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核電站安全殼混凝土結構長期預應力預測模型初步研究

文檔作者：廖開星李毅孔祥龍湯志杰違文新文檔來源：蘇州熱工研究院有限公司		點擊數：	更新時間： 2024年02月22日
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2015年第5期l總第307期)
Number 5 in 2015(Total No．307)
混 凝 土
Concrete
實用技術
PRACTICAL TECHN0L0GY
doi：10．39690．issn．1002—3550．2015．05．038
核電站安全殼混凝土結構長期預應力預測模型初步研究
廖開星。李毅，孔祥龍。湯志杰。違文新
(蘇州熱工研究院有限公司壽命中心老化管理技術研究所，江蘇蘇州215004)
摘要：基于ACI209R一92、CEB—FIP(1990)、GL2000收縮與徐變模型基礎，充分考慮了混凝土的收縮、徐變和預應力鋼筋松
弛的耦合作用后推導出安全殼長期預應力預測的計算模型。通過計算分析，其中基于CEB—FIP(1990)模型的預測值與實測值
更為接近。采用3 000 h內的預應力監(jiān)測值修正模型后，該模型對長期預應力值的預測更為合理。該研究成果為核電站的長壽期
運行提供了很好的技術支撐。
關鍵詞：安全殼；預應力；長壽期運行
中圖分類號：TU528．O1 文獻標志碼：A 文章編號：1002—3550(2015)05—0140—05
PrImary research on nuclear power station containment concrete structure long—term prestress forecasting model
LIAO Kaixing，LI Yi，KONG Xianglong，TANG Zhijie，TI Wenxin
(Department of Ageing Management，Suzhou Nuclear Power Research Institute，Suzhou 215004，China)
Abstract ：It provided a formulas for calcul~ing the pressing value of the containment，which was deduced on considering the influence
of concrete dry shrinkage，creep and the relaxation of prestress strand coupling effect basing on ACI209R一92，the CEB—HP(1990)，
GL2000 shrinkage and creep mode1．Through calculation and analysis，the prestress value calculating based on CEB—FIP(1990)model
is more close to the measured values．The model corrected by using prestress strand monitoring value within 3 000 h，and the prestress
value predicted of this model is more reasonable．The results are a good technical support for long term operation of the nuc~ar power
plants．
Key words：containment；pressing；long term operation
0 引言
安全殼是核反應堆的保護結構，是繼核燃料包殼、一
回路壓力邊界之后的最后一道安全屏障。其主要功能是輻
射屏蔽，特別是當堆芯、壓力容器或一回路管道發(fā)生破裂、
造成失水事故時，將事故中的裂變產物限制和屏蔽在其內
部，將釋放到周圍放射劑量水平限制在容許范圍內，以確
保核電工作人員和公眾的安全；其次是防外界飛射物的沖
擊，以保護核島主要設備的完整性。因此，安全殼對核電站
的安全運行起著至關重要的作用。
國內壓水堆安全殼大多數為后張拉灌漿預應力混凝
土結構，由于張拉工藝和材料性能等原因，隨著安全殼服
役時間的增長，鋼束中的張拉應力逐漸降低，這種降低稱
為預應力損失，預應力損失會降低安全殼混凝土結構的抗
裂度(抵抗開裂的能力)和剛度。如果服役壽期內預應力
損失過大，會使混凝土抗拉能力不足而出現開裂，即不能
滿足設計功能要求，則LOCA事故下不能保證安全殼結構
完整性和密封性，降低了安全裕度，影響公眾安全。
國外核電站的運行經驗表明：部分核電站出現安全殼
預應力損失速率超過了最初設計的預期值，影響安全殼的
收稿日期：2014—10—18
基金項目：國家高技術研究發(fā)展計劃(863計劃)(2012AA050901)
· 140·
完整性 ；另一方面，國際上核電站長壽期運行(LTO)成
為核電站發(fā)展的趨勢，這就對安全殼預應力提出了更高的
要求。因此，正確的預測預應力損失不僅是設計安全殼的
一個重要問題，也是運行階段正確預測安全壽期內殼服役
性能的必要條件。國內部分安全殼豎向預應力鋼束中選擇
4根安裝了預應力測力計，以監(jiān)測其當前的預應力值，一方
面這些測力計自身存在老化的問題，服役超過一定的時間
出現老化失效而無法準確測量預應力的現象，另一方面其
僅能監(jiān)測當前值，無法預測未來某個服役年限的預應力
值，因此，無論安全殼有無預應力監(jiān)測裝置，都需要建立合
理的長期預應力預測模型，美國和法國也在這方面展開了
大量的研究工作，而我國在這方面的研究工作才剛剛起
步。
1 混凝土收縮與徐變計算模型
長期預應力損失主要是由混凝土收縮與徐變、鋼絞線
應力松弛引起的。由于目前國內安全殼采用的高強低松弛
預應力鋼絞線，因松弛引起的預應力損失相比于混凝土結
構收縮與徐變引起的所占比例較小，故混凝土結構的收縮
與徐變是長期預應力損失的主要因素。本研究主要研究混
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凝土結構收縮與徐變引起的長期預應力損失，但是在計算
長期預應力損失過程中也會考慮應力松弛的作用。
在對安全殼混凝土結構進行收縮徐變效應分析時，確
定徐變系數和收縮應變是關鍵問題，但是這些參數不可能
都通過試驗獲得，在工程實踐中往往直接選用已有的收縮
徐變預測模型，或根據少量的試驗數據，對已有的模型進
行修正，以此來外推混凝土的長期時效特性。對于我國核
電站，在建造階段并未進行收縮與徐變的測試，即缺乏相
應的試驗參數，這也給服役階段的預應力損失的預測帶來
了一定的困難。只能依靠于現有的混凝土收縮與徐變模型
進行計算。
目前國外關于混凝土的收縮與徐變的基礎研究如火
如荼，對混凝土收縮和徐變的各種預測模型也不斷的被提
出和更新，常用的有美國混凝土學會(ACI)的ACI209R
(1992)模型，CEB—FIP模式規(guī)范中的CEB—FIP(1990)
模型，美國混凝土學會(ACI)的Gardner等也提出了形式
更為簡單的GL2000模型。以下將基于以上三個模型計算
混凝土收縮與徐變。
1．1 ACI 209R一92模型
根據ACI 209R一92模型，結合安全殼的工程參數推
算出極限于縮和極限徐變系數分別為：4．873×10～、
1．158，則干縮與徐變系數計算式則分別為 J：
(f)=4．873×10 (1)
由于張拉前的混凝土收縮并不會造成預應力的損失，
因此在計算預應力損失時需扣除此部分混凝土收縮，即：
， 、 ，
t to 、
s L ( 一 S s,
u
843×10-5( 一 )(2)
rt—
(t,to)= · 58 (3)
式中：to— — 初始加載齡期，d；
f—— 服役時間，d。
1．2 CEB—FIP(1990)模型
根據CEB—FIP(1990)模型 J，結合安全殼的工程參
數推算出于縮和徐變系數如下，由于張拉前的混凝土收縮
并不會造成預應力的損失，因此在計算預應力損失時需扣
除此部分混凝土收縮，即：
(4)
-0．745[ ] (5)
1．3 GL2000模型
根據GL2000模型?，結合安全殼的工程參數推算出
干縮和徐變系數為：
(f)=3．93×10-4 t-7麗廣 (6)
(r， )=。．9 9[2( )+0．098( t一-72330／~ +
62(矗 ) ] (7)
由于張拉前的混凝土收縮并不會造成預應力的損失，
因此在計算預應力損失時需扣除此部分混凝土收縮，即：
(r)=3．93×10一 {[t+29166] 一
73
+
0-7
J
]
【 730 + 29 466 J )J (8)
2 長期預應力計算模型
2．1 應力、應變關系的代數方程表達式
1967年H．Tr6st教授在他的論文中，從混凝土應力一
應變的線性關系和疊加原理出發(fā)，引入了老化系數(松弛
系數)的概念，并假定混凝土彈性模量為常數，推導出在不
變荷載下，由徐變、收縮導致的應變增量與應力增量之間
關系的代數方程表達式為：
)= (t,r)+ [1 ∽ )
(f， 『)]+s。(t，tr) (9)
)： [1+ )]+ [1+ tr)
(f， )]+s (f，r) (10)
從上式又可推導出從應變變化求應力變化的計算式，
即：
△ ( ，r)=一 =弓 } { ( )一 +
(t 1 (11)
，tr)J ～
)( 一 )+ 兩
[8(t)一8(t)一 (t， r)] (12)
其中：
X(t， r)為老化系數(當初H．T．rost稱其松弛系數，
1972年Z．P．Bazant改稱老化系數，也稱齡期調整系數)
= 毫
式中： 、 ——加載齡期對徐變系數終值的影響系數。
1972年Z．P．Bazant將：
r)= )
定義為按齡期調整的混凝土有效模量。
老化系數可根據所采用的徐變系數表達式進行推算。
如采用Dischinger法的表達式，則老化系數可以表示為：
(t,T) 而一 (14
e
)
l 一 ¨ ’ z，丁，
根據王勛文等人的研究綜合國內外的研究成果，結合
自己大量的試驗研究表明：在理想狀態(tài)下的齡期調整系數
應是0．5-1．0之間，對混凝土結構進行長期徐變分析時，
(f，r)建議取值為0．8。
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式(10)還可以整理為：
8(t)= (t) o+ (t)ov(t)+s h(f)
(t)= 1+ (t，to) 1
E0 E (t，t0)
)=
2．2 長期預應力計算模型
分混凝土已澆筑完成約2．5年時間。此時間內，由于不同
(15) 層混凝土澆筑齡期的不同，混凝土的收縮量也是不同的。
， ? 以筒體混凝土為例，分為24層澆筑，不同層的澆筑齡期也
‘
不相同，為了計算方便，混凝土的齡期統(tǒng)一定為2年，即
7、 730 d。詳細的工程階段參數如表1所示。
表1 計算相關工程參數(南方某濱海核電站)
高[ 一
一卜 pp,e(t)
(f)： (f) +E (21)
盧( ) (24)
一 = — 一
2．3 工程實例
2．3．1 某核電站安全殼工程階段參數
安全殼是分層進行建設，從FCD(筏基澆灌首罐混凝
土)到穹頂澆筑完成大約2年左右時間，當安全殼預應力
張拉完畢時，此時簡體混凝土結構中最先澆筑的截椎體部
工程階段參量 數值
預應力鋼束張拉時安全殼混凝土齡期
環(huán)境的平均濕度日(h)
構件平均厚度d
混凝土坍落度
濕養(yǎng)天數
細集料含量F
水泥含量C
空氣含量A
鋼束截面面積A
鋼筋彈性模量E
混凝土28 d彈性模量E
鋼筋配筋率p。
鋼絞線彈性模量E
豎向鋼絞線尺寸
豎向鋼絞線強度
水灰比W
鋼絞線配筋率P。
鋼束張拉控制應力
2年(730 d)
80％(0．8)
900 nlrrl
80±20 rnnl
7d
28．3O％
385 kg／m
7．00％
36 mill×150 mm =
5 400 mm
2oo 000 MPa
34 500 MPa
O．62％
195 000 MPa
36×(D15．24 mm
1 770 MPa
0．49
0．91％
1 413 MPa
該核電站2個機組的安全殼中1個安全殼豎向144
根預應力鋼束中選擇4根預埋有預應力監(jiān)測系統(tǒng)，以監(jiān)測
當前預應力值。
2．3．2 長期預應力計算
根據表1中的安全殼工程階段相關參數，分別基于
ACI 209R---92、CEB-FIP(1990)、GL 2000模型計算收縮
與徐變系數，并基于以上長期預應力計算模型計算安全殼
服役60年間的預應力值。結果如圖1所示，基于以上三個
收縮與徐變模型計算得到的長期預應力值隨著服役時間
的增加逐漸下降，在張拉結束的初期，預應力下降較快，尤
其是張拉結束后的3 000 h內，服役超過2年后，預應力值
下降速率較小，并逐漸趨于平穩(wěn)。這是由于混凝土的應變
主要由瞬時彈性變形、收縮與徐變主成，其中彈性變形在
張拉結束的一瞬間已產生，隨后基本保持不變。徐變在張
拉結束后的初期增加較快，從而致使預應力在張拉結束后
7 3OO
7 l0O
6 900
菩6 700
6 500
0 2 500 7 50o 12 500 17 500 22 500
服役時間，d
圖1 預應力隨服役時間變化圖(三個模型)
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的初期下降較快。隨著時間的增加，徐變量增加的速度逐
漸下降，徐變也逐漸趨于一個終極值，而此時收縮也進入
穩(wěn)定狀態(tài)，增加的速率也逐漸下降而趨近一個終值，故2
年至60年間的預應力值逐漸下降，但是下降值并不大，且
基于不同三個模型的預測的壽期內預應力損失能在設計
允許的范圍之內。
基于不同收縮與徐變模型的長期預應力計算值有一
定的差別，如圖2所示，其中基于CEB—FIP(1990)模型得
到長期預應力值最大，與實測值更為接近，而基于GL2000
模型預測值最小，這主要是由于CEB—FIP(1990)模型對
于安全殼混凝土張拉初期的收縮與徐變預測相對合理，而
GL2000模型對混凝土的長期收縮預測值較大所致，故其
長期預應力預測值偏小。服役時間超過2年后，基于
CEB—FIP(1990)模型計算的預應力下降速率與預應力監(jiān)
測結果基本一致，故CEB—FIP(1990)模型對于長期混凝
土的收縮與徐變增量預測較好，基于此模型計算得到的長
期預應力值也更為合理。
GL2000
CEB．FIP1990
EAU3000h-low
EAU 3000h-hig】
0 10 3O 5O 70 90 1l0 l30
服役時間，d
圖2 3 000 h內預應力值監(jiān)測值與預應力
計算模型預測值對比分析
2．3．3 長期預應力計算值修正
3 000 h內預應力值監(jiān)測值(EAU3000h—high、
EAU3000h—low)與模型預測值對比分析如圖2所示，在
3 000 h內，三個模型計算值于EAU預應力監(jiān)測值反映了
相同的下降趨勢，但三個模型計算值相比于預應力監(jiān)測值
仍偏低，這主要是由于這三個模型對安全殼混凝土的初期
收縮與徐變預測較大所致。張拉結束24 h時后，應力計監(jiān)
測的預應力下降值約為132 kN；在張拉結束3 000 h時，預
應力下降值約為285 kN。而相對應的三個模型預測的預
應力張拉結束24 h和3 000 h的預應力下降平均值分別為
474 kN和748 kN。24 h和3 000 h計算值值分別高了約
332 kN、463 kN。由圖2可知，至3 000 h時預應力下降幅
度已比較小了，且模型預測的長期(超過2年)預應力損失
值與預應力監(jiān)測結果較為一致，則可認為長期預應力計算
值偏小主要是由于3 000 h內預應力值下降相對較大所
致，基于此假設，提出了用3 000 h監(jiān)測的預應力值修正模
型計算值的思路，方法如下：
or (t) (t)+ EAu(3 000 h)一 (3 000 h) (26)
式中： (t)——修正后的長期預應力值，t>3 000 h；
(t)——模型預測長期預應力值，t>3 000 h；
OrEA (3 000 h)——3 000 h時預應力監(jiān)測值；
or (3 000 h) 000 h時預應力計算模型預測
值。
由于基于CEB—FIP(1990)模型得到長期預應力值相
比于其他兩個模型更為合理，于是針對此模型進行了修
正，模型修正后得到長期(張拉結束125 d后)預應力預測
值如圖3所示，修正后的長期預應力預測值(圖中CEB—
FIP1990一modify)與現有4根預應力鋼束監(jiān)測的平均值
基本吻合(截止服役10年為止)，從而證明此種修正方法
是合理的，且能更準確的預測安全殼將來的預應力值。修
正后安全殼的服役40、60年后預應力值分別為6 742 kN
和6 733 kN，完全滿足設計的要求，從而證明核電站安全
殼從40年運行到60年的可行性，為核電站的長壽期運行
提供有力的技術支撐。
服役時間，d
圖3 CEB—FIP(1990)修正后得到長期(張拉結束125 d后)
預應力預測值
3 結論
(1)本研究通過理論分析，建立了安全殼長期預應力
計算模型，并根據安全殼的實際工程參數計算安全殼服役
60年間預應力值，結果表明：基于ACI209R一92、CEB—
FIP(1990)、GL2000收縮與徐變系數計算方法得到的安全
殼長期預應力值服役6O年仍滿足設計要求，其中基于
CEB—FIP(1990)收縮與徐變系數計算方法得到的長期預
應力值與實測值最為接近。
(2)利用3 000 h監(jiān)測數據對安全殼長期預應力計算
模型進行了修正，修正后的長期預應力預測值與現有4根
預應力鋼束監(jiān)測的平均值基本吻合(截止服役10年為
止)，修正后的長期預應力預測模型能更準確的預測安全
殼長期預應力值。
(3)目前國內秦山、大亞灣核電站服役已超過20年，
目前正在展開長壽期運行相關的技術論證工作，本研究提
出的修正后的長期預應力預測模型可為核電站安全殼長
壽期運行提供有力的技術支撐。
參考文獻：
[1]Nrc information notice 99—10，revision 1：Degradation of pres—
tressing tendon systems in prestressed concrete containments
[z]．
1-23 ACI Committee 209．Prediction of creep，shrinkage and tempera—
ture effects in concrete strcutures[s]．Manual of concrete prac—
tice，Part 1．American Concrete Institute，209R，1992：1—92．
· 143 ·
O O 0 0 0 0
O O O 0 0 O
5 3 1 9 7 5
7 7 7 6 6 6
N)【， 氆聰
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E3]Comite euro—international du beton．Ceb—tip model codeEs]，
1990．
E43 GARDNER N J，LOCKMAN M J．Design provisions for drying
shrinkage and creep of normal—s~ength concreteEJ7．ACI Mate—
rials Journal，2001，98(2)：159—167．
[53泮忠元，王社良．大體積混凝土(核電站安全殼)預應力損失分
析[J]．水利與建筑工程學報，2009，7(1)：3．
[-63王勛文，潘家英．按齡期調整有效模量法中的老化系數x的取
· 上接第136頁
表7 次輕混凝土磨耗量 kg／mz
查閱現行的公路水泥混凝土路面設計規(guī)范及路面施
工技術規(guī)范中，對混凝土路面的磨耗量沒有明確的要求，
因而，參照規(guī)范及文獻[6—7]中用于路面水泥的耐磨性要
求，磨耗量不大于3．6 kg／m 。由表7可知，次輕混凝土的
磨耗量遠遠小于該值，因而，將次輕?昆凝土應用于預制拼
裝快速養(yǎng)護技術中路面板的耐磨性可以滿足路用要求。
3．3 次輕混凝土干縮性能
3．3．1 試驗方法
試件尺寸為100 mm×100 mm×400 mm作為干縮
性能試驗。干縮室溫度控制為(20±2)℃ ，相對濕度為
(60-+5)％。采用千分表測定次輕混凝土在不同齡期的干
縮值，利用干縮率(干縮值／試件初始長度)評價次輕混凝
土的干縮性能。試件經3 d齡期(從混凝土拌和加水開始
計算)后從標準養(yǎng)護室取出，移入到干縮室測定初始的長
度，并分別記錄3、7、14、28、60 d的千分表讀數。
3．3．2 結果分析
經計算整理得出隨著齡期的增長，次輕混凝土干縮量
的變化如表8所示。計算得出各個齡期范圍內次輕混凝土
的干縮率。干縮率隨齡期變化如圖6所示。
表8 各齡期的干縮量
· 144 ·
齡期，d
圖6 干縮率隨齡期的變化
值問題[J]．中國鐵道科學，1996，17(3)：9
第一作者： 廖開星(1984一)，男，碩士研究生，主要從事核電老化
聯系地址：
聯系電話
與壽命管理、核電站混凝土耐久性方面的工作。
蘇州市姑蘇區(qū)西環(huán)路1788號蘇州熱工研究院有限公
司(215004)
l8806218091
根據文獻[8]中研究結果，隨著陶粒取代率的增大，
混凝土的收縮值先降低后增大。在陶粒取代率為30％時，
180 d的干縮值最小。由圖6可知，次輕混凝土的干縮值遠
小于普通混凝土的干縮值393×10I”m。因而，進一步驗
證了采用陶粒取代率為30％應用于預制拼裝路面板的可
行性。
4 結論
(1)通過試驗對比分析不同陶粒取代率的次輕混凝
土，確定取代率為30％的次輕混凝土工作性、承載能力均能
滿足路用要求，并且折壓比與普通混凝土相近，經濟性好。
(2)陶粒取代率為30％的次輕混凝土路面板比普通混
凝土路面板降低自重約為200 kg／m 。耐磨量僅為
0．8 kg／m ，齡期60 d時的干縮率約為40．8×10～，與普通
混凝土的干縮量相近，能夠滿足預制板的路用要求。
(3)首次提出應用次輕混凝土運用于預制拼裝快速修
復技術中，以達到降低路面板自重的目的，通過試驗驗證
了其可行性。
參考文獻：
[1]傅智．水泥混凝土路面養(yǎng)護新技術研究[J]．公路交通科技，
2006(1)：21—24．
[2]劉衛(wèi)東．水泥混凝土路面預制拼裝快速修復技術研究[D]．天
津：河北工業(yè)大學，2011．
[3]JGJ 51—2oo2，輕骨料混凝土技術規(guī)程[s]．
E4]黃利頻，羅素蓉．高等級公路混凝土實現高折壓比的配合比設
計[J]．武漢理工大學學報，2008(12)：37—41．
[5]JTG E30-2005，公路工程水泥及水泥混凝土試驗規(guī)程[s]．
E6]JTG F30-2003，公路水泥混凝土路面施工技術規(guī)范[s]．
[7]王瑞燕，白山云，凌天清，等．次輕混凝土在隧道路面結構中的
應用研究I-J-I．混凝土，2009(12)：101—103．
[8]林元貴．高強次輕混凝土的配制及性能研究[J]．福建建材，
2010(4)：37—38。51．
第一作者：
聯系地址：
聯系電話：
范瑛宏(1988一)，女，碩士研究生，研究方向：路基路
面工程。
天津市北辰區(qū)河北工業(yè)大學北辰校區(qū)(300401)
15522661909

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