反应堆辐照监督管原结构失效原因分析

1、反应堆辐照监督管原结构失效原因分析姚伟达 张明 谢永诚 宁冬上海核工程研究设计院 200233摘要：秦山一期辐照监督管原结构由于流致振动使支承部位发生微动磨损而失效。本文从原结构的流场、流致振动与材料微动磨损三个方面作半定量的失效分析。流场分析表明，辐照监督管受到垂直和扭转两个方向强的激励力。流致振动分析表明，辐照监督管前两阶扭转和垂直的低频模态是引起流致振动的内在原因。另外支承与套管连接处产生的微动磨损，由于材料的微动疲劳极限强度下降和疲劳裂纹扩展速率增加，加速了原结构的失效。关键词：反应堆辐照监督管、流场、流致振动、微动磨损、失效原因1.前言秦山核电厂在1998年8月第四次停堆换料检修时发

2、现辐照监督管（ISC）与保护套管联接的支承部位发生严重磨损，另外ISC部分的支承弹簧断裂失效1，为此对该结构作了局部修改。在2000年11月第五次停堆换料时，抽取第三根辐照监督管发现原磨损部位处的定位片又发生严重磨损（图1.1）。为此秦山核电厂考虑为了能满足30年使用寿命，决定对辐照监督管进行改造。在2002年4月初第六次停堆换料时，更换新设计的辐照监督管结构2。为了对改造结构作针对性的改进，须对原结构的失效原因作分析3。为此本工作从堆内流场、流致振动、材料等角度出发对原结构失效原因进行研究，特别针对上部支承定位片部件的微动磨损和微动疲劳过程进行半定量分析，从中找到失效的原因。图1.1 定位片

3、磨损图2原结构失效过程分析的基本思路2.1 原结构失效分析中有关判断为了将原结构的失效过程能用半定量方法描述，首先应检查原结构引起损坏的外部和内部原因，即：(1) 造成损坏的外部载荷是什么？(2) 对原结构的上部定位片的磨损情况来看，仅在堆运行一年（1999年8月-2000年11月），该部位在短期内就磨损得如此严重，它的失效机理和过程是什么？(3) 原结构在设计上存在什么缺陷，对改造设计有什么可以借鉴处。根据损坏初步原因分析，可以作出如下推理和判断：(1) 从原结构上部定位片损坏实物的照片观察，它的磨损高度基本上与保护套管支承槽高度相当，磨损宽度与支承槽壁厚相当，两个定位片上的磨损部位与垂直轴

4、是成反对称。说明两个定位片与支承槽之间是旋转方向相贴合，而磨损方向是垂直上下（图2.1）。图2.1定位片与支承槽之间微动磨损示意图(2) 如果磨损的幅度很大，或者定位片与支承槽之间有撞击，则反应堆松动件监测系统应能够检测到这种信号，但秦山厂运行至今LPMS尚未检测到这类异常信号,说明这类磨损可能属于幅度较小的“微动磨损”。(3) 造成微动磨损的外力是堆内流体激励力，每个原结构的外套管上开了90个长腰形流水孔，使流体可以在管内流动，而辐照监督管原结构的支承十分薄弱，可能引起上、下垂直方向和回转方向的流致振动，因此必须对管内的流场作详细的CFD分析和FIV分析。(4) 微动磨损是与逐步渐进性的微动

5、疲劳相结合形成的，微动疲劳的过程估计是在微动磨损接触面处形成应力集中点表面微裂纹萌生微裂纹扩展表面磨损形成新的应力集中点原微裂纹再扩展+新微裂纹萌生下一个循环的微动磨损和疲劳加速损伤。(5) 引起微动磨损和微动疲劳的载荷是作用在定位片表面上的法向正压力（包括粘合力）与切向摩擦力（交变的激励）。由于奥氏体不锈钢之间的粘合力非常强，在分析中不应忽视。(6) 微动磨损和微动疲劳中材料的微动疲劳强度值与普通疲劳强度值相比下降得很多，同时微动疲劳裂纹扩展速率比普通疲劳裂纹扩展速率高得多。这点在文4中作了专门的机理描述。2.2 分析的流程按2.1的基本思路可作出一个半定量的分析计算流程，如图2.2所示。原

6、结构失效半定量分析流体动力学分析（CFD）流致振动分析（FIV）材料损伤分析堆腔流场ISC内局部流场动态分析模型动态特性分析FIV机理分析微动磨损机理微动疲劳机理微动疲劳裂纹扩展机理流速、压力、湍动能分布为FIV提供激励机理提供流速分布上、下垂直与扭转的刚体动力模型的求解湍流随机激励力求解微动力与振幅微动疲劳强度值S微动疲劳裂纹扩展速率微动磨损量 W=f(、P0、f)关系微动磨损量估计定位片接触处应力场分析微动表面最大剪应力和主应力微动疲劳估计微动疲劳裂纹扩展估计失效原因解剖 在在 有不 我我 同百图2.2原结构失效过程半定量分析流程图3原结构失效过程半定量分析基本方法3.1原结构流场（CFD

7、）分析5从CFD结果可知，由于保护套管上有90个流水孔，管外轴向流流向管内后，主要以轴向流速分量Vz向下流，同时沿辐照监督管绕流。在上部定位片处也形成一个环向的绕流，其方向与保护套管外绕流一致。管内流体产生轴向和扭转方向激励力，图3.1表示了反应堆环腔内垂直方向流速Vz沿轴向分布，在02.2m处是保护套管内的流速，其余是管外流速。由此可知，水平方向的绕流一方面使定位片以同步方向与保护套管支承槽两侧紧密地贴合，另一方面形成对辐照监督管的环向激励。在垂直方向的流速主要产生轴向流体激励力。图3.1 垂直方向速度沿高度变化图3.2 原结构流致振动（FIV）分析6辐照监督管的流致振动主要由保护套管内的流

8、体流动引起的。在管内流体流动的雷诺数估计为4.4×105，已进入超临界区的湍流状态，其激振力属于典型的湍流随机脉动载荷，可用功率谱密度函数来表示。FIV分析时主要考虑辐照监督管前二阶的低频模态。第一阶固有频率f1=5.71Hz,为绕中心轴的刚体扭振。第二阶固有频率f2=11.89Hz，它是垂向的上下刚体运动。FIV计算采用时程法，输入流体载荷的时程曲线表达式为：(3-1)其中：-频率； -频率采样宽度；-湍流随机力功率谱密度；fk-随机相位值；t-时间。图3.2是湍流激励力的功率谱密度和对应力的时程曲线。湍流激励力的功率谱密度曲线对应力的力的时程曲线图3.2 湍流激励力的功率谱密度和

9、对应力的时程曲线对辐照监督管前二阶模态分别用时程法进行反应计算。定位片在垂直方向和水平方向交变力反应时程如图3.3和图3.4所示，计算结果汇总在表3.1中。图3.3 垂直方向交变力反应时程曲线图图3.4 扭转方向动态正压力时程曲线图表3.1 FIV计算结果振动方向振幅值（m）作用力（N）最大峰值均方根值最大峰值均方根值垂直140.92539498.5扭转/5081273.3微动磨损和微动疲劳的机理分析4文4专门从材料强度角度对材料微动磨损和微动疲劳的机理作了描述，归结为如下几点：（1）在微动磨损初期，在接触面不平整处的凸锋断裂形成坑和犁沟，及在粘着部位冷焊撕开形成凹坑等现象，会成为许多应力集中

10、点。由于微动力作用，在表面不断萌生出新的微裂纹（几个mm深），旧的微裂纹不断被磨损而消失。（2）在微小接触区内的正压力和摩擦剪力的共同作用下，表面内会产生拉应力和剪切应力，使得表面微裂纹向45O左右角度方向扩展(第一阶段)。这种微裂纹的扩展速率比普通的疲劳裂纹扩展速率高一个量级，其深度一般在30100mm左右。扩展到第二阶段则属于在外部交变载荷作用下的普通疲劳裂纹扩展，典型形貌如图3.5所示。图3.5 微动疲劳裂纹扩展图（3）在微动疲劳裂纹扩展第一阶段，在微动表面的材料疲劳强度限将比普通疲劳强度限（N=107循环次数）下降很多。对于奥氏体不锈钢，微动疲劳强度限仅为普通疲劳强度限的3050左右。

11、（4）微动疲劳裂纹的萌生、形成、扩展与微动磨损是交替进行的，在一部分微动疲劳裂纹被磨损的同时新的微裂纹又萌生，这样周而复始的交替循进。34微动疲劳有关参数估计3.4.1 微动疲劳强度值估计微动疲劳强度限按下式估计：(3-2)其中：Sff、Sf-微动疲劳和普通疲劳强度限（MPa）；p0-作用在微动表面上的正压力（MPa）；-摩擦系数（包含粘着力）；d-微动滑动量幅值（m）；k-常数（k=3.38×10-6m）。ASME规范中Sf=97MPa(N=108)，p0=100MPa和m=0.5代入（3-2）式得到微动疲劳强度限为：Sff0MPa。（3-3）3.4.2 微动疲劳裂纹扩展速率估计文

12、4总结的微动疲劳裂纹扩展速率与普通疲劳裂纹扩展速率相比有如下两个特点： 微动疲劳的裂纹扩展分两二个阶段（图3.6），第一阶段为微动疲劳阶段，结束后跳跃到第二阶段为普通疲劳。 两个阶段的扩展速率斜率相同，但扩展速率第一阶段比第二阶段要高一个量级。借鉴文献8中奥氏体不锈钢在压水堆环境中的普通疲劳裂纹扩展速率推广到微动疲劳裂纹扩展速率的表达式为：(3-4)其中：为裂纹扩展速率（mm/cycle）；a为裂纹长度（mm）；n为疲劳循环数（cycle）；R为应力强度因子比，R=Kmin/Kmax；Kmin、Kmax为交变循环中的最小和最大应力强度因子值；DK=Kmax-Kmin为交变应力强度因子范围。3.

13、4.3 微动磨损量估计图3.7展示了AISI9310钢球面对平面微动磨损时微动循环磨损量V与微动振幅的关系。图3.6 裂纹扩展速率曲线图3.7 微动磨损量V与振幅的关系4.原结构定位片微动疲劳与微动磨损量估计4.1 微动部位的应力场定位片为高65毫米、宽10毫米、厚7毫米的板，板的内侧焊接固定。设接触长度a=2mm，半宽度b=1.05mm，最大正压力P0=150N/mm，最大切向力Q0=75N/mm。应用ANSYS程序建立三维有限元模型，在2×2毫米接触部位作用法向正压力和切向压力，图4.1为与切向压力相平行的纵截面上的等主应力差（S1-S3）分布图。从图上可看出：最大主应力差S1-

14、S3沿壁厚深度方向基本上与表面成45°角方向发展。说明了微动疲劳裂纹是沿45°角方向扩展的。最大主应力差S1-S3=86 MPa；交变应力强度幅值为：Sa=0.5×(S1-S3)=0.5×86=43 MPa，如按（3-3）式评定，则已超过许用应力强度值而失效。4.2 微动疲劳裂纹扩展量估计微动疲劳裂纹扩展按（3-4）式得：（4-1）（4-2）解得：（4-3）求得在第一阶段范围的裂纹扩展量为824mm，其循环次数为n=3.56×107次，按运行时间计约为一个月左右。图4.1 最大主应力差S1-S3图4.3 微动磨损量估计振幅量为d=25mm时，按

15、图3.7可求得3.1×108次循环中磨损量为V=3100mm3，即磨损的厚度约为4.8mm，与实际定位片上磨损掉的厚度基本相近。5改造结构与原结构的比较对改造结构与原结构的分析比较及改进效果列于表5.1中。6结论从原结构的流场、流致振动、微动磨损和微动疲劳机理三方面出发，对失效过程进行半定量分析，找到了失效原因。在此基础上对原结构关键部位进行了改进设计，经过详细分析和试验，证明改进是有效的。参考资料1 秦山核电公司，ABB对吊篮视频检查的编辑后录象，1998.10.2。2 秦山核电公司，辐照监督管支承定位结构修改申请，2001.11.20。3 国家核安全局，对秦山核电厂辐照监督管设计

16、修改申请的审评，2001.12.9。4 宁冬，堆内构件辐照监督管微动磨损机理分析（专题报告之十），上海核工院（01FW30-010-M-RH），2002.3。5 张明，秦山300MWe核电厂反应堆辐照监督管及反应堆环腔三维流场分析（专题报告之四），上海核工院（01FW30-004-M-RH），2002.4。6 谢永诚，反应堆辐照监督管支承定位结构流致振动分析（专题报告之五），上海核工院（01FW30-005-M-RH），2002.4。7 施国麟，秦山300MWe核电厂反应堆辐照监督管动态特性试验和分析（专题 报告之七），上海核工院（01FW30-007-M-RH），2002.4。8 W.H.B

17、amford, Fatigue Crack Growth of Stainless Steel Piping in a PWR Environment, Journal of Pressure Vessel Technology, February 1979, Vol 101, P73.表5.1 改造结构与原结构比较及改进效果内容原结构（SO）改进结构（SM）改进效果流场CFD分析·保护套管上开有90个流水孔·保护套管内流场复杂旋转向下流动。垂直流速Vz=6m/s，水平绕流Vxy=0.5m/s左右·强的湍流随机流体力激励·保护套管上无流水孔·保

18、护套管内仅有垂直方向冷却漏流水垂直流速Vz0.8m/s·无流体激励力·对辐照监督管无直接作用的流体激励力流致振动FIV分析·无法向和垂直方向预紧力定位·存在低频率域内垂直方向的固有频率扭转：f1=5.7Hz垂直：f2=11.9Hz·湍流激励反应垂直方向dmax=141mm扭转方向Fmax=508N引起定位片与支承槽之间微动磨损·肋片部位的内力最大弯矩：Mx=6.5×104N-mm·上部用胀套结构，下部用开口销结构·垂向和水平方向有高的预紧力F垂直=3.72KNM扭转=48.2N-m·结构固有频率

19、提高扭转：f1=71.3Hz垂直：f2=155.3Hz·流致振动反应减小，垂直方向：d0，将微动磨损减小·肋片部位内力最大弯矩：Mx=9.2×102N-mm·提高支承部位的刚度·使ISC的固有频率提高·FIV反应减小·微动磨损减小·肋片部位内力减小2个量级微动磨损和微动疲劳机理分析·流体激励力产生的微动力和振幅·材料的微动疲劳强度降低，疲劳裂纹扩展速率增加·引起微动疲劳和微动、磨损的失效·提高支承部位刚度，增加支承部位接触力·无流体激励力产生微动力和振幅·

20、微动疲劳和微动磨损大幅度减小·无流体激励力产生的微动力和振幅·增加支承的接触力，减小微动位移·防止微动失效The Failure Cause Analysis for Irradiation Surveillance Capsule Assembly (ISC) in Qnshan NPPYAO Weida, ZHANG Ming, XIE Yongcheng, NING Dong Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute, Shanghai 200233ABSTRACT: The failure cause of the support piece for ISC in Qinshan NPP is fretting due to flow-induced vibration impact. The paper works out a halfly-quantitative failure cause ana