亚洲免费av电影一区二区三区,日韩爱爱视频,51精品视频一区二区三区,91视频爱爱,日韩欧美在线播放视频,中文字幕少妇AV,亚洲电影中文字幕,久久久久亚洲av成人网址,久久综合视频网站,国产在线不卡免费播放

        ?

        核電廠安全殼極限抗壓承載力及影響因素分析

        2015-12-02 03:08:54宋辰寧侯鋼領(lǐng)周國良
        核科學(xué)與工程 2015年1期
        關(guān)鍵詞:筒壁襯里安全殼

        宋辰寧,侯鋼領(lǐng),周國良

        (1.哈爾濱工程大學(xué)哈爾濱150001;2.機械工業(yè)第六設(shè)計研究院有限公司,鄭州450007;3.環(huán)境保護部核與輻射安全中心,北京100082)

        核電廠安全殼是核島最后一道安全屏障,它對維持核電廠正常運行,確保人員安全至關(guān)重要。在核電事故條件下,核安全殼將承受一定的內(nèi)壓,并要求保障其密封性。因此,核安全殼的極限抗壓承載能力是國內(nèi)外研究的重點。

        根據(jù)研究方法來看,核電廠安全殼研究主要體現(xiàn)在試驗研究、數(shù)值模擬和兩者的結(jié)合。在結(jié)構(gòu)試驗方面:德國學(xué)者T.F.Kanzleiter等對1∶64安全殼模型進(jìn)行了LOCA(喪失冷卻劑事故)情況下的實驗分析和理論推導(dǎo),兩者吻合良好[1]。美國Sandia國家實驗室分別對1∶6和1∶4的安全殼模型進(jìn)行承壓實驗,檢驗安全殼結(jié)構(gòu)抵抗內(nèi)部抗壓的性能,得到在高壓作用下的結(jié)構(gòu)相關(guān)響應(yīng)[2]。我國中冶集團趙樹明等對秦山核電二期安全殼進(jìn)行了整體性試驗,研究了在內(nèi)部表面壓力0.35MPa、145℃汽水混合物極端情況下,安全殼的力學(xué)性能[3]。在數(shù)值模擬方面:清華大學(xué)陳勤等進(jìn)行了內(nèi)壓荷載下安全殼1∶10模型結(jié)構(gòu)非線性有限元分析,得到的極限內(nèi)壓為設(shè)計內(nèi)壓的3.35倍,驗證安全殼結(jié)構(gòu)的安全性[4]。臺灣學(xué)者Hsuan-Teh Hu等考慮材料和結(jié)構(gòu)的非線性,通過數(shù)值模擬給出了Mark III BWR堆型核電廠安全殼的極限承載能力[5]。中冶集團張會東等在考慮預(yù)應(yīng)力損失的前提下,應(yīng)用ANSYS軟件,進(jìn)行預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓承載能力計算[6]。針對第三代核電機組AP1000,上海核工程研究設(shè)計院柳勝華等應(yīng)用ANSYS軟件,建立了鋼安全殼的二維軸對稱有限元模型,對設(shè)計內(nèi)壓下鋼安全殼的結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行了分析,為鋼安全殼的應(yīng)力評定提供了可靠的依據(jù)[7]。在結(jié)構(gòu)試驗和數(shù)值模擬綜合分析方面:日本學(xué)者Prinja N K等在NUPEC(The Nuclear Power Engineering Corporation)項目支持下,進(jìn)行了安全殼1∶4承壓破壞試驗和數(shù)值模擬對比分析,兩者結(jié)果吻合較好,同時也驗證了ABAQUS軟件在極限承載力數(shù)值模擬方面的高精度性[8]。

        核電廠安全殼極限抗壓承載力、影響因素及其規(guī)律是核電結(jié)構(gòu)安全評估、事故處理和結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵問題。本文以某安全殼為例,采用損傷塑性模型模擬混凝土的力學(xué)性能,雙線形應(yīng)力-應(yīng)變模型模擬鋼襯里和預(yù)應(yīng)力鋼束的材料非線性,暫不考慮設(shè)備閥門洞口、高溫?zé)嵝?yīng)、土與結(jié)構(gòu)相互作用等因素的影響,基于ABAQUS軟件系統(tǒng)地分析了核安全殼極限抗壓承載力,并給出了結(jié)構(gòu)自重、預(yù)應(yīng)力、鋼襯里等因素的影響規(guī)律,對核安全殼極限承載能力分析、結(jié)構(gòu)設(shè)計和安全評定等方面具有一定的參考價值。

        1 安全殼模型

        本文分析選用的某安全殼由底板、筒壁、穹頂、鋼襯里、普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼束等部分組成。筒壁內(nèi)徑37m,外徑39m,壁厚1m,穹頂內(nèi)徑48m,壁厚0.8m,結(jié)構(gòu)高度61.5m。為避免出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,穹頂與筒壁交界處采用半徑為6.4m的圓弧作倒角處理。混凝土強度等級為C50,鋼襯里采用Q235鋼,預(yù)應(yīng)力鋼束采用29φ15.7,1 860MPa級,安全殼筒壁中有三層預(yù)應(yīng)力鋼束,從內(nèi)到外第一層豎向鋼束120根,兩層環(huán)向鋼束共109根,穹頂?shù)念A(yù)應(yīng)力鋼束分三層總計117根,三層鋼束相互呈60°夾角,安全殼結(jié)構(gòu)如圖1所示[9]。

        結(jié)合相應(yīng)的安全殼設(shè)計規(guī)范[10]和文獻(xiàn)[4],以保障其使用功能為前提,本文采用安全殼結(jié)構(gòu)達(dá)到如下狀態(tài)之一,即認(rèn)為結(jié)構(gòu)失效:

        (2)混凝土的最大拉應(yīng)變達(dá)到10 000×10-6;

        (3)鋼襯里的最大拉應(yīng)變達(dá)到3 000×10-6。

        圖1 安全殼結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of reactor containment

        2 安全殼計算模型

        2.1 有限元模型

        根據(jù)安全殼和預(yù)應(yīng)力鋼束的對稱性,本文選取結(jié)構(gòu)的1/6作為計算模型,如圖2所示,底部固定,兩側(cè)邊界處施加對稱約束。

        圖2 安全殼計算模型Fig.2 Calculation model of reactor containment

        在部件的連接方面,混凝土內(nèi)壁與鋼襯里之間采用接觸連接,預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土之間采用嵌入(embed)連接,運用降溫法對預(yù)應(yīng)力鋼束施加預(yù)應(yīng)力。

        2.2 理論簡化分析與數(shù)值模擬結(jié)果比較

        為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性和了解結(jié)構(gòu)性能,在暫不考慮普通鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼束和鋼襯里條件下,選擇安全殼的橫切面和縱切面進(jìn)行承壓分析[12],計算模型如圖3所示。理論解與ABAQUS數(shù)值模擬結(jié)果對比結(jié)果如表1、表2所示。從表中可以看出,理論解和數(shù)值解的最大誤差小于12%,表明本文數(shù)值模擬結(jié)果比較可靠。

        在關(guān)鍵幀提取器的粗識別階段,已經(jīng)篩選出大量的非目標(biāo)區(qū)域,留下了少數(shù)候選區(qū)域。候選區(qū)域的圖像特征點具有相似性,需要深度挖掘圖像特征方可區(qū)分。因此,在關(guān)鍵幀提取器的精識別階段,使用Alex-Net卷積神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型,對候選目標(biāo)區(qū)域提取深度卷積網(wǎng)絡(luò)特征,生成特征向量,并利用關(guān)鍵幀提取器的SVM分類器將特征向量分類,得到最終的提取結(jié)果。

        圖3 理論解計算模型Fig.3 Calculation model of theoretical solution

        表1 橫切面理論解、數(shù)值解及誤差Table 1 Theoretical solution,numerical solution and error of cross sectionn

        表2 縱切面理論解、數(shù)值解及誤差Table 2 Theoretical solution,numerical solution and error of vertical section

        3 極限承載能力及影響因素分析

        本文首先對安全殼分三步加載,第一步:整體結(jié)構(gòu)施加重力;第二步:施加預(yù)應(yīng)力鋼束預(yù)應(yīng)力;第三步:安全殼內(nèi)壁施加內(nèi)壓,進(jìn)行極限承壓分析。然后分別進(jìn)行無自重、無預(yù)應(yīng)力和無鋼襯里情況下的承壓分析,研究三種因素對安全殼極限承載力的影響情況。

        3.1 核安全殼極限承壓分析

        3.1.1 整體結(jié)構(gòu)

        在自重和預(yù)應(yīng)力荷載的基礎(chǔ)上,不斷增加內(nèi)壓,安全殼由受壓狀態(tài)逐漸向受拉過渡。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.70MPa時,安全殼變形情況見圖4(a),從圖中可以看出,安全殼基本恢復(fù)到未加載時的形狀。隨著內(nèi)壓的繼續(xù)增大,筒壁和穹頂逐漸向外發(fā)生位移。當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,達(dá)到極限狀態(tài),安全殼變形情況見圖4(b)。此時,穹頂頂點向上位移為33.17mm,筒壁部分最大徑向位移為24.51mm。

        (a)0.70MPa內(nèi)壓變形圖;(b)1.02MPa內(nèi)壓變形圖

        以筒壁部分半高處徑向位移及穹頂頂點豎向位移為參考,位移隨內(nèi)壓變化如圖5、圖6所示:

        (1)在內(nèi)壓增大到0.70MPa左右時,筒壁部分半高處徑向位移約為0,穹頂頂點豎向位移為1.30mm,內(nèi)壓基本上抵消了預(yù)應(yīng)力鋼束引起的變形;

        (2)在內(nèi)壓增大到0.87MPa左右時,圖中曲線的斜率都發(fā)生了突變,產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是安全殼中的混凝土開始進(jìn)入塑性;

        (3)在1.02MPa內(nèi)壓作用下,筒壁半高處環(huán)向0°徑向位移為22.58mm,環(huán)向30°徑向位移為21.79mm,環(huán)向60°徑向位移為20.51mm,三者之間的最大相差為9.2%。

        圖5 筒壁半高處徑向位移與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.5 Curve between radial displacement and internal pressure at half height of cylinder wall

        圖6 頂點豎向位移與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.6 Curve between vertical top displacement and internal pressure

        3.1.2 混凝土部分

        由于混凝土損傷塑性模型中沒有裂紋的概念,采用“AC YIELD”參數(shù)來表示混凝土進(jìn)入塑性后的情況。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.91MPa時,筒壁上部出現(xiàn)塑性區(qū)域并向下延伸,穹頂處部分混凝土進(jìn)入塑性。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.93MPa時,塑性區(qū)域幾乎布滿整個筒壁。當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,塑性區(qū)域布滿安全殼的筒壁和穹頂。安全殼混凝土塑性區(qū)域發(fā)展與內(nèi)壓關(guān)系如圖7、圖8所示。

        圖7 不同內(nèi)壓作用下安全殼外壁塑性區(qū)域分布圖Fig.7 Plastic regional distribution of reactor containment outer wall under different pressures

        圖8 不同內(nèi)壓作用下安全殼內(nèi)壁塑性區(qū)域分布圖Fig.8 Plastic regional distribution of reactor containment inner wall under different pressures

        分析相關(guān)數(shù)據(jù):

        (1)對比安全殼外壁和內(nèi)壁塑性區(qū)域的發(fā)展,可以看到,不管是穹頂部分還是筒壁部分,內(nèi)壁塑性區(qū)域的擴展總是優(yōu)先于外壁,在內(nèi)壓增大到1.02MPa時,內(nèi)壁部分的混凝土幾乎全部進(jìn)入塑性狀態(tài),而外壁的仍有一部分混凝土處于彈性狀態(tài),這與理論分析中內(nèi)壁先于外壁進(jìn)入塑性的結(jié)論相吻合;

        (2)隨著內(nèi)壓的增大,筒壁環(huán)向30°上部、半高處和根部處混凝土依次進(jìn)入塑性,與圖7、圖8中混凝土塑性區(qū)域的擴展相吻合,隨著內(nèi)壓的增大,筒壁部分混凝土塑性區(qū)域從上部向根部擴展,如圖9所示。

        圖9 筒壁環(huán)向30°處混凝土應(yīng)力與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.9 Curve between concrete stress and internal pressure at ring direction 30° of cylinder wall

        3.1.3 預(yù)應(yīng)力鋼束

        穹頂部分預(yù)應(yīng)力鋼束:當(dāng)內(nèi)壓依次達(dá)到0.87MPa、0.89MPa、0.93MPa、0.95MPa時,穹頂頂部、仰角60°處、仰角45°處、仰角20°處的預(yù)應(yīng)力鋼束Mises應(yīng)力依次大幅度增加,穹頂部分預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力隨內(nèi)壓變化關(guān)系如圖10所示。

        圖10 穹頂部分預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.10 Curve between prestressed tendons stress and internal pressure at dome

        分析相關(guān)數(shù)據(jù):

        (1)在內(nèi)壓從0.87MPa增大到0.95MPa的過程中,穹頂頂部、仰角60°、45°、20°處混凝土依次進(jìn)入塑性,引起預(yù)應(yīng)力鋼束的Mises應(yīng)力發(fā)生突變;

        (2)當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,穹頂部分預(yù)應(yīng)力鋼束均處于彈性狀態(tài)。

        筒壁部分預(yù)應(yīng)力鋼束:當(dāng)內(nèi)壓依次達(dá)到0.87MPa、0.91MPa、0.93MPa時,筒壁上部、半高處、根部的環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼束Mises應(yīng)力依次大幅度增加,筒壁部分環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力隨內(nèi)壓變化關(guān)系如圖11所示。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.87MPa時,筒壁環(huán)向3°、21°、39°、57°處的豎向預(yù)應(yīng)力鋼束Mises應(yīng)力大幅度增加,筒壁部分豎向預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力隨內(nèi)壓變化關(guān)系如圖12所示。

        圖11 筒壁環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.11 Curve between prestressed tendons stress and internal pressure at ring direction of cylinder wall

        圖12 筒壁豎向預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力與內(nèi)壓關(guān)系曲線Fig.12 Curve between prestressed tendons stress and internal pressure at vertical direction of cylinder wall

        分析相關(guān)數(shù)據(jù):

        (1)在內(nèi)壓從0.87MPa增大到0.93MPa的過程中,筒壁上部、半高處和根部混凝土依次進(jìn)入塑性,引起環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼束的Mises應(yīng)力發(fā)生突變;

        (2)圖12中四條曲線變化趨勢一致,關(guān)于筒壁環(huán)向30°處母線對稱的豎向預(yù)應(yīng)力鋼束(3°與57°,21°與39°)兩兩吻合良好,兩組曲線之間差距不大,說明筒壁環(huán)向各角度處豎向預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)力變化情況基本一致;

        (3)當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,筒壁部分預(yù)應(yīng)力鋼束均處于彈性狀態(tài)。

        3.1.4 鋼襯里

        觀察鋼襯里的應(yīng)力狀態(tài)可以看出:當(dāng)內(nèi)壓增大到0.87MPa時,筒壁環(huán)向30°半高處鋼襯里的Mises應(yīng)力大幅度增加;當(dāng)內(nèi)壓增大到0.98MPa時,應(yīng)力達(dá)到材料的屈服強度,之后隨著內(nèi)壓的增大不再增長;當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,筒壁幾乎所有部分和穹頂上部鋼襯里的Mises應(yīng)力都達(dá)到了屈服強度。圖13顯示了1.02MPa內(nèi)壓作用下鋼襯里的Mises應(yīng)力和塑性區(qū)域分布圖。

        在1.02MPa內(nèi)壓作用下,混凝土中的最大拉應(yīng)變?yōu)? 419×10-6,筒壁和穹頂大部分區(qū)域的拉應(yīng)變?yōu)? 000×10-6~3 000×10-6,遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于限值10 000×10-6;鋼襯里中的最大拉應(yīng)變出現(xiàn)在筒壁上部與穹頂交界處,為3 114×10-6,超過限值3 000×10-6,已經(jīng)達(dá)到安全殼的極限狀態(tài),即可認(rèn)為該安全殼的極限承載力為1.02MPa。

        圖13 p=1.02MPa時鋼襯里模擬結(jié)果Fig.13 Simulation result of steel liner when internal pressure is up to 1.02 MPa

        3.2 無自重、無預(yù)應(yīng)力和無鋼襯里模擬結(jié)果

        無自重情況:不考慮結(jié)構(gòu)自重,當(dāng)內(nèi)壓增大到0.66MPa時,安全殼基本恢復(fù)到未加載時的形狀。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.99MPa時,安全殼達(dá)到極限狀態(tài)(鋼襯里達(dá)到極限應(yīng)變)。此時,穹頂頂點向上位移為46.47mm,筒壁部分最大徑向位移為22.25mm。

        無預(yù)應(yīng)力情況:不考慮預(yù)應(yīng)力,當(dāng)內(nèi)壓增大到0.08MPa時,安全殼基本恢復(fù)到未加載時的形狀。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.39MPa時,安全殼達(dá)到極限狀態(tài)(鋼襯里達(dá)到極限應(yīng)變)。此時,穹頂頂點向上位移為65.95mm,筒壁部分最大徑向位移為42.02mm。

        無鋼襯里情況:不考慮鋼襯里,當(dāng)內(nèi)壓增大到0.63MPa時,安全殼基本恢復(fù)到未加載時的形狀。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.93MPa時,安全殼達(dá)到極限狀態(tài)(預(yù)應(yīng)力鋼筋屈服)。此時,穹頂頂點向上位移為44.27mm,筒壁部分最大徑向位移為22.97mm。

        3.3 安全殼內(nèi)壓影響因素分析

        表3中列出四種分析工況下安全殼恢復(fù)原形以及破壞時的內(nèi)壓值。結(jié)果表明:自重、預(yù)應(yīng)力和鋼襯里均對安全殼的承壓分析有利。其中自重和鋼襯里的影響較小,低于10%,預(yù)應(yīng)力的影響較大,超過60%。

        表4中列出四種分析工況下穹頂?shù)呢Q向位移和筒壁徑向位移,無自重或無鋼襯里時,穹頂豎向位移增大約30%~40%,筒壁徑向位移減少約5%~10%;無預(yù)應(yīng)力時,穹頂豎向位移增大接近一倍,筒壁徑向位移增大超過70%。

        表3 自重、預(yù)應(yīng)力和鋼襯里對安全殼內(nèi)壓的影響Table 3 Influence of gravity,prestress and steel liner on internal pressure

        從表3、表4中可以看出,預(yù)應(yīng)力對安全殼極限承載力以及位移影響較大,自重和鋼襯里影響相對較小。從表5中可以看出,在鋼襯里存在的情況下,它控制著安全殼是否達(dá)到極限狀態(tài),無鋼襯里時,預(yù)應(yīng)力鋼筋起控制作用。因此預(yù)應(yīng)力鋼束和鋼襯里是安全殼極限承載力分析的決定性因素,也是實際工程中的關(guān)鍵指標(biāo)。

        表4 自重、預(yù)應(yīng)力和鋼襯里對安全殼位移的影響Table 4 Influence of gravity,prestress and steel liner on displacement

        4 結(jié)論

        本文應(yīng)用有限元軟件ABAQUS,采用損傷塑性模型模擬混凝土的力學(xué)性能,雙線形應(yīng)力-應(yīng)變模型模擬鋼襯里和預(yù)應(yīng)力鋼束的材料非線性,對某安全殼進(jìn)行極限抗壓承載力分析,并給出結(jié)構(gòu)自重、預(yù)應(yīng)力和鋼襯里對極限內(nèi)壓和破壞形式的影響和影響規(guī)律。主要結(jié)論如下:

        (1)系統(tǒng)給出在不同壓力狀態(tài)下結(jié)構(gòu)響應(yīng)。即有:當(dāng)內(nèi)壓增大到設(shè)計內(nèi)壓0.35MPa時,安全殼中的混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼束、鋼襯里均處于彈性狀態(tài),滿足正常使用要求。當(dāng)內(nèi)壓增大到0.87MPa時,安全殼筒壁上部混凝土開始進(jìn)入塑性,并引起結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布,導(dǎo)致混凝土、預(yù)應(yīng)力鋼束和鋼襯里中應(yīng)力值大幅度增加。在內(nèi)壓從0.87MPa增大到1.02MPa的過程中,筒壁混凝土的塑性區(qū)域從上部向根部擴展,穹頂混凝土的塑性區(qū)域從頂部向與筒壁交界處擴展,筒壁混凝土優(yōu)先于穹頂混凝土進(jìn)入塑性,在此過程中,鋼襯里逐漸進(jìn)入塑性狀態(tài)。當(dāng)內(nèi)壓增大到1.02MPa時,鋼襯里中最大應(yīng)變超過限值3 000×10-6,安全殼達(dá)到極限狀態(tài),此時預(yù)應(yīng)力鋼束尚未屈服。安全殼穹頂頂點向上位移為33.17mm,筒壁部分最大徑向位移為24.51mm。

        (2)通過數(shù)值模擬,得到該預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼的極限承載能力為1.02MPa,為設(shè)計內(nèi)壓0.35MPa的2.91倍,達(dá)到了國際安全裕度≥2.5的要求。在各種影響因素中,預(yù)應(yīng)力鋼束和鋼襯里對安全殼的極限承載力和破壞形式起著重要作用,在安全殼設(shè)計時,要重點關(guān)注這兩部分構(gòu)件。

        5 致謝

        本文得到哈爾濱工程大學(xué)中央高?;究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金項目:核安全殼振動臺試驗數(shù)值模擬研究(HEUCFZ1127)的資助,在此表示衷心的感謝。

        [1] T.F.Kanzleiter.Experimental investigations of pressure and temperature loads on a containment after a loss-ofcoolant accident[J].Nuclear Engineering and Design,1976,159-167.

        [2] P.Anderson.Analytic study of the steel liner near the equipment hatch in a 1:4scale containment model[J].Nuclear Engineering and Design,2008,1641-1650.

        [3] 趙樹明,林松濤,王永煥.秦山核電二期安全殼結(jié)構(gòu)整體性試驗[J].工業(yè)建筑,2003,33(9):38-43.

        [4] 陳勤,錢稼茹.內(nèi)壓荷載下安全殼1∶10模型結(jié)構(gòu)非線性有限元分析[J].工程力學(xué),2002,19(6):73-77.

        [5] Hsuan-Teh Hu,Jiin-Iuan Liang.Ultimate analysis of BWR Mark III reinforced concrete containment subjected to internal pressure[J].Nuclear Engineering and Design,2000,195:1-11.

        [6] 張會東,林松濤,王永煥.核電廠安全殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓承載能力計算分析[J].工業(yè)建筑,2007,37(8)43-46.

        [7] 柳勝華,葛鴻輝.鋼安全殼在設(shè)計內(nèi)壓下的軸對稱有限元分析[J].第16屆全國反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)會議論文集,2010:654-658.

        [8] Prinja N K,Shepherd D.Theory and Practice,Professional Engineering Publishing[M].London:Institute of Mechanics Engineers,2003.

        [9] 劉立.某核安全殼振動臺試驗數(shù)值模擬研究[D]哈爾濱工程大學(xué)碩士學(xué)位論文,2009.

        [10] ACI Standard 359-04.Code for concrete containment.

        [11] Abaqus/CAE User's Manual.

        [12] 徐芝綸.彈性力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2006:63-67.

        猜你喜歡
        筒壁襯里安全殼
        CAP1000嚴(yán)重事故下安全殼超壓緩解策略研究
        典型加氫反應(yīng)器襯里開裂原因分析
        MTO/FCC反應(yīng)器高溫高壓設(shè)備隔熱襯里對金屬殼體溫度分布的影響
        間冷塔模板體系改進(jìn)實踐
        價值工程(2019年21期)2019-09-08 15:54:39
        烘絲機筒壁溫度異常波動原因分析及解決措施
        鋼筋混凝土煙囪筒壁計算若干問題的辨析
        MTO裝置設(shè)備及管道襯里施工介紹
        CAP1400鋼制安全殼現(xiàn)場組裝焊接質(zhì)量控制
        中國核電(2017年2期)2017-08-11 08:01:04
        大型干式安全殼嚴(yán)重事故下超壓失效概率研究
        乙烯裂解爐輻射室襯里施工技術(shù)
        欧美黑人又粗又硬xxxxx喷水| 国产一区二区免费在线视频| 妺妺窝人体色www在线| 亚洲欧美一区二区三区在线| 综合精品欧美日韩国产在线| 亚洲成人激情在线影院| 91精品国产乱码久久中文| 国产精品免费_区二区三区观看| 996久久国产精品线观看| 国产精品亚洲专区无码不卡| 午夜视频在线观看国产19| 人妻 偷拍 无码 中文字幕| 国产日产久久高清ww| 国产永久免费高清在线| 亚洲国产精品一区二区第四页| 99久久精品国产亚洲av天| 久久久国产精品黄毛片| 曰批免费视频播放免费 | 国语对白在线观看免费| 日韩一区国产二区欧美三区 | 久久精品国产亚洲av热一区| 日韩人妻中文字幕专区| 欧美黑人性暴力猛交喷水| 人妻熟妇乱系列| 国产盗摄一区二区三区av| 国产高清在线精品一区app| 性久久久久久久| 99国产免费热播视频| 日韩精品成人一区二区在线观看| 成人大片免费观看视频| 日韩人妻无码精品久久| 在线成人福利| 日韩中文字幕一区在线| 国产精品亚洲精品国产| 色欲色欲天天天www亚洲伊| 久久av无码精品一区二区三区| 在线一区二区三区免费视频观看| 一区二区三区无码高清视频| 国内a∨免费播放| 日韩AV无码乱伦丝袜一区| 国产日韩精品中文字幕|