CAPITOLO 6 Stima del carico sismico sui Tubi del Generatore di Vapore in seguito ad un SSE

CAPITOLO 6

Stima del carico sismico sui Tubi del Generatore di Vapore in

seguito ad un SSE

6.1 Metodologia adottata.

Gli approcci possibili per un’analisi sismica su un componente nucleare secondo le linee guida riportate nell’ASCE Standard 4-86 o i criteri di progettazione nel SRP 3.7.2, possono essere di due tipi:

• Time History Analysis

Come dati in ingresso a questo approccio di verifica sismica sono richieste una serie di risposte sismiche come gli andamenti temporali dello spostamento, velocità ed accelerazione dei supporti della struttura in esame, per un tempo significativo a caratterizzare il movimento vibratori del terreno (tipicamente dai 20 ai 60 secondi). L’accelerazione massima, raggiunta durante il terremoto, è considerata l’accelerazione di picco al suolo. Le “Time History” del movimento sismico del suolo sono stabilite per ciascuna delle tre direzioni (due trasversali per il moto ondulatorio ed una verticale per il moto sussultorio). Questi tre profili temporali sono applicati al modello della struttura in esame per ottenere in uscita le Time History amplificate ad ogni livello di interesse della struttura. L’analisi sismica alla Time History viene raramente utilizzata per la progettazione o la verifica di una struttura mentre è generalmente utilizzata per generare specifici spettri di risposta o come strumento di ricerca per studiare il comportamento in funzione del tempo di un sistema complesso.

• Response Spectrum Analysis (DRS)

Si definisce “Spettro di Risposta” un diagramma nel quale viene riportata, in funzione del periodo proprio di oscillazione, l’ampiezza massima della risposta di un oscillatore lineare semplice di dato smorzamento ad uno specifico moto del terreno. Per una data frequenza “fN”, lo spettro di risposta fornisce tipicamente la massima accelerazione raggiunta dal sistema ad un grado di libertà soggetto all’impulso sismico del terreno. Un sistema rigido (un oscillatore con frequenza propria dell’ordine dei 30 Hz o più) seguirà il movimento del suolo, senza amplificazioni, e la sua massima accelerazione coinciderà con l’accelerazione massima al suolo.

Nelle presente analisi sismica si è scelto di adottare l’approccio dello spettro di risposta perché è più generale e più intuitivo di uno in cui si adotta l’effettivo moto vibratorio del terreno e le tensioni nel componente sono calcolate come funzione del tempo. La Time history del terreno varia enormemente in relazione al tipo di terremoto e al luogo in cui si verifica. D’altra parte, il metodo allo spettro di risposta, basato sulla sovrapposizione dei modi propri di vibrare porta ad una chiara e significativa interpretazione ed è anche in grado di identificare le possibili soluzioni alternative di progetto per migliorare la risposta sismica di un componente.

6.2 Considerazioni sui dati in ingresso all’analisi sismica.

L’analisi sismica è stata condotta nel dominio di frequenza secondo l’approccio dello spettro di risposta sull’intero sistema integrato del reattore IRIS a seguito di un terremoto di sicuro spegnimento (SSE, Safe Shutdown Earthquake) o terremoto base di progetto (DBE, Design Basis Earthquake) a cui è associata il massimo movimento vibratorio del terreno. Con il metodo DRS, i modi propri di vibrare e le loro associate frequenze naturali, sono calcolate attraverso un’analisi elastica delle tensioni-deformazioni (il codice MSC.Marc è stato impiegato per questo studio). Tre set di modi propri sono associati rispettivamente alla direzione x (orizzontale), y (orizzontale) e z (verticale) ma in ogni caso i modi di vibrare nelle direzioni orizzontali sono identici per la simmetria lungo l’asse longitudinale dei supporti e dell’intero sistema integrato. Per l’analisi sismica è necessario pertanto specificare tre spettri di risposta ciascuno caratterizzante il sisma nelle tre direzioni. Le curve DRS (Design Response Spectrum) presentano la forma prescritta dalla NRC Regulatory Guide 1.60 (1973) [43] e sono univocamente identificate da due parametri: l’accelerazione massima al suolo (ZPA, Zero-Period Acceleration) e il fattore di smorzamento (una misura della capacità della struttura di sopprimere le oscillazioni in una data direzione).

Tabella 6.1 Damping factor for SSE (Regulatory Guide 1.61)

Nella presente analisi abbiamo assunto un’accelerazione massima al suolo, per un SSE, di 0.30g identica a quella presa a progetto per l’AP600 (FSAR, 3.7 Seismic Design). Anche se

generalmente la componente ondulatoria di un sisma predomina su quella sussultoria, conservativamente si è assunto la stessa accelerazione di picco in tutte e tre le direzioni. Come fattore di smorzamento si è assunto il valore di 4% (percentuale dello smorzamento critico) per tutte le direzioni, secondo la Regulatory Guide 1.61 (1973) [44] per le strutture saldate in acciaio (Tabella 6.1). In Figura 6.1 vengono riportati gli spettri di risposta per diversi valori percentuali dello smorzamento critico.

Figura 6.1 Design Response Spectrum for SSE

6.3 Analisi allo Spettro di Risposta tramite il codice MSC.Marc.

Il codice MSC.Marc [29] esegue un’analisi allo spettro di risposta sui modi propri di vibrare di una struttura, precedentemente estratti da un’analisi modale con lo scopo di ottenere i valori massimi degli spostamenti, delle velocità, delle accelerazioni e delle forze di reazione. E’ possibile definire solo alcuni dei modi estratti dall’analisi modale ed in particolare quelli che rientrano nel dominio di frequenza dello spettro di risposta. Il codice Marc richiede in ingresso lo spettro di risposta degli spostamenti SD(ω) ad un particolare valore di smorzamento. Questo spettro può essere facilmente ottenuto da quello delle accelerazioni dividendo ciascun valore per la propria pulsazione (2π·f ) al quadrato. Dopo aver concentrato la matrice delle masse in forma diagonale M ottiene le proiezioni delle forze d’inerzia sui singoli modi Φ (fattori di partecipazione modale). Lo _j spostamento modale del j-esimo modo risulterà:

I valori massimi relativi degli spostamenti, velocità, accelerazioni e forze sono calcolati attraverso una media quadratica su tutti i modi propri di vibrare, secondo le seguenti espressioni:

6.4 Caratteristiche dei modelli agli elementi finiti.

Il modello ad elementi finiti è stato messo appunto sulla base degli ultimi disegni tecnici aggiornati forniti dall’ENSA sull’intero reattore integrato. Lo scopo della presente analisi è stata la messa appunto di un modello in grado di fornire utili informazioni sul comportamento dinamico dei principali componenti del sistema primario di IRIS, soprattutto i generatori di vapore. In particolar modo si sono stimati i carichi sismici generati sul fascio tubiero del generatore di vapore per una ulteriore verifica contro il rischio di propagazione delle fessure nella zona più sensibile del generatore di vapore. Come precedentemente detto, visto anche lo stato preliminare di sviluppo del progetto attuale, i particolari tecno-costruttivi in nostro possesso mancano di alcuni dettagli sulla geometria del reattore. In particolare non sono completamente definiti i sistemi di supporto del generatore di vapore, i sistemi di ancoraggio delle pompe di refrigerazione e né tanto meno i sistemi distanziali fra i fasci tubieri del generatore di vapore. Per tale motivo siamo stati indotti a fare delle ipotesi costruttive in riguardo ai componenti testé citati. Le principali ipotesi costruttive prese in considerazione sono:

- le pompe di refrigerazione sono state considerate rigidamente connesse al separatore del pressurizzatore;

- il diffusore di tali pompe non sono stati considerati connessi in alcun modo ai generatori di vapore;

- quattro distanziali, posti a 90° l’uno dall’altro, per ogni passo del fascio tubiero del generatore di vapore;

- ancoraggio rigido superiore, tramite ali di supporto, tra il collettore del generatore di vapore e parete interna del vessel;

- connessione inferiore, tramite un sistema di guide assiali, tra il generatore di vapore e vessel per consentire le libere dilatazioni termiche.

A questo punto per l’analisi sismica sono state prese in considerazione due possibili configurazioni di ancoraggio del recipiente in pressione: una gonna cilindrica saldata al forgiato a “Y” tra il fasciame cilindrico inferiore e il guscio semisferico del fondo inferiore o una gonna conica saldata al fasciame cilindrico tra i bocchelli di ingresso e di uscita dei generatori di vapore (Figura 6.2).

Figura 6.2 Two reactor vessel support: cylindrical skirt and conical skirt

Le proprietà dei materiali presi in considerazione sono le seguenti: Densità acciaio austenitico 7850 Kg/m3

Densità Inconel 690TT 8190 Kg/m3 Densità Incoloy 800 7940 Kg/m3 Modulo di Young (343°C) 180000 MPa Densità acqua (343°C, 15.5 MPa) 597.7 Kg/m3 Densità vapore (343°C, 15.5 MPa) 99.7 Kg/m3

Per quanto riguarda il modello agli elementi finiti focalizzando l’attenzione sul comportamento dinamico dei moduli di generatore di vapore sono state assunte le seguenti semplificazioni di calcolo:

- le tubazioni del lato secondario non sono state tenute in considerazione nella presente analisi assumendo ragionevolmente che la rigidezza delle otto tubazioni secondarie sia trascurabile rispetto a quella dell’intero vessel.

- L’interazione fluido struttura non è stata presa in considerazione. Il peso totale della massa d’acqua primaria (~266 Ton) è stata uniformemente distribuita sull’intera altezza del recipiente in pressione.

- La rigidezza dei componenti interni (canali guida e piastre guida delle barre di controllo, elementi di combustibile) non è stata presa in considerazione assumendo come rigidezza totale dei sistemi interni (barrel, core ed internals) pari a quella del solo barrel.

- L’intera massa del nocciolo del reattore è stata concentrata sulla piastra inferiore di supporto del core, una massa portata che contribuisce all’intera inerzia della struttura ma non offre alcuna rigidezza.

- Il peso di ogni pompa di refrigerazione è stato concentrato nel corrispondente punto di attacco al separatore del pressurizzatore.

- Tutta l’intera massa della miscela acqua-vapore è stata uniformemente distribuita sul struttura del separatore del pressurizzatore.

- La piastra superiore del barrel è stata connessa rigidamente alla struttura del separatore, simulando le penetrazioni dei tubi guida delle barre di controllo.

Per quanto riguarda il modello del generatore di vapore sono state fatte le seguenti ipotesi:

- La rigidezza totale del generatore di vapore è stata assunta pari a quella data dalla colonna centrale di supporto e dall’involucro esterno. La rigidezza dell’intero fasciame tubiero, dopo attenta valutazione, è stata trascurata.

- Il singolo modulo di generatore di vapore è stato schematizzato come un’asta verticale di massa e rigidezza equivalente all’intera struttura, compresa la massa d’acqua interna ed esterna al fascio tubiero.

Le ipotesi fatte sul generatore di vapore sono state convalidate (vedasi paragrafo 6.5) da un’analisi dinamica equivalente tra il modello ipotizzato (Stick model) ed un modello particolareggiato del generatore di vapore (3D Model).

Naturalmente le suddette ipotesi di calcolo e costruttive hanno una loro validità solo nell’ottica di un’analisi sismica focalizzata sul generatore di vapore.

Di seguito sono riportati i valori di densità omogeneizzate e masse concentrate utilizzate nei modelli agli elementi finiti, i valori sono stati valutati sulla base dei parametri geometrici riportati sui disegni tecnici dell’ENSA:

Volume int. vessel 697 m3

Volume componenti 292 m3

Volume pressurizzatore 71.41 m3

Volume acqua 333.6 m3

Peso acqua in uno SG 8356 Kg

un terzo del peso della massa d’acqua primaria è stata uniformemente distribuita rispettivamente sulla piastra inferiore di supporto del nocciolo, il barrel e la piastra di sostegno degli internals.

INTERNALS

Peso Internals 33 Ton

Volume occupato 55.5 m3

Volume Internals 4.2 m3

Volume acqua 51.3 m3

Densità omogeneizzata 120658 Kg/m3

LOWER SHIELD

Peso Shield 51 Ton

Volume Shield 6.5 m3 Volume occupato 12.9 m3 Volume acqua 6.4 m3 Densità omogeneizzata 4250 Kg/m3 CORE Densità teorica UO2 10960 Kg/m3 Percentuale densità eff. 96%

Percentuale Dishing 1%

Lunghezza attiva 4.2672 m

Numero barrette 23496

Diametro est. pastiglie 8.1915 mm

Volume UO2 5.23 m3

Densità Zircaloy 6500 Kg/m3

Diametro int. camicia 8.3566 mm

Spessore camicia 0.5715 mm

Lunghezza assembly 5.1816 m

Volume camicie 1.95 m3

Diametro int. GT e IT 12.0396 mm

Spessore GT e IT 0.4318 mm

Numero tubi GT e IT 25+1 (1 assembly) Numero fuel assembly 89

Volume GT e IT 0.203 m3

Peso riflettore 50 Ton

Volume riflettore 6.37 m3 Volume occupato 30 m3 Volume acqua 16.25 m3 Densità omogeneizzata 123871 Kg/m3 BARREL Densità omogeneizzata 20738 Kg/m3 STEAM GENERATOR

Diametro int. Shroud 1.62 m

Spessore Shroud 0.01 m

Volume Shroud 0.435 m3

Numero tubi 655

Diametro int. tubi 13.24 mm

Spessore tubi 2.11 mm

Lunghezza tubo 32 m

Volume tubi 2.13 m3

Spessore Header 0.1 m

Lunghezza Header 1.5 m

Volume Header 0.471 m3

Diametro int. Shell 0.55 m

Spessore Shell 0.03 m Lunghezza Shell 8.5 m Volume Shell 0.464 m3 Volume occupato 17.95 m3 Volume acqua 13.98 m3 Densità omogeneizzata 36866 Kg/m3

PROPRIETA DELLO “STICK MODEL”

Lunghezza 8.2 m

Sezione asta 0.1058 m2 (Shroud e Shell) Momenti d’inerzia 0.019312 m4 (Shroud e Shell)

Il contributo di tutti i 656 tubi del generatore di vapore alla rigidezza del modello è trascurabile (656 x 3.05·10-9 = 2·10-6) PRESSURIZZATORE Volume acqua PRZ 22.45 m3 Peso acqua PRZ 13418 Kg Volume vapore PRZ 48.96 m3 Peso vapore PRZ 4881 Kg

Massa acqua-vapore 18.3 Ton Densità omogeneizzata 18248 Kg/m3

POMPE

Massa pompa 1.585 Ton

Riportiamo le raffigurazioni dei modelli agli elementi finiti utilizzate nelle seguenti analisi per le due configurazioni di ancoraggio assunte.

6.5 Equivalenza dinamica tra 3D Model e Stick Model del generatore di

vapore.

Data l’ipotesi fatta sulla schematizzazione (come stick model) adottata per i generatori di vapore era necessario verificare l’equivalenza dinamica tra questo modello e il modello particolareggiato tridimensionale del generatore di vapore. Nella Figura 6.4 viene illustrata la meshatura del modello 3D e dello Stick Model confrontata con lo spaccato 3D del generatore. Nella modellazione agli elementi finiti le ali di supporto sono state considerate supporti rigidi.

IRIS STEAM GENERATOR MODULE Pictorial view REACTOR VESSEL SHELL TUBE SUPPORTS CORE BARREL STEAM HEADER HELICAL TUBES STEAM NOZZLE S.G. SUPPORT

Figura 6.4 3D Model e Stick Model of steam generator

Nel Paragrafo 6.4 sono state riportate le principali caratteristiche equivalenti geometriche e di massa, dedotte dal modello particolareggiato in base alle ipotesi fatte precedentemente, del modello ad asta utilizzato nella struttura complessiva del RPV.

A questo punto è stata effettuata un’analisi modale tesa a confrontare il comportamento dinamico dei due modelli. Dai risultati mostrati in Tabella 6.2 si evince una equivalenza nei primi quattro modi propri di vibrare delle due strutture. Questa equivalenza denota una simile risposta dinamica delle due strutture allo spettro di risposta considerato.

64.7 Hz

60.8 Hz

67.4 Hz

67.1 Hz

49.9 Hz

50.1 Hz

23.9 Hz

24.3 Hz

Stick Model

SG 3D

64.7 Hz

60.8 Hz

67.4 Hz

67.1 Hz

49.9 Hz

50.1 Hz

23.9 Hz

24.3 Hz

Stick Model

SG 3D

Tabella 6.2 Dynamic Equivalence of SG FEM models

6.6 Analisi Sismica del generatore di vapore.

L’analisi sismica effettuata sull’intero sistema RPV è stata eseguita con l’approccio dello spettro di risposta secondo le considerazioni fatte nel paragrafo 6.2. Lo spettro di risposta di Figura 6.1, considerando un coefficiente di smorzamento del 4%, è stato applicato al sistema di sostegno del RPV con la struttura in calcestruzzo armato del contenimento. In questo modo si è considerato, in prima approssimazione, che il sistema di contenimento abbia un comportamento perfettamente rigido. Nella Tabella 6.3 vengono riportati a confronto i primi venti modi di vibrare del RPV nelle due configurazioni di ancoraggio prese in considerazione. Nelle Figure 6.6 e 6.7 sono mostrati i risultati di accelerazioni e spostamenti desunti dalle analisi sopra citate.

RPV con supporto a gonna conica, espresse in Hz.

1a 2a 3a 4a 5a 6a 7a 8a 9a 10a

17.21 17.47 22.02 23.41 23.47 28.47 28.95 32.61 32.70 35.56

11a 12a 13a 14a 15a 16a 17a 18a 19a 20a

36.33 36.36 36.84 38.39 39.45 40.56 40.78 40.90 40.94 41.14

RPV con supporto a gonna cilindrica, espresse in Hz.

1a 2a 3a 4a 5a 6a 7a 8a 9a 10a

19.06 19.10 22.37 22.77 22.79 28.81 30.85 31.32 31.89 34.29

11a 12a 13a 14a 15a 16a 17a 18a 19a 20a

35.04 36.26 36.36 36.53 38.1 40.54 40.77 40.89 40.93 41.07

Tabella 6.3 Frequency of twenty bending modes

Dal confronto delle frequenze dei primi modi propri di vibrare si evince che il comportamento dinamico delle due configurazioni è molto simile. Essendo il baricentro della struttura posto poco al di sopra del nocciolo del reattore, nel caso di gonna cilindrica le sollecitazioni sul nocciolo del reattore sono inferiori, di contro, essendo aumentata la lunghezza libera di inflessione del vessel, le accelerazioni in corrispondenza degli attacchi del generatore di vapore sono maggiori rispetto alla configurazione con gonna conica.

Figura 6.5 Spectrum analysis results for conical skirt

Figura 6.6 Spectrum analysis results for cylindrical skirt

A questo punto con il medesimo approccio è stata effettuata l’analisi sui generatori di vapore. Lo spettro di risposta considerato ai supporti rigidi dei generatori di vapore è simile nel campo di frequenze a quello utilizzato nell’analisi precedente ma amplificato dell’accelerazione massima ai supporti (0.78g per “cylindrical skirt” e 1.05g per “conical skirt”) ricavata dall’analisi sull’intero RPV (Figura 6.7). Questo modo di procedere può essere considerato cautelativo dati gli elevati valori della rigidezza e delle frequenze proprie delle parti del vessel interposte fra il supporto di quest’ultimo e quelli dei generatori.

Figura 6.7 Design response spectra for SG module seismic analysis

Procedendo nel medesimo modo è stata effettuata l’analisi su uno spezzone di tubo nella zona di incastro tra collettore e fascio tubiero del generatore di vapore. Supponendo la presenza di quattro distanziali per ogni passo dell’elica, abbiamo considerato un quarto di tubo incastrato nella zona più esterna del fascio tubiero (la zona più sollecitata evidenziata dall’analisi sismica sull’intero modello del generatore). In Figura 6.8 viene mostrato il grafico dello spettri di risposta assunto in ingresso all’analisi dello spezzone di tubo (accelerazione massima all’attacco: 1.8g per “cylindrical skirt” e 2.42g per “conical skirt”).

I risultati di queste ultime analisi sono evidenziati nelle seguenti Figure. Questi risultati evidenziano una accelerazione massima equivalente relativa posta nella parte centrale dell’arco pari a 2.65g per la configurazione a gonna conica e pari a 3.57g per la configurazione a gonna cilindrica.

Figura 6.9 Spectrum analysis of Tube (conical skirt)

Figura 6.10 Spectrum analysis of Tube (cylindrical skirt)

6.7 Analisi statica equivalente del Tubo in presenza di fessura.

Dall’analisi dinamica dell’arco di tubo del generatore di vapore tra l’incastro ed il primo supporto abbiamo dedotto le forze equivalenti agenti sul tubo suddetto. Tali forze sono state ricavate considerando le accelerazioni (ottenute dall’analisi dinamica nelle tre direzioni) e le masse associabili ad ogni nodo. Oltre alla massa metallica del tubo è stato considerato il contributo inerziale della massa d’acqua interna al tubo ed una porzione di fluido esterno posto in una corona circolare di spessore pari al diametro esterno del tubo stesso.

In questo modo è stata effettuata un’analisi statica equivalente del tubo da cui abbiamo ricavato i valori di tensione da applicare al modello con fessura. Considerando sia il contributo flessionale che membranale dello stato di tensione, il carico di trazione massima applicato al modello con cricca risulta pari a 60.7 MPa nel caso di gonna conica ed di 82 MPa nel caso di gonna cilindrica. In Tabella sono riportati i risultati del fattore di intensificazione delle tensioni all’apice della fessura nei casi considerati. I risultati pongono in evidenza un aumento considerevole dei valori del KI ma che risultano comunque inferiori al valore soglia per la propagazione della cricca per SCC. Operating Condition Seismic Analysis (Conical skirt) Seismic Analysis (Cylindrical skirt) J-Integral [KJ/m2_]

_5.6·10

_1.61·10

_2.14·10

3.45 5.85 6.75

6.8 Considerazioni finali.

L’analisi condotta secondo le prescrizioni dello Standard Review Plan 3.7 ha avuto come principale obiettivo la stima del carico indotto da un terremoto di sicuro spegnimento (SSE) sul fascio tubiero, prendendo in considerazione due possibili configurazioni di ancoraggio del recipiente in pressione: una gonna cilindrica saldata al fondo del vessel o una gonna conica saldata al fasciame cilindrico tra i bocchelli di ingresso e di uscita dei generatori di vapore. La seconda soluzione riduce le frequenze naturali dei modi di vibrare sull’intero vessel e le interazioni dinamiche tra i componenti interni. I carichi stimati sono stati utilizzati per una ulteriore verifica contro il rischio di propagazione delle fessure nella zona più sensibile del generatore di vapore. Lo studio ha mostrato una buona risposta dell’intera struttura del generatore di vapore ed una buona rigidezza dell’intero fascio tubiero ai moti vibratori. Inoltre tale analisi preliminare ha messo in evidenza che nonostante l’aumento consistente del valore di KI rispetto alle condizioni di esercizio siamo ben lontani da una possibile propagazione di fessura preesistente.