；當假定混凝土與鋼板發(fā)生分離時，由于鋼板的屈曲變形而導致混凝土破壞狀態(tài)不明顯，因此為了詳細考察分析結(jié)構(gòu)模塊轉(zhuǎn)角部位的受力破壞狀態(tài)，在進行有限元分析中，宜假定混凝土與鋼板共同工作。

1 孫漢虹. 第三代核電技術(shù)AP1000[M]. 北京: 中國電力出版社, 2010 SUN Hanhong. The third generation nuclear power technology-AP1000[M]. Beijing: China Electric Power Press, 2010

2 彭小婕, 于安林, 方有珍. 混凝土損傷塑性模型的參數(shù)分析[J]. 蘇州科技學院報(工程技術(shù)版), 2010, 23(3): 40–43 PENG Xiaojie, YU Anlin, FANG Youzhen. An analysis on parameters for concrete damage plasticity model[J]. Journal of Suzhou University of Science and Technology (Engineer and Technology), 2010, 23(3): 40–43

3 何東. 加強型空間方矩管相貫節(jié)點靜力性能研究[D].東南大學碩士學位論文, 2010 HE Dong. Static performance of multiplanar SHS/RHS stiffened joints[D]. A Dissertation Submitted to Southeast University for the Academic Degree of Master of Engineering, 2010

Analysis of bearing capacity of CA corner wall in AP1000 nuclear power plant

HUO Changsheng LIU Jianwei LI Shaoping
(Shanghai Nuclear Engineer Research and Design Institute, Shanghai 200233, China)

Background: The module construction technology is widely used in the AP1000 nuclear power plant. The CA structural module in the containment building is important for the safety of the nuclear power plant, the corner wall of the CA structural is critical under load, so it is important to do research on bearing capacity of CA corner wall. Purpose: Finite element analysis model of the CA corner wall is conducted in the ABAQUS software to study the bearing capacity and the stress/strain state of the CA corner wall under different load cases. Methods: Finite element analysis model considering the material nonlinearity, contact nonlinearity and geometric nonlinearity conducted in the ABAQUS software is used for the analysis of the CA corner wall. Results: The ultimate bearing capacities of the CA corner wall in different loads are studied, and the study also gets the load-displacement curves. The bearing capacities of CA corner wall under different axial loads are also studied in this paper. The influence of ultimate bearing capacities of CA corner wall is founded out if the steel and concrete work together. Conclusions: When the CA corner wall subjects to the bending load, the failure part of the CA corner wall is the corner core concrete. When the CA corner wall subjects to the shear load, the failure part of the CA corner wall is the straight module wall. The axial load has notable influence on the capacity of CA corner wall.

AP1000, CA corner wall, Ultimate bearing capacity, States of damage, Axial load, Work together

TL48

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040651

霍昌盛，男，1986年出生，2011年于東南大學獲碩士學位，主要研究方向為核島結(jié)構(gòu)模塊分析設計

2012-10-31，

2013-03-20

CLC TL48