核安全一级主管道疲劳校核

王 庆，房永刚，初起宝，徐 宇，李海龙（环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082）

核安全一级主管道疲劳校核

王 庆，房永刚，初起宝＊，徐 宇，李海龙
（环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082）

摘要：本文对某核电厂主管道疲劳及热棘轮进行了独立校核。校核采用基于RCC－M标准的ROCOCO软件，比较了RCC－M标准与ASME标准在核安全一级管道疲劳评价方面的差异。对比的主要方面包括疲劳设计的计算范围界定、一次加二次应力强度的计算方法、弹塑性修正系数的计算、动态载荷叠加方法等。通过对ROCOCO中与ASME标准不一致的算法进行修正，得到主管道冷段壁厚65mm和55mm的疲劳使用系数和热棘轮设计裕量。结果表明：某核电厂主管道最小壁厚不能小于55mm，55mm壁厚的热棘轮设计值达到许用值的95%。

关键词：核安全一级管道；疲劳分析；热棘轮；ASME；RCC－M

某核电厂主管道首次采用锻造工艺。由于工艺不成熟，制造的主管道冷段皆出现内径、曲率半径、弯曲角度等不满足设计要求的情况。受此影响，主管道冷段壁厚小于设计要求。

标准对核安全一级管道的力学分析有详细要求［1－2］，壁厚减小后需对主管道重新进行应力分析。本文针对疲劳和热棘轮分析，采用不同于原设计的方法进行独立校核。

1　计算范围

主管道冷段分为弯管和直管两部分。直管段上有3个不同尺寸的仪表接管嘴。根据管道分析中使用的应力指数不同，将主管道疲劳分析分为直管段、焊缝段和弯管段。其中，直管段可被焊缝段包络，即计算包括焊缝段和弯管段。对每一段采用包络的接管载荷进行校核，并对3个仪表接管嘴进行单独校核。

2　计算软件

本文计算采用ROCOCO软件。该软件是AREVA公司开发的核一级管道疲劳分析程序，适用于按照RCC－M［3］B3600简化分析方法和RCC－M附录ZE200混合分析方法进行疲劳分析的部件，可进行热分析和疲劳分析计算。

3　ASME与RCC－M计算方法比较

原项目的设计标准为ASME标准，采用的软件为WESTEM。本文采用的ROCOCO程序是依据RCC－M进行评价的疲劳软件，因此有必要对两种标准中关于疲劳分析方面的规定进行对比，找出不同，并对程序中相应的部分进行修正。

根据ASME与RCC－M对一级管道疲劳分析的规定，两者在计算流程、峰值应力强度Sp、交变应力强度Sa、累积损伤评定等方面完全一致。

在简化弹塑性分析中，由热膨胀和锚固点热位移引起的力矩Se的评定和一次加二次薄膜应力Sq（不包括Se）的评定是相同的，即对一次加二次应力强度的分解评定，两种标准规定相同。

对于ASME与RCC－M一级管道疲劳分析，两者在疲劳分析计算范围、一次加二次应力强度变化幅值Sn、弹塑性修正系数、应力指数、交变载荷组合方式、热棘轮验收准则等方面存在不同［4－6］。

3．1 疲劳设计计算范围

ASME［7］与RCC－M［8］在疲劳设计曲线方面的区别，除ASME给出了更多材料类型的设计曲线外，对核安全一级设备疲劳分析影响较大的是，ASME针对奥氏体钢和镍铬铁合金还给出了高周疲劳曲线，且高周疲劳曲线对焊缝和母材进行了区分。

根据ASME标准对奥氏体钢制造的设备进行疲劳分析，结果中将包括一些循环数量较大但交变应力幅值较小的运行瞬态波动，而RCC－M仅包括交变应力幅值超出180MPa的瞬态。

目前我国采用RCC－M设计的运行核电厂，其中设计瞬态超出105量级的瞬态仅有功率运行和热停堆期间的波动。这些波动引起的应力较小，即使计算疲劳使用系数，对总的结果影响也不大。但当延长设计寿命时，应评估高周疲劳对使用系数结果的影响。

3．2 一次加二次应力强度变化幅值

对于一次加二次应力强度变化幅值Sn，ASME标准计算的Sn较RCC－M标准计算的Sn少一项应力组成（即由内外壁温差导致的热应力）。RCC－M方法计算得到的Sn较ASME方法计算得到的Sn结果要大，虽然Sn不会直接影响疲劳使用系数，但当超出弹性计算范围，采用弹塑性计算方法时，Sn的增大会导致弹塑性修正系数Ke的结果相应增大，进而使得疲劳使用系数增大。

3．3 弹塑性修正系数

对于Ke的计算，ASME规范中不区分材料和应力性质，均采用相同的计算方法。RCCM中对于碳钢材料及不锈钢材料的机械应力采用与ASME中完全相同的公式，即：

其中：Sm为许用应力强度；n，m根据标准查表取值。

但RCC－M B3653．6中，对于不锈钢材料的热应力部分采用如下修正方法：

采用上述公式计算对热应力的弹塑性修正，得到的结果与实验结果更加接近，此修正方法不如ASME方法保守。同时RCC－M也规定，不对机械应力和热应力进行区分，均采用保守的Ke进行计算也是可接受的。这样Ke的取值便与AMSE的相同。本文计算采用ASME标准的方法，即不对应力进行区分，均采用式（1）进行计算。

3．4 应力指数

ASME与RCC－M的应力指数取值大体相当，但也有不同，包括应力指数表中的个别数值，以及对应力指数表中进行修正的方法存在若干差异。

ROCOCO中允许可仅输入几何结构数据，由程序根据RCC－M计算应力指数，也可直接输入应力指数。本文计算采用原设计的应力指数。

3．5 载荷组合

关于地震载荷与瞬态载荷的组合方式，ASME NB3653．1的要求为，若某一载荷组包括了交变动态载荷，则应取如下两种情况的较大值：1）考虑交变动态载荷范围一半的所有载荷组合产生的合成力矩范围；2）仅由交变动态载荷的全范围产生的合成力矩Mi范围。地震载荷组合是作为1个一般瞬态与其他瞬态叠加，还是2个瞬态组合后得到的载荷再与地震载荷叠加，ASME中未明确规定。

RCC－M规定：地震载荷采用保守的载荷组合方式，认为地震在1个瞬态中发生1次；对于2个瞬态组合的情况，认为在2个瞬态的峰值各发生1次地震。与瞬态载荷叠加的方式为：

Mi＝［（｜Mx1－Mx2｜＋ΔMxOBE）2＋…＋

（｜Mz1－Mz2｜＋ΔMzOBE）2］1／2（3）

RCC－M地震与瞬态载荷叠加方式如图1所示。

原设计中，地震瞬态是作为与其他工况相同的瞬态进行组合的，而不是在瞬态组合后再叠加地震载荷。叠加方式示于图2。

图1　 RCC－M地震与瞬态载荷叠加方式示意图Fig．1 Combination of earthquake andservice load in RCC－M

图2　 AP1000地震与瞬态载荷叠加方式示意图Fig．2 Combination of earthquake andservice load of AP1000

本文对ROCOCO的地震结果进行了处理，采取的叠加方式与RCC－M的叠加方式相同。

3．6 地震子循环应力的弹塑性修正系数

每次地震都有多个载荷循环，本文称每次地震中的应力循环为“地震子循环”。由于地震载荷叠加方式不同，导致了地震子循环的计算方法不同。ASME标准未对地震子循环计算方法进行规定，主管道原设计采用图2所示的载荷叠加方式，由于地震产生的应力不与其他载荷叠加，计算得到的峰值应力较小，得到的累计疲劳使用系数小于1×10－4，因此认为地震对累计疲劳使用系数的贡献不显著，主管道冷段的疲劳计算中忽略了地震子循环疲劳使用系数。

根据RCC－M B3653．6的规定，认为地震发生在瞬态载荷最大时，地震子循环的应力需用瞬态叠加地震后得到的弹塑性修正系数Ke进行修正。根据ROCOCO的计算，对于标准设计各部件地震子循环产生的疲劳使用系数及其对总疲劳使用系数的贡献列于表1。从表1可看出，考虑弹塑性修正系数的地震子循环对总疲劳使用系数贡献明显。

表1　 考虑Ke的地震子循环占总疲劳使用系数的比例Table 1 Ratio of earthquake subcycle modified by Keof cumulative damage

4　热棘轮校核验收准则

RCC－M标准对热棘轮的要求为：

y′根据下式计算确定：

其中：γ为泊松比；E为弹性模量；α为热膨胀系数；Sy为材料屈服极限；ΔT1（i，j）为i，j瞬态之内管道内外壁之间温差的变化幅度。

不对铁素体材料和奥氏体材料进行区分。为便于与ASME的取值进行比较，将RCC－M公式变化为如下形式：

ASME对热棘轮的要求为，对于所有载荷组对，ΔT1的范围值不能超过如下计算值：

式中：对于铁素体材料，C4＝1．1；对于奥氏体材料，C4＝1．3。

可看出，采用RCC－M标准得到的ΔT1许用值小于ASME标准的许用值，RCC－M标准的要求更加保守。

本文计算采用ROCOCO的热分析结果数据进行整理计算，并根据ASME的验收准则进行评价。

5 验收准则

ASME与RCC－M验收准则一致，首先验证瞬态组合工况应力是否在弹性范围内，如果在弹性范围内，则直接计算峰值应力，并计算累计疲劳使用系数。如果应力超出弹性范围，则进行简化弹塑性分析，并分别对热膨胀和锚固点热位移引起的力矩Se及一次加二次薄膜应力Sq（不包括Se）分别进行应力评价，并计算弹塑性修正系数Ke，对峰值应力进行修正。根据修正后的峰值应力计算累计疲劳使用系数。

6　疲劳评价结果

6．1 标准设计壁厚（65 mm）疲劳评价结果

65mm壁厚管道的校核结果列于表2。其中，焊缝的计算结果与原设计一致，弯管的计算结果差距较大，接管嘴的计算结果基本相当。

表2　 65mm壁厚管道评价结果Table 2 Evaluation result of pipeof 65mm wall thickness

ROCOCO计算的焊缝疲劳使用系数在弹性范围内，经过弹塑性修正系数和应力指数的调整，计算方法与ASME标准一致。弯管ROCOCO的计算采用了弹塑性计算，而原设计的计算结果表明为弹性计算，差别是由于Sn的计算方法不同造成的。经对ROCOCO的详细计算过程进行分析，分解出Sn中内外壁温差产生的热应力项，重新进行计算，也可得到与原设计相当的结果。

对于接管嘴部分，两种软件计算都采用了弹塑性计算。由于两个标准中Sn及Ke的不同造成的差异变小，远不如对弯管状态的影响大。

接管嘴为主管道上结构不连续的部分，由于接管嘴与主管道壁厚差距较大，会导致较高的温度应力，管道内流体与管道之间的换热系数在一定范围内对计算结果影响较大。换热系数与管道内流体温度、流速、管道直径等均有关系。原设计报告［9］中计算接管嘴温度场时，对接管嘴内流速输入数据为0，这可能会导致偏向不保守的结果。本文计算时，接管嘴内流速取值与主管道一致，这样会导致过于保守的结果。

6．2 换热系数的影响

为研究换热系数对结构不连续部位温差的影响，从瞬态计算中选取了会导致温差最大的工况采用有限元进行热分析［10］。

分析采用ANSYS程序，管道材料的热传导系数、比热和密度取自ASME标准，有限元模型在壁厚方向分为30个单元。

主管道壁厚取为65mm，计算换热系数为60 000W／（m2·K）时的平均温度，支管取3英寸接管嘴，壁厚为22．23mm，计算相同瞬态、不同换热系数情况下的平均温度。表3列出不同换热系数下接管嘴与主管平均温度的差值。

从表3可见，换热系数大于375W／（m2·K）时，换热系数变化对部件间温度差影响较小，换热系数在375～37．5W／（m2·K）之间时，换热系数对温度场的计算有显著影响。6．3 55 mm壁厚疲劳评价结果

从6．1节的结果可看出，ROCOCO的计算结果偏保守，因此可用来进行55mm壁厚的疲劳应力评价。评价结果列于表4。

6．4 热棘轮评价

对于进行简化弹塑性分析的结构，标准要求对热棘轮进行评价。原设计焊缝和弯管的Sn未超过3Sm，在弹性范围内，未进行热棘轮评价，仅对接管嘴进行了评价。根据ROCOCO的热分析结果计算的接管嘴热棘轮结果列于表5。从表5可看出，55mm壁厚的3英寸接管嘴的热棘轮ΔT1达到了许用值的95%。

表3　 换热系数对温度场的影响Table 3 Influence of heat transfer coefficienton temperature field

表4　 55mm壁厚管道评价结果Table 4 Evaluation result of pipeof 55mm wall thickness

表5　 接管嘴热棘轮评价结果Table 5 Thermal ratcheting evaluation results of nozzle

7　结论

1）对某核电厂主管道冷段进行疲劳校核，55mm壁厚使用系数为62．6%。

2）对某核电厂主管道冷段进行热棘轮校核，接管嘴（55mm壁厚）裕度均较小，设计值达到了许用值的95%。

3）某核电厂主管道疲劳累积使用系数计算时，在地震载荷叠加方式上和子循环的弹塑性修正系数方面可能存在不保守的情况。

4）某核电厂接管嘴温度场计算时，对接管嘴内流速输入数据取0以及换热系数的如何选取应深入研究。

综上所述，对于某核电厂标准设计主管道冷段最小壁厚为55mm能满足标准规范的要求，但安全裕度较小，建议核电厂运行阶段应加强相应部位的检查和监测。

参考文献：

［1］ HAF102 核动力厂设计安全规定［S］．北京：国家核安全局，2004．

［2］ 张征明，王敏稚，何树延．HTR－10核安全一级管道的力学分析［J］．清华大学学报：自然科学版，2000，40（12）：14－17．ZHANG Zhengming，WANG Minzhi，HE Shuyan．Mechanical analysis of nuclear Class 1piping in HTR－10［J］．Journal of Tsinghua University：Science and Technology，2000，40（12）：14－17（in Chinese）．

［3］ 章贵和．核一级承压设备疲劳分析方法［J］．核动力工程，2009，30（6）：54－59．ZHANG Guihe．Fatigue analysis method of RCC－M Class 1 pressure－retaining component ［J］．Nuclear Power Engineering，2009，30（6）：54－59（in Chinese）．

［4］ 白文婷，戴君武，冯国忠，等．核电厂核2级承压管道抗震设计规范对比分析［J］．核动力工程，2011，32（5）：59－63，68．BAI Wenting，DAI Junwu，FENG Guozhong，et al．Contrast of aseismic design for NPP pressure pipelines of Class 2［J］．Nuclear Power Engineering，2011，32（5）：59－63，68（in Chinese）．

［5］ 刘锐，李铁萍，张春明．基于RCC－M与ASME的核2／3级管道应力评定比较［J］．压力容器，2013，30（3）：52－56．LIU Rui，LI Tieping，ZHANG Chunming．Comparison between RCC－M and ASME for stress evaluation of nuclear safety Class 2／3pipes［J］．Pressure Vessel Technology，2013，30（3）：52－56（in Chinese）．

［6］ 杨小林，金挺，刘攀．核电厂压力容器热棘轮效应评定方法研究［J］．中国特种设备安全，2014，30（9）：33－36．YANG Xiaolin，JIN Ting，LIU Pan．Thermal ratchet verification methodology research of pressure vessel in nuclear power plant［J］．China Special Equipment Safety，2014，30（9）：33－36（in Chinese）．

［7］ 美国机械工程师学会．锅炉及压力容器规范［S］．2004版．上海：上海科学技术文献出版社，2007．

［8］ 法国核岛设备设计、建造及在役检查规则协会．压水堆核岛机械设备设计和建造规则（RCC－M）［S］．上海：上海科学技术文献出版社，2010．

［9］ AP1000reactor coolant loop piping component fatigue evaluation，APP－RCS－PLC－061［R］．USA：Westinghouse Electric Company LLC，2011．

［10］胡丽娜，余华金，王月英．核一级三通管热疲劳研究［J］．核技术，2013，36（4）：040637．HU Lina，YU Huajin，WANG Yueying．Study on the thermal fatigue of tee in the first loop of nuclear reactor［J］．Nuclear Techniques，2013，36（4）：040637（in Chinese）．

Fatigue Check of Nuclear Safety Class 1 Reactor Coolant Pipe

WANG Qing，FANG Yong－gang，CHU Qi－bao＊，XU Yu，LI Hai－long
（Nuclear and Radiation Safety Center，Ministry of Environmental Protection，Beijing100082，China）

Abstract：Fatigue and thermal ratcheting analyses of nuclear safety Class 1reactor coolant pipe in a nuclear power plant were independently carried out in this paper．The software used for calculation is ROCOCO，which is based on RCC－M code．The difference of nuclear safety Class 1pipe fatigue evaluation between RCC－M code and ASME code was compared．The main aspects of comparison include the calculation scoping of fatigue design，the calculation method of primary plus secondary stress intensity，the elastic－plastic correction coefficient calculation，and the dynamic load combination method etc．By correcting inconsistent algorithm of ASME code within ROCOCO，the fatigue usage factor and thermal ratcheting design margin of 65mm and 55mm wall thickness of the pipe were obtained．The results show that the minimum wall thickness of the pipe must exceed 55 mm and the design value of the thermal ratcheting of 55mm wall thickness reaches 95%of the allowable value．

Key words：nuclear safety Class 1pipe；fatigue analysis；thermal ratcheting；ASME；RCC－M

通信作者：＊初起宝，E－mail：chuqibao＠chinansc．cn

作者简介：王 庆（1981—），女，山东曹县人，高级工程师，硕士，从事核电厂设备安全审评研究

收稿日期：2014－03－27；修回日期：2014－08－01

doi：10．7538／yzk．2015．49．08．1428

文章编号：1000－6931（2015）08－1428－06

文献标志码：A

中图分类号：TL353