單層和雙層安全殼核島廠房飛機(jī)撞擊的振動對比分析

薛　衛(wèi)，王俊峰，楊燕紅，吳　昊

單層和雙層安全殼核島廠房飛機(jī)撞擊的振動對比分析

薛衛(wèi)1，王俊峰1，楊燕紅2，吳昊2

（1.華龍國際核電技術(shù)有限公司，北京 100036；2.同濟(jì)大學(xué)，上海 200092）

目前主流三代核電堆型，如EPR、VVER、“華龍一號”（HPR1000）等多采用雙層安全殼設(shè)置方式，其中外殼可用來抵抗大型商用飛機(jī)的惡意撞擊，內(nèi)殼可起到防止核輻射泄漏的作用。為提升經(jīng)濟(jì)性，可將雙層殼優(yōu)化為單層殼，使其既能抵抗飛機(jī)撞擊又能作為輻射屏障，但其可行性需要進(jìn)行研究。本文建立了精細(xì)化的單層殼和雙層殼反應(yīng)堆廠房有限元模型，并采用飛射物—靶體相互作用方法對三種撞擊工況下廠房牛腿、內(nèi)部結(jié)構(gòu)樓層及設(shè)備支撐點(diǎn)處的加速度時程和反應(yīng)譜進(jìn)行了對比分析。基于對比結(jié)果，從振動響應(yīng)方面，對商用飛機(jī)撞擊作用下雙層殼優(yōu)化為單層殼的可行性進(jìn)行了評估。

大型商用飛機(jī)；安全殼；撞擊；振動

“9·11”事件后，各國核電監(jiān)管機(jī)構(gòu)、核電廠設(shè)計運(yùn)營單位均開始考慮核電站抵御商用飛機(jī)撞擊的能力。美國聯(lián)邦法規(guī)10CFR50.150[1]要求新建核動力反應(yīng)堆在設(shè)計階段應(yīng)評估大型商用飛機(jī)撞擊對核島設(shè)施的影響。美國核能研究院出臺的NEI07-13[2]描述了一種可接受的評估大型商用飛機(jī)撞擊核電廠效應(yīng)的方法，并提供了安全殼和乏燃料池的混凝土結(jié)構(gòu)局部破壞和整體破壞的評估方法。此外，該文件指出飛機(jī)撞擊引起的振動可能會導(dǎo)致影響燃料冷卻的相關(guān)系統(tǒng)及支撐損壞，并通過定義設(shè)備沖擊破壞分級，對不同的設(shè)備給出了相應(yīng)的加速度易損限值中值。我國的《核動力廠設(shè)計安全規(guī)定》（HAF102-16）[3]要求如果核動力廠所處的地形條件使其有可能遭受商用飛機(jī)的惡意撞擊，則設(shè)計上應(yīng)考慮這種撞擊的影響。核安全局推薦可參考NEI07-13[2]開展相關(guān)的評價工作。

目前對飛機(jī)撞擊力，飛機(jī)機(jī)身撞擊下安全殼的整體效應(yīng)和飛機(jī)引擎撞擊下的局部效應(yīng)已開展了大量研究[4-9]，但對振動響應(yīng)的研究開展較少。Petrangeli[10]建立了二維簡化的核電站結(jié)構(gòu)，采用撞擊力-位移時程法分析了飛機(jī)撞擊荷載作用下結(jié)構(gòu)的振動問題。Thai等[11]采用飛射物-靶體相互作用法（耦合方法）對飛機(jī)撞擊下韓國KSNP核電站附屬廠房進(jìn)行了振動響應(yīng)分析，結(jié)果表明此廠房的振動加速度值過大無法保證內(nèi)部設(shè)備安全，達(dá)到美國核能管理委員會的核電站停堆要求。Lin等[12]采用非耦合法將B767-400和B747-400飛機(jī)的撞擊荷載直接加載于安全殼結(jié)構(gòu)，并考慮了廠房基礎(chǔ)和土體的相互作用，分析了安全殼筒體撞擊位置高度對結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)的影響，結(jié)果表明撞擊安全殼上部比撞擊中部和底部引起的地面振動更劇烈。

已有的核電堆型，如EPR、VVER、“華龍一號”（HPR1000）等多采用雙層安全殼設(shè)置方式，其中內(nèi)殼為帶鋼襯里的預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，用于阻止放射性物質(zhì)向環(huán)境釋放，外殼為普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，用于抵抗大型商用飛機(jī)惡意撞擊。為提升經(jīng)濟(jì)性并簡化建造施工，可將雙層殼優(yōu)化為單層殼，但優(yōu)化后殼體抵抗大型商用飛機(jī)撞擊的性能需要進(jìn)行評估。

本文建立了布置單層殼和雙層殼的反應(yīng)堆廠房精細(xì)化有限元模型，并采用NEI07-13[2]定義的耦合方法對單殼和雙殼在三種撞擊工況下各主要樓層位置的加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值進(jìn)行了對比分析?；趯Ρ冉Y(jié)果，從振動響應(yīng)方面，對雙層殼優(yōu)化為單層殼的可行性進(jìn)行了評估。

1　有限元模型

1.1　安全殼模型

單殼反應(yīng)堆廠房模型由單層安全殼和內(nèi)部結(jié)構(gòu)組成，其中安全殼由筒身和穹頂組成，總高約75 m，殼厚為1.5 m，穹頂為半球型，在筒身與穹頂相交處外側(cè)布置外掛水箱，內(nèi)側(cè)布置環(huán)吊牛腿。內(nèi)部結(jié)構(gòu)底部標(biāo)高同安全殼筒身底標(biāo)高，總高約40 m，內(nèi)部結(jié)構(gòu)與安全殼筒身之間有一定的距離，如圖1（a）所示。對于雙殼模型，在此基礎(chǔ)上增建了外殼，外殼厚度也為1.5 m，但未建水箱，如圖1（b）所示。

圖1　單殼和雙殼布置圖

單殼和雙殼廠房有限元模型分別如圖2和圖3所示，其中安全殼筒身、穹頂、外掛水箱、基礎(chǔ)和內(nèi)部結(jié)構(gòu)混凝土均采用SOILD實(shí)體單元?？紤]到模型較大，且本文不考察安全殼的損傷破壞，因此單元尺寸均取為250 mm左右，單殼和雙殼模型采用的實(shí)體單元分別為267.7萬和390.9萬；安全殼筒身和穹頂鋼襯里采用SHELL殼單元，單殼和雙殼模型采用的單殼元均為17.5萬；安全殼筒身、穹頂和外掛水箱普通鋼筋采用BEAM梁單元，單殼和雙殼模型采用的梁單元分別為200萬和321.4萬。安全殼筒身和穹頂預(yù)應(yīng)力鋼束采用TRUSS桿單元，單殼和雙殼模型采用的桿單元均為9.3萬。

考慮到安全殼內(nèi)部設(shè)備質(zhì)量較大，其對飛機(jī)撞擊下結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)的影響不可忽略，本文將設(shè)備質(zhì)量作為附加質(zhì)量施加于內(nèi)部結(jié)構(gòu)上，各質(zhì)量點(diǎn)通過關(guān)鍵字*ELEMENT MASS實(shí)現(xiàn)。

圖2　單殼模型

圖3　雙殼模型

安全殼筒身、穹頂、外掛水箱、內(nèi)部結(jié)構(gòu)及基礎(chǔ)混凝土均采用CSCM模型[13]，CSCM模型是美國聯(lián)邦公路局針對汽車碰撞作用下高架橋墩防護(hù)研究開發(fā)的，其實(shí)現(xiàn)了硬化壓實(shí)面（帽蓋）和剪切破壞面的連續(xù)。屈服函數(shù)形式為：

剪切破壞面模擬拉伸段和較低圍壓段，其壓縮子午線方程為：

帽蓋硬化面由下式表征：

預(yù)應(yīng)力鋼束、普通鋼筋、鋼襯里均采用Plastic-Kinematic模型[14]，各模型主要材料參數(shù)如表1所示。

基于通用有限元軟件LS-DYNA[15]，采用上述本構(gòu)模型及材料參數(shù)對文獻(xiàn)［16］中試驗(yàn)進(jìn)行了模擬。試驗(yàn)靶板厚度為60 mm，混凝土強(qiáng)度為37.7 MPa，鋼襯厚度為0.8 mm，據(jù)此建立的靶板模型如圖4所示。

圖4　靶板模型

試驗(yàn)飛機(jī)和有限元飛機(jī)模型如圖5所示。

圖5　飛機(jī)模型

彈體撞擊速度為152 m/s，模擬得到的損傷破壞及飛機(jī)模型殘余速度與試驗(yàn)對比分別如圖 6 和圖 7 所示。可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。

圖6　損傷破壞

圖7　飛機(jī)模型殘余速度

1.2　飛機(jī)模型

飛機(jī)模型采用文獻(xiàn)［17］建立及驗(yàn)證的大型商用飛機(jī)A380模型，重量約400 t，翼寬為87 m，機(jī)身長度為69 m如圖8所示。

圖8　飛機(jī)模型

1.3　接觸及邊界

采用自動面面接觸CONTACT_AUT OMATIC_SURFACE_TO_SURFACE命令模擬了飛機(jī)與安全殼之間以及內(nèi)部結(jié)構(gòu)-2.6 m標(biāo)高樓板和安全殼筒身之間的接觸作用。采用耦合接觸CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID命令將普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼束嵌入到混凝土模型中。此外，對基礎(chǔ)模型底面設(shè)置了，，三個方向的平動和轉(zhuǎn)動約束。

1.4　撞擊工況

考慮了3種飛機(jī)撞擊工況下單殼和雙殼筒身及內(nèi)部結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)，如圖9和圖10所示。其中工況1為飛機(jī)垂直撞擊筒身中部32.7 m標(biāo)高處，撞擊點(diǎn)以下位置被周邊建筑物遮擋；工況2為飛機(jī)垂直撞擊40.2 m標(biāo)高水箱及環(huán)吊牛腿處；工況3為飛機(jī)與水平方向成10°夾角斜向撞擊穹頂60.67 m標(biāo)高處。

圖9　單殼撞擊工況

圖10　雙殼撞擊工況

2　振動響應(yīng)分析

通過對比分析三種撞擊工況下，單雙殼牛腿處、內(nèi)部結(jié)構(gòu)一般樓層及設(shè)備支撐位置的加速度時程中值、加速度反應(yīng)譜和加速度反應(yīng)譜峰值，考察了飛機(jī)撞擊引起的單殼和雙殼振動響應(yīng)的差異。其中加速度反應(yīng)譜由MATLAB編制的單自由度求解程序計算得到，該程序能通過給定的加速度時程計算一組阻尼比相同但自振頻率各不相同的單自由度體系的反應(yīng)，并將所引起的各體系最大的加速度反應(yīng)與相應(yīng)的自振頻率繪制成一條曲線，即為加速度反應(yīng)譜，本文中阻尼比設(shè)定為0.05。

2.1　牛腿處振動響應(yīng)

環(huán)吊牛腿標(biāo)高處取了四個采樣點(diǎn)，分別為與撞擊中心投影點(diǎn)成0°、90°、180°、270°，限于篇幅，本文僅給出工況1中單殼和雙殼牛腿標(biāo)高處撞擊中心投影點(diǎn)的加速度時程和加速度反應(yīng)譜，分別如圖11和圖12所示。由圖中可以看出，飛機(jī)撞擊下，單殼牛腿處的振動響應(yīng)遠(yuǎn)大于雙殼牛腿處的振動響應(yīng)。

圖11　工況1單雙殼牛腿處撞擊中心投影點(diǎn)加速度時程

圖12　工況1單雙殼牛腿處撞擊中心投影點(diǎn)加速度反應(yīng)譜

各工況單、雙殼牛腿標(biāo)高處加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值對比結(jié)果如表2、表3所示?？梢钥闯鰡螝づＭ葮?biāo)高處加速度時程中值均大于雙殼，其中工況2對比最為顯著，向單殼/雙殼加速度時程中值達(dá)到了16.12。牛腿標(biāo)高處加速度反應(yīng)譜峰值則在工況1和工況3中呈現(xiàn)單殼低于雙殼的規(guī)律，但在工況2中，單殼牛腿標(biāo)高處加速度反應(yīng)譜峰值大于雙殼，向單殼/雙殼加速度反應(yīng)譜峰值達(dá)到了2.62。總體來說，單雙殼牛腿標(biāo)高處加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值相差較大，需要特別關(guān)注飛機(jī)撞擊作用下單殼牛腿標(biāo)高處的振動響應(yīng)，必要時采取一定的減振措施。

表2　單雙殼牛腿標(biāo)高處加速度時程中值

表3　單雙殼牛腿標(biāo)高處加速度反應(yīng)譜峰值

2.2　內(nèi)部結(jié)構(gòu)樓層振動響應(yīng)

對各工況單殼和雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)-2.6 m、1.2 m、6.5 m、11.6 m、17.5 m標(biāo)高處，與撞擊中心投影點(diǎn)成0°、90°、180°、270°和靠近堆芯中心參考點(diǎn)，限于篇幅，本文僅給出了工況1中單殼和雙殼1.2 m標(biāo)高處撞擊中心投影點(diǎn)的加速度時程和加速度反應(yīng)譜，分別如圖13和圖14所示。由圖可以看出，單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)樓層的振動響應(yīng)基本相當(dāng)。

圖13　工況1單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)1.2 m標(biāo)高處撞擊中心投影點(diǎn)加速度時程

圖14　工況1單殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)1.2 m標(biāo)高處撞擊中心投影點(diǎn)加速度反應(yīng)譜

表4和表5給出了各工況-2.6 m、1.2 m、6.5 m、11.6 m、17.5 m標(biāo)高處單雙殼內(nèi)部樓板加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值。可以看出，單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)各層參考點(diǎn)在不同工況下的加速度時程中值對比和加速度反應(yīng)譜峰值對比無統(tǒng)一規(guī)律，其中向單/雙加速度時程中值介于0.76～1.41，大于1的有7個，小于1的有8個；向單/雙加速度時程中值介于0.78～1.4，大于1的有7個，小于1的有8個；向單/雙加速度時程中值介于0.81～1.56，大于1的有6個，小于1的有9個。向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.72～1.46，大于1的有8個，等于1的有1個，小于1的有6個；向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.76～1.89，大于1的有8個，小于1的有7個；向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.75～2.01，大于1的有8個，等于1的有1個，小于1的有6個?？傮w來說，單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值相差不大，可以認(rèn)為單殼和雙殼在飛機(jī)撞擊作用下內(nèi)部結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)基本相當(dāng)。

表4　單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)加速度時程中值

表5　單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)譜峰值

2.3　設(shè)備支撐點(diǎn)振動響應(yīng)

對各工況單殼和雙殼壓力容器RPV、穩(wěn)壓器PRZ、蒸汽發(fā)生器SG以及主泵支撐點(diǎn)的振動響應(yīng)進(jìn)行了分析，限于篇幅，本文僅給出了工況1中單殼和雙殼的加速度時程和加速度反應(yīng)譜，分別如圖15和圖16所示。由圖可以看出，單雙殼設(shè)備支撐點(diǎn)的振動響應(yīng)相差不大。

圖15　工況1單雙殼PRZ支撐點(diǎn)在6.5 m標(biāo)高加速度時程

圖16　工況1單雙殼PRZ支撐點(diǎn)在6.5 m標(biāo)高加速度反應(yīng)譜

對各工況單雙殼設(shè)備支撐點(diǎn)的加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值也進(jìn)行了對比分析，如表6和表7所示?？梢钥闯?，向單/雙加速度時程中值介于0.88～1.51，大于1的有13個，小于1的有8個；向單/雙加速度時程中值介于0.88～1.37，大于1的有9個，小于1的有12個；向單/雙加速度時程中值介于0.82～1.52，大于1的有12個，等于1的有1個，小于1的有8個。向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.45～1.6，大于1的有6個，等于1的有3個，小于1的有12個；向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.35～3.26，大于1的有6個，等于1的有1個，小于1的有14個；向單/雙加速度反應(yīng)譜峰值介于0.52～2.09，大于1的有8個，等于1的有1個，小于1的有12個。總體來說，單雙殼設(shè)備支撐點(diǎn)處的加速度時程中值比值和加速度反應(yīng)譜峰值比值相差不大，可以認(rèn)為單雙殼在飛機(jī)撞擊作用下設(shè)備支撐點(diǎn)處的振動響應(yīng)基本相當(dāng)。

表6　單雙殼設(shè)備支撐點(diǎn)加速度時程中值

表7　單雙殼設(shè)備支撐點(diǎn)加速度反應(yīng)譜峰值

由表3、表5和表7可知，三種工況下單雙殼牛腿處、內(nèi)部結(jié)構(gòu)一般樓層及設(shè)備支撐點(diǎn)處的加速度反應(yīng)譜峰值介于3.8～107.5。在Thai等[11]的研究中，飛機(jī)撞擊下輔助廠房的加速度反應(yīng)譜峰值介于42.25～86.69，即本文分析得到的反應(yīng)譜峰值與Thai等[11]的研究結(jié)果屬于同一量級，表明本文的振動分析結(jié)果是可靠的。

3　結(jié)論

通過對比分析單殼和雙殼牛腿標(biāo)高處、內(nèi)部結(jié)構(gòu)各樓層參考點(diǎn)及設(shè)備支撐點(diǎn)的加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜，可以得到以下結(jié)論：

（1）單雙殼內(nèi)部結(jié)構(gòu)和設(shè)備的加速度時程中值比值和加速度反應(yīng)譜峰值比值相差不大，可以認(rèn)為單雙殼在飛機(jī)撞擊作用下內(nèi)部結(jié)構(gòu)和設(shè)備的振動響應(yīng)基本相當(dāng)。

（2）布置單殼時，飛機(jī)可直接撞擊牛腿位置，導(dǎo)致單雙殼牛腿處加速度時程中值和加速度反應(yīng)譜峰值相差較大，工程設(shè)計中需要特別關(guān)注飛機(jī)撞擊作用下單殼牛腿處的振動響應(yīng)，可考慮采取減振或?qū)Φ踯囘M(jìn)行加固等措施。

（3）飛機(jī)撞擊外殼工況下引起的內(nèi)殼振動響應(yīng)與振動傳播距離的遠(yuǎn)近關(guān)系不大。

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Vibration Analysis for Nuclear Island with Single and Double Containment Against Aircraft Impact

XUE Wei1，WANG Junfeng1，YANG Yanhong2，WU Hao2

（1.Hualong Pressurized Water Reactor Technology Co.，Ltd，Beijing 100036，China；2. Tongji University，Shanghai 200092，China）

The double containment is adopted in most of the 3rdgeneration nuclear power plant, such as EPR, VVER, and HPR1000, of which the external containment can be used to resist the malicious impact of large commercial aircraft, and the inner containment can prevent the leakage of nuclear radiation. Aiming at better economic performance, the double containment could be optimized to single containment, which could resist aircraft impact and act as a radiation barrier, while the feasibility needs to be evaluated. In this paper, the refined finite element model of reactor building with single containment and double containment are established. By adopting the missile-target interaction analysis method, the acceleration response spectrum and the acceleration time-histories of bracket, inner floor and equipment supporting point are analyzed and compared in three impact scenarios. Based on comparison results, from the aspect of vibration response, the feasibility of double containment optimized to single containment is evaluated.

Large commercial aircraft; Containment; Impact; Vibration

TU318

A

0258-0918（2021）06-1223-11

2020-09-10

薛衛(wèi)（1971—），河南滑縣人，高級工程師，學(xué)士，從事核島結(jié)構(gòu)設(shè)計工作