金忠見

（中國核工業(yè)二三建設有限公司，北京 100000）

0 引言

從全球核電產(chǎn)業(yè)發(fā)展來看，各個國家的大部分核電站的在堆貯存水池容量已經(jīng)超負荷，乏燃料的后處理已經(jīng)成為亟待解決的問題之一［1］。通常情況下，當乏燃料在堆水池已滿或接近滿容，而后處理廠或放射性廢液處理庫的建設相對滯后時，均會采用乏燃料中間貯存的辦法。近年來，我國加大了對于核設施退役預算的投入，國內(nèi)第一個離堆的乏燃料干式貯存設施是由秦山第三核電有限公司建設，該技術源于加拿大原子能公司的氣冷貯存模塊［2］。常規(guī)的干法貯存是指將高放廢液玻璃固化后貯存在容器暫存庫中。對于高放射性固化體貯存井的安裝，其精度要求很高，井筒必須插入頂板貫穿件內(nèi)，使井筒與貫穿件部分重疊，形成一個定向支座來平衡側向力。如果井筒發(fā)生較大變形，其后續(xù)安裝工作均會受到影響。對零部件吊裝過程進行靜力學仿真分析可以為實際吊裝過程提供參考。文獻［3］對于某特種方艙骨架在運輸、吊裝、天線起豎等工況下進行靜力學分析，對部分構件的設計提出了合理建議。楊建福［4］基于ANSYS軟件對動車組水箱吊裝結構強度分析，確定了吊裝結構中應力較大的部位，發(fā)現(xiàn)螺栓孔等應力較大部位的接觸應力均小于材料的屈服強度。梁全章［5］對某工程實例進行有限元建模，通過ANSYS軟件對鋼-混組合梁斜拉橋主梁整體吊裝進行受力分析，結果表明梁處于吊裝過程中的最差工況時，梁的受力仍然滿足要求。

本論述通過ANSYSWorkbench靜力學分析模塊對高放射性固化體貯存井吊裝過程進行有限元分析，并對抱箍的安裝位置進行調(diào)整，以確定抱箍的最優(yōu)安裝位置，為井筒吊裝過程的可行性與安全性提供依據(jù)。

1 三維有限元模型建立

高放射性固化體貯存井主要由兩百多個井筒單元構成。如圖1（a）所示為貯存井的井筒單元，井筒單元主要由貫穿件、定位鋼板、井筒和貯存井底板構成。玻璃固化體貯存于每個井筒單元內(nèi)以保證安全。這種嵌套式的結構對安裝有嚴格的要求，井筒可視為細長件，在吊裝過程中容易出現(xiàn)變形，同時禁用鐵件及其它銳利工具碰觸井筒。因此井筒吊裝采用雙機抬吊法，如圖1（b）所示，起吊端使用塔吊與井筒預留耳洞通過扁擔梁相連，溜尾端使用汽車吊通過抱箍與井筒相連進行吊運。

圖1 （a）井筒單元；（b）雙機抬吊法吊裝井筒

為了驗證井筒在吊裝過程中的變形大小，現(xiàn)對井筒吊裝過程中的三種運動狀態(tài)進行靜力學仿真，同時研究改變抱箍位置對變形的影響，分析井筒應力分布。圖2顯示了井筒的三維模型圖及相關參數(shù)，井筒總長L為10 775 mm，其外徑D為490 mm，井筒壁厚t為5 mm，井筒的右端開設有四個均勻的圓孔用于塔吊吊裝，其圓孔直徑為80 mm。井筒的左端外表面安裝有用于汽車吊的抱箍，抱箍安裝在距離井筒端面長度為d的位置，井筒吊裝過程中改變d的值來分析井筒的應力與變形狀況，使吊裝過程中的位移變形最小。狀態(tài)1指的是起吊剛開始汽車吊與塔吊將井筒水平吊起的狀態(tài)，狀態(tài)2為塔吊升高后井筒與地面成45°角時的狀態(tài)，狀態(tài)3為汽車吊撤離后井筒被豎直吊起的狀態(tài)。上述三種狀態(tài)均為吊裝過程中井筒保持動態(tài)受力平衡的過程，不考慮吊裝過程中井筒隨時間的運動狀態(tài)，因此計算過程為穩(wěn)態(tài)。

圖2 井筒三位模型圖及相關參數(shù)

井筒的材料為316Ti不銹鋼，其物性參數(shù)見表1所列。

表1 材料特性參數(shù)

2 網(wǎng)格劃分及添加載荷

根據(jù)上述分析在Solidworks中建立三維模型，導入Ansys workbench的靜力學分析模塊進行材料、網(wǎng)格、邊界調(diào)節(jié)及求解的相關設置。網(wǎng)格劃分結果如圖3所示，對局部帶有吊裝孔的位置進行加密處理，對不同狀態(tài)的三位井筒模型，其節(jié)點單元為11萬左右。需要說明的是，有限元法處理靜力學問題時并非網(wǎng)格數(shù)越多越好，對于本模型而言，為了避免出現(xiàn)應力奇異，網(wǎng)格節(jié)點控制在11萬左右，未出現(xiàn)應力奇異，滿足有限元計算要求。

圖3 井筒有限元網(wǎng)格劃分

有限元模型約束條件及假設：假設井筒在三個狀態(tài)受力分析時均保持動態(tài)平衡，不考慮井筒隨著時間的運動，為穩(wěn)態(tài)計算。井筒自身重力視為均布載荷分布于井筒外表面，其值q=12 310 N，不考慮其它外部載荷。動態(tài)平衡后汽車吊與塔吊對井筒的約束視為鉸支，忽略井筒材料的不均勻性。

3 靜力學仿真結果分析

針對上述三維模型及其運動狀態(tài)進行有限元計算，結果分析如下，圖4為d=200 mm時井筒處于狀態(tài)1的動態(tài)平衡時，井筒的最大位移云圖，為方便觀察，變形位移量按照130倍放大顯示。從圖4可以看出，最大位移發(fā)生在井筒的正中間處，大小為4.07 mm，井筒兩邊的位移基本為0。圖5為d=200 mm時井筒處于狀態(tài)1的動態(tài)平衡時，井筒的等效應力云圖，可以發(fā)現(xiàn)應力的最大值分布在井筒右側的小孔位置處，最大值為9.772 6 MPa，同時井筒中間的應力也較大。

圖4 d=200mm、井筒處于狀態(tài)1時位移分布

圖5 d=200mm、井筒處于狀態(tài)1時等效應力分布

為研究抱箍安裝距離d對井筒最大位移變形及最大等效應力的影響，當d值取200 mm、400 mm、600 mm、800 mm和1 000 mm時，對于狀態(tài)1和狀態(tài)2而言，井筒的最大位移隨d的變化過程如圖6（a）所示，發(fā)現(xiàn)隨著距離d的增加，井筒所受的最大位移值在減小，井筒處于狀態(tài)1時的最大位移高于狀態(tài)2，其最大位移發(fā)生在d=200 mm且井筒處于狀態(tài)1時，其值為4.07 mm。通過有限元計算得知，狀態(tài)3時井筒最大位移為0.2 mm，因此井筒在狀態(tài)1時的位移變形最明顯。井筒的最大應力隨d的變化過程如圖6（b）所示，可以發(fā)現(xiàn)，狀態(tài)2時井筒所承受的最大應力大于狀態(tài)1，最大應力出現(xiàn)在d=200 mm且井筒處于狀態(tài)2時，其值為19.07 MPa，通過有限元計算得知，狀態(tài)3時井筒最大應力為20.93 MPa，因此井筒在狀態(tài)3時所承受的最大應力值高于狀態(tài)1和狀態(tài)2，同時最大應力的位置出現(xiàn)在用于起吊的小孔位置。根據(jù)上述分析可知，井筒采用雙機抬吊法吊裝過程中受到的等效應力遠小于屈服應力，同時吊裝過程中井筒的最大位移變形為4.5 mm，不會對井筒的安裝精度造成影響，因此采用雙機抬吊法吊裝的方法不會對井筒造成變形或應力失效，其方法可行性程度高。

圖6 井筒最大位移與最大應力隨d的變化

圖7為抱箍的約束反力隨距離d的變化，井筒處于狀態(tài)2時抱箍所承受的約束反力均高于狀態(tài)1，同時隨著抱箍安裝距離d的增大，其所承受的約束反力在逐漸增大，因此在采用雙機抬吊法吊裝井筒時須確保受力平衡；對比圖6（b）中狀態(tài)2時最大應力隨d的變化，當d=600 mm時，最大應力值最小，因此抱箍安裝的距離d的優(yōu)選值為600 mm。

圖7 抱箍的約束反力隨d的變化

4 結論

本論述對與雙機抬吊法吊裝某井筒的過程進行了靜力學仿真分析，通過對吊裝過程中的三個動態(tài)平衡狀態(tài)進行有限元計算，得到了以下結論：

（1）采用雙機抬吊法吊裝井筒時，當井筒與地面平行時，井筒的位移變形最大，最大位移發(fā)生在井筒的正中間；當井筒與地面垂直時，井筒承受的最大等效應力值最大，且位于井筒端部用于起吊的兩個圓孔上。

（2）當井筒與地面的夾角為45°時，抱箍與井筒端面的距離優(yōu)選600 mm，此時井筒所受的最大應力最小。

（3）采用雙機抬吊法吊裝井筒時，井筒承受的應力與變形均在合理范圍之內(nèi)，采用此方法吊裝井筒的可行性較高。