某三代核電廠電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島主蒸汽及主給水管道斷裂防護(hù)設(shè)計(jì)研究

趙振暉，徐國(guó)飛，盛　峰

某三代核電廠電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島主蒸汽及主給水管道斷裂防護(hù)設(shè)計(jì)研究

趙振暉，徐國(guó)飛，盛峰

（中國(guó)核電工程有限公司，北京 100840）

為提高核電廠的經(jīng)濟(jì)性，擬取消電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨防甩擊件，開展本課題研究。首先開展防護(hù)目標(biāo)研究，確定了防護(hù)目標(biāo)；其次，采用LS-DYNA動(dòng)態(tài)模擬分析法進(jìn)行了甩擊效應(yīng)研究；最后采用對(duì)比分析法進(jìn)行了噴射效應(yīng)研究。根據(jù)研究結(jié)果，甩擊效應(yīng)及噴射效應(yīng)對(duì)防護(hù)目標(biāo)的破壞不會(huì)影響核安全，可取消相應(yīng)消防甩擊件。本研究成果已應(yīng)用于實(shí)際工程，具有良好的經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益。

主蒸汽及主給水管道；斷裂；甩擊；噴射；防護(hù)

1 研究目的及意義

三代核電廠從電氣廠房至常規(guī)島第一跨的主蒸汽及主給水管道布置走向基本上參考了二代核電廠。由于主蒸汽及主給水管道管徑大、運(yùn)行壓力及溫度高，一旦發(fā)生斷裂，產(chǎn)生巨大的管道甩擊載荷及噴射沖擊載荷可破壞鄰近的物項(xiàng)。在原二代核電廠，該部分主蒸汽管道上設(shè)有7組防甩擊件（R1～R6），主給水管道上設(shè)有3組防甩擊件（R1～R3），如圖1所示，以保護(hù)核電站安全免受這部分主蒸汽及主給水管道斷裂造成的危害。

圖1 二代核電站主蒸汽及主給水管道防甩擊件布置示意圖

由于存在以下原因。

1.1 三代核電廠設(shè)計(jì)改進(jìn)

三代核電廠實(shí)施了如下兩項(xiàng)重大改進(jìn)，提高了電氣廠房及主給水系統(tǒng)的安全性。

（1）為防大飛機(jī)撞擊，電氣廠房外墻加厚；

（2）主給水隔離改進(jìn)，將主給水調(diào)節(jié)閥調(diào)整至電氣廠房?jī)?nèi)部。

1.2 防甩擊件成本高

主蒸汽及主給水防甩擊件體積大、要求高，制造及安裝成本較高；并且常規(guī)島第一跨建筑結(jié)構(gòu)為了承受防甩擊件載荷，筏基及梁需要進(jìn)行加固設(shè)計(jì)，也會(huì)增加投資成本。經(jīng)估算，在不計(jì)管理及安裝成本的情況下，每臺(tái)二代核電機(jī)組該處防甩擊件及額外增加的土建成本為千萬(wàn)元。

1.3 二代核電廠缺少相關(guān)分析文件

我國(guó)引進(jìn)二代核電廠時(shí)，法方只提供了防甩擊件的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖及采購(gòu)技術(shù)規(guī)格書，沒(méi)有提供相關(guān)的分析文件，缺少設(shè)置防甩擊件的清晰目的和有力依據(jù)。

因此，為提高三代核電廠的經(jīng)濟(jì)性，論證取消主蒸汽R1A～R6等6處防甩擊件（僅保留R1）及主給水防甩擊件R1～R3的可能性，開展電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護(hù)設(shè)計(jì)研究具有十分重要的意義。本文的主要研究?jī)?nèi)容包括防護(hù)目標(biāo)研究、甩擊效應(yīng)及噴射效應(yīng)研究等。

2 防護(hù)目標(biāo)研究

為研究主蒸汽及主給水管道斷裂的危害，首先應(yīng)根據(jù)法規(guī)及標(biāo)準(zhǔn)確定防護(hù)目標(biāo)。

根據(jù)我國(guó)HAF102要求，核電廠設(shè)計(jì)必須考慮諸如以下內(nèi)部災(zāi)害的可能性：內(nèi)部水淹、飛射物、管道甩動(dòng)、噴射流沖擊或者破損系統(tǒng)或現(xiàn)場(chǎng)其他設(shè)施中的流體釋放。必須提供適當(dāng)?shù)念A(yù)防和緩解措施，以保證核安全不受影響。

法國(guó)RCC-P 第3節(jié)指出，高能管道斷裂時(shí)，除了考慮系統(tǒng)功能喪失外，還要考慮管道斷裂造成的噴射、甩擊及環(huán)境的影響。管道布置時(shí)，需預(yù)防管斷裂對(duì)安全停堆、并限期進(jìn)入冷停堆狀態(tài)和限制放射性釋放的設(shè)備和系統(tǒng)造成損害，并不得危及主控室的可居留性和干預(yù)區(qū)域的可接近性[3]。

美國(guó)10CFR50附錄A GDC4指出安全相關(guān)重要構(gòu)筑物、系統(tǒng)及部件的設(shè)計(jì)應(yīng)滿足正常運(yùn)行、維修、試驗(yàn)及假想事故（如冷卻劑喪失事故）工況的環(huán)境條件要求，還應(yīng)針對(duì)可能導(dǎo)致其失效的動(dòng)態(tài)效應(yīng)進(jìn)行適當(dāng)防護(hù)，動(dòng)態(tài)效應(yīng)包括飛射物、管道甩動(dòng)及流體噴射[4]。

根據(jù)EJ/T 335—1998《輕水堆核電廠假想管道破損事故防護(hù)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則》（該標(biāo)準(zhǔn)在技術(shù)內(nèi)容上與ANSI58.2等效），核電廠所有管系都應(yīng)考慮假想管道破裂，并應(yīng)根據(jù)管系中的能量評(píng)價(jià)其危害系統(tǒng)及部件的可能性。管系中的溫度及壓力決定管系的能量，將管系劃分為高能管道和中能管道。高能管道是指在電廠正常運(yùn)行工況下最高運(yùn)行壓力超過(guò)2 MPa（表壓）或最高運(yùn)行溫度超過(guò)100 ℃的管道，且運(yùn)行時(shí)間不低于系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)間的2%或電廠總運(yùn)行時(shí)間的1%。高能管道根據(jù)應(yīng)力分析結(jié)果或者規(guī)范等級(jí)確定其假想斷裂點(diǎn)的位置，斷裂后將引發(fā)管道甩擊及流體噴射效應(yīng)。而中能管道則不需要假設(shè)管道斷裂，不會(huì)引起管道甩擊及流體噴射效應(yīng)。

根據(jù)上述法規(guī)和標(biāo)準(zhǔn)，核電站應(yīng)對(duì)高能管道假想斷裂采取相應(yīng)的預(yù)防措施，以防止：

（1）斷裂后的動(dòng)態(tài)效應(yīng)破壞鄰近的安全重要系統(tǒng)、部件及構(gòu)筑物，從而破壞核電站的三大安全功能，進(jìn)而影響核安全；

（2）斷裂后影響主控室的居留性和干預(yù)區(qū)域的可接近性；

（3）若高能管道本身就需要執(zhí)行三大安全功能，應(yīng)采取措施確保其不被破壞。

電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 主蒸汽及主給水管道系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)

根據(jù)表1，可知電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道為高能管道，需要假設(shè)其發(fā)生斷裂，并需要考慮甩擊及噴射效應(yīng)。該部分主蒸汽及主給水管道為非安全級(jí)非抗震管道，本身不執(zhí)行安全功能，其斷裂可以通過(guò)關(guān)閉隔離閥的方式避免影響安全功能，不會(huì)對(duì)核安全產(chǎn)生沖擊；若一個(gè)環(huán)路管道斷裂，不需要保護(hù)其他環(huán)路的管道免受其損壞。在電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道鄰近區(qū)域，未布置安全重要物項(xiàng)。但是，由于主蒸汽及主給水管道直徑大，運(yùn)行壓力及溫度高，斷裂后產(chǎn)生巨大管道甩擊和噴射載荷可能會(huì)破壞電氣廠房外墻。由于電氣廠房?jī)?nèi)部設(shè)有主控室、安全重要電氣儀控設(shè)施、專設(shè)安全設(shè)施之一的輔助給水系統(tǒng)以及安全級(jí)主蒸汽及主給水系統(tǒng)等設(shè)施。若電氣廠房外墻被破壞，則可能進(jìn)一步導(dǎo)致這些安全重要系統(tǒng)和設(shè)施失效，甚至破壞主控室的可居留性及干預(yù)區(qū)域的可接近性，從而影響核安全。

綜上所述，核電廠電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護(hù)目標(biāo)為電氣廠房外墻。根據(jù)本文研究目的，需要研究在取消防甩擊件的情況下主蒸汽及主給水管道斷裂甩擊效應(yīng)及噴射效應(yīng)對(duì)電氣廠房外墻的破壞程度，然后確定是否取消防甩擊件，以達(dá)到提高核電廠經(jīng)濟(jì)性的目的。

3 甩擊效應(yīng)研究

3.1 研究方法

管道斷裂后，斷裂端在噴放力的推動(dòng)下，將發(fā)生管道甩擊效應(yīng)。管道甩擊是一個(gè)高速的動(dòng)態(tài)過(guò)程，分析過(guò)程非常復(fù)雜，由于受條件及經(jīng)費(fèi)限制，難以通過(guò)實(shí)驗(yàn)方式進(jìn)行模擬分析。在原二代核電工程中，由于受技術(shù)水平的限制，多采用等效靜力法進(jìn)行管道甩擊分析，該方法簡(jiǎn)單但較為保守，帶來(lái)的負(fù)面影響是增加建造成本。為了消除部分保守性，本文采用大型商用非線性動(dòng)態(tài)分析有限元程序LS-DYNA（971版本）進(jìn)行管道甩擊研究，動(dòng)態(tài)模擬管道甩擊對(duì)電氣廠房外墻的破壞程度。LS-DYNA已廣泛應(yīng)用于工業(yè)設(shè)計(jì)領(lǐng)域，

3.2 輸入條件分析

（1）斷裂點(diǎn)位置

電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道屬于非安全非抗震管道，未按RCC-M規(guī)范進(jìn)行詳細(xì)的應(yīng)力分析。因此，保守地假設(shè)每個(gè)彎頭或管件焊縫處為斷裂點(diǎn)[2]，根據(jù)管道布置圖，三個(gè)環(huán)路主蒸汽及主給水管道布置走向基本一致，每根主蒸汽管道上假設(shè)9個(gè)斷裂點(diǎn)，每根主給水管道上假設(shè)4個(gè)斷裂點(diǎn)，如圖2所示。

圖2 斷裂點(diǎn)位置

（2）噴放力分析

管道斷裂后，高壓流體的噴放而產(chǎn)生噴放力推動(dòng)管道進(jìn)行甩擊，是管道甩擊的動(dòng)力源。本課題，采用ANSI58.2附錄B提供的方法進(jìn)行噴放力計(jì)算。噴放力大小與管道內(nèi)橫截面積、運(yùn)行壓力、流體性質(zhì)及斷裂點(diǎn)的位置有關(guān)，是一個(gè)隨時(shí)間變化的函數(shù)。在斷裂發(fā)生的初始階段，噴放力在1ms達(dá)到一個(gè)峰值，稱為初始噴放力，計(jì)算如公式（1）。

0——管道初始總（滯止）壓力；

e——管道內(nèi)截面積。

隨著時(shí)間變化，然后進(jìn)入穩(wěn)態(tài)噴放力階段，穩(wěn)態(tài)噴放力計(jì)算如公式（2）。

管道斷裂后，斷裂點(diǎn)將管道分為上下游兩個(gè)部分，上下游由于總初始?jí)毫Σ煌?，以及斷裂點(diǎn)距離壓力源的位置不同而阻力系數(shù)不同，導(dǎo)致上下游噴放力不同。對(duì)于主蒸汽管道，斷裂點(diǎn)上游為蒸汽發(fā)生器，稱為蒸汽發(fā)生器側(cè)；而下游為主蒸汽管道聯(lián)箱，稱為聯(lián)箱側(cè)。對(duì)于主給水管道，斷裂點(diǎn)上游為主給水聯(lián)箱，稱為聯(lián)箱側(cè)；斷裂點(diǎn)下游為蒸汽發(fā)生器，稱為蒸汽發(fā)生器側(cè)。示意圖如圖3所示。

圖3 斷裂點(diǎn)上下游示意圖

經(jīng)過(guò)熱工水力計(jì)算，主蒸汽及主給水?dāng)嗔腰c(diǎn)上下游的噴放力隨時(shí)間的變化關(guān)系式及曲線如圖4至圖7所示。

（3）分析管道、斷裂點(diǎn)及噴放力的選擇

在同等條件下，管道甩擊能量與噴放力及管道質(zhì)量有關(guān)。根據(jù)上一小節(jié)的分析結(jié)果，主蒸汽管道斷裂點(diǎn)上下游最大噴放力均為3.519 MN；而主給水管道最大噴放力為0.95 MN，出現(xiàn)在蒸汽發(fā)生器側(cè)，主蒸汽管道最大噴放力約為主給水的3.7倍。主蒸汽管道壁厚與主給水相當(dāng)，但管徑較主給水管道大得多。因此，一旦發(fā)生斷裂，主蒸汽管道造成的危害將遠(yuǎn)大于主給水管道。為了提高研究效率，先開展主蒸汽管道斷裂效應(yīng)分析，如果經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)主蒸汽管道甩擊對(duì)電氣廠房造成危害是可以接受的，則不需要進(jìn)行主給水管道甩擊效應(yīng)分析。

根據(jù)上文（1）的內(nèi)容，每根主蒸汽管道上假設(shè)9個(gè)假想斷裂點(diǎn)，管道詳細(xì)布置尺寸如圖8所示。進(jìn)一步偏保守的假設(shè)所有斷裂點(diǎn)為雙端斷裂，發(fā)生斷裂后，蒸汽發(fā)生器側(cè)管道甩擊電氣廠房，聯(lián)箱側(cè)管道則甩擊常規(guī)島，因此，根據(jù)防護(hù)目標(biāo)，僅需分析蒸汽發(fā)生器側(cè)管道甩擊效應(yīng)即可。為進(jìn)一步簡(jiǎn)化，先對(duì)9個(gè)斷裂點(diǎn)的甩擊效應(yīng)進(jìn)行初步定性分析，從中篩選代表性的斷裂點(diǎn)進(jìn)行詳細(xì)建模分析。從圖中可以看出，當(dāng)發(fā)生斷裂點(diǎn)1時(shí)，蒸汽發(fā)生器側(cè)管道幾乎垂直于電氣廠房外墻，不可能對(duì)電氣廠房發(fā)生甩擊效應(yīng)。當(dāng)發(fā)生斷裂點(diǎn)2或3時(shí)，由于受墻內(nèi)防甩擊件R1的限制，管道不會(huì)對(duì)電氣廠房外墻發(fā)生甩擊。當(dāng)發(fā)生斷裂點(diǎn)4或5時(shí)，二者的甩擊效應(yīng)一致，只需要分析斷裂點(diǎn)4即可。當(dāng)發(fā)生斷裂點(diǎn)6或7時(shí)，二者甩擊效應(yīng)一致，PE+23420處的彎頭先甩擊墻體，水平管道將再次甩擊，分析斷裂點(diǎn)6即可。當(dāng)發(fā)生斷裂點(diǎn)8或9時(shí)，噴放力的方向再次發(fā)生變化，也具有分析代表性，選擇斷裂點(diǎn)9進(jìn)行分析。

圖8 主蒸汽管道斷裂點(diǎn)布置詳圖

基于上述原因，本課題選擇假想斷裂點(diǎn)4、6及9發(fā)生斷裂甩擊建立模型并進(jìn)行計(jì)算分析，這些斷裂點(diǎn)的甩擊效應(yīng)可以包絡(luò)其他斷裂點(diǎn)。

根據(jù)上一小節(jié)的分析結(jié)果可知，只需要選擇蒸汽發(fā)生器側(cè)噴放力即可，為了包絡(luò)計(jì)算，將最大的噴放力3.519 MN作為持續(xù)加載載荷作用于管道甩擊端。

（4）材料參數(shù)的確定

本文以電氣廠房外墻厚度為1.5 m厚墻體為例，分析主蒸汽管道對(duì)電氣廠房外墻的甩擊效應(yīng)。電氣廠房外墻的設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示，配筋詳圖如圖9所示。

表2 電氣廠房外墻設(shè)計(jì)參數(shù)

圖9 電氣廠房外墻配筋詳圖

根據(jù)表2，主蒸汽管道規(guī)格為（812.3×32）mm，材質(zhì)為P280GH，該管段，正常運(yùn)行壓力為約為6.80 MPa，運(yùn)行溫度283 ℃，設(shè)計(jì)溫度為316 ℃。

為增加保守性，計(jì)算中采用了設(shè)計(jì)溫度下混凝土、鋼筋、主蒸汽管道的基本力學(xué)性能，見(jiàn)表3。但是，由于主蒸汽管道甩對(duì)墻體是一個(gè)高速侵切的過(guò)程，在高速侵切的工況下，鋼材及混凝土的力學(xué)性能與靜態(tài)下力學(xué)性能有較大區(qū)別，計(jì)算中采用的高速侵切下混凝土材料的本構(gòu)模型和參數(shù)源于參考技術(shù)文件和文獻(xiàn)資料[5-7]。

表3　材料力學(xué)性能參數(shù)

3.3 模型建立

對(duì)主蒸汽管道及墻體建立有限元三維模型，混凝土采用SOLID164實(shí)體元模擬，混凝土內(nèi)部的配筋采用 BEAM161梁?jiǎn)卧M，主蒸汽管道采用SHELL163殼單元模擬。管道及鋼筋采用雙線性彈塑性材料模型（*MAT_ PLASTIC_KINEMATIC），混凝土采用JHC材料模型（*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE）[6]。

初始狀態(tài)鋼筋與混凝土共節(jié)點(diǎn)，當(dāng)鋼筋混凝土受到外部沖擊載荷作用時(shí)，鋼筋可能會(huì)脫離初始位置的混凝土，所以在鋼筋與混凝土之間又建立了點(diǎn)面侵蝕接觸關(guān)系。鋼筋及混凝土單元與主蒸汽管道單元建立自動(dòng)點(diǎn)面接觸關(guān)系。

通過(guò)試算，預(yù)測(cè)出主蒸汽管道甩擊過(guò)程中與墻體可能發(fā)生的撞擊區(qū)域，取距撞擊區(qū)域大于10倍管道直徑的范圍為鋼筋混凝土建模范圍，并取距撞擊區(qū)域大于５倍管道直徑的范圍細(xì)化鋼筋混凝土單元?；炷林苓吋肮艿厘^固端（墻體內(nèi)側(cè)橫向限制件）施加固定約束。管道斷口端環(huán)面施加等效壓力時(shí)程，保證在整個(gè)甩擊模擬過(guò)程中蒸汽噴射等效作用力始終與管道斷口端環(huán)面的法向方向保持一致。

如前文所述原因，甩擊計(jì)算包括對(duì)假想斷裂點(diǎn)4、6、9發(fā)生甩擊效應(yīng)的模擬分析，其他假想斷裂點(diǎn)處發(fā)生斷裂情況均被包絡(luò)。有限元模型如圖10至圖12所示。

圖10　計(jì)算模型立面

圖11　計(jì)算模型側(cè)向

圖12　計(jì)算模型預(yù)撞擊區(qū)域局部

3.4 計(jì)算結(jié)果

（1）斷裂點(diǎn)4甩擊效應(yīng)

在管道甩擊過(guò)程中，不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵徹情況如圖13所示。管道由靜止?fàn)顟B(tài)在噴放力作用下加速甩擊墻體，約0.036 s后管道接觸墻體表面，約0.051 s管道對(duì)混凝土的侵徹達(dá)最深處。管道在接觸墻體前的峰值速度約為70.1 m/s，管端的速度時(shí)程曲線如圖14所示。

撞擊區(qū)域管道變形及管道對(duì)混凝土侵徹情況如圖15所示?；炷了苄宰冃位虬l(fā)生碎裂的區(qū)域（寬、高、深）約1.25 m×2.40 m×0.18 m，等效塑性應(yīng)變分布如圖16所示。圖17為管道甩擊墻體過(guò)程中，墻體受到的沖擊載荷時(shí)程，最大載荷為1.86×107N。

圖13 不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵切情況

圖14　管端的速度時(shí)程

圖15　管道對(duì)混凝土墻體的侵徹局部圖

圖16 混凝土的塑性應(yīng)變

圖17 管道對(duì)墻體的沖擊載荷時(shí)程

（2）斷裂點(diǎn)6甩擊效應(yīng)

在管道甩擊過(guò)程中，不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵徹情況如圖18所示。管道由靜止?fàn)顟B(tài)在噴放力作用下加速甩擊墻體，約0.134 s后管道接觸墻體表面，約0.149 s管道對(duì)混凝土的侵徹達(dá)最深處。管道在接觸墻體時(shí)的峰值速度約為189.0 m/s，管端的速度時(shí)程曲線如圖19所示。

撞擊區(qū)域管道變形及管道對(duì)混凝土侵徹情況如圖20所示?；炷了苄宰冃位虬l(fā)生碎裂的區(qū)域（寬、高、深）約1.51 m×3.35 m×0.63 m，等效塑性應(yīng)變分布如圖21所示。圖22為管道甩擊墻體過(guò)程中，墻體受到的沖擊載荷時(shí)程，最大載荷為4.38×107N。

圖18 不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵切情況

圖19　管端的速度時(shí)程

圖20　管道對(duì)混凝土的侵徹局部

圖21 混凝土的塑性應(yīng)變

圖22 管道對(duì)墻體的沖擊載荷時(shí)程

（3）斷裂點(diǎn)9甩擊效應(yīng)

發(fā)生斷裂點(diǎn)9后，不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵徹情況如圖23所示。管道端部在接觸墻體前的峰值速度約為130.3 m/s，管端的速度時(shí)程曲線如圖24所示。

相比而言，發(fā)生斷裂點(diǎn)4和斷裂點(diǎn)6時(shí)，管道斷裂甩擊到墻體前，管道相對(duì)墻體的噴射力作用行程是一致的，即對(duì)管道做功是一致的。而發(fā)生斷裂點(diǎn)9時(shí)，有更多的管道參與塑性變形，即管道塑性變形會(huì)吸收更多的能量，這可以從管道端部在接觸墻體前的速度體現(xiàn)出來(lái)。由于初始狀態(tài)下斷裂點(diǎn)9管口環(huán)面的法向與墻體呈45°夾角，所以不會(huì)發(fā)生如斷裂點(diǎn)6那樣管端對(duì)墻體形成正向沖擊，而是呈一定夾角。綜上所述，假想斷裂點(diǎn)9發(fā)生斷裂對(duì)墻體的甩擊破壞效應(yīng)可以被斷裂點(diǎn)6發(fā)生斷裂的情況包絡(luò)。

撞擊區(qū)域管道變形及管道對(duì)混凝土侵徹情況如圖25所示。管道在與混凝土墻體撞擊時(shí)可能會(huì)發(fā)生再次斷裂，管道碎片也會(huì)對(duì)墻體發(fā)生侵徹現(xiàn)象，侵徹深度和范圍較小。最大的混凝土塑性變形或發(fā)生碎裂區(qū)域（寬、高、深）約1.20 m×2.60 m×0.48 m，等效塑性應(yīng)變分布如圖26所示。圖27為管道甩擊墻體過(guò)程中，墻體受到的沖擊載荷時(shí)程，最大載荷為2.57×107N。

圖23 不同時(shí)刻管道的變形及對(duì)混凝土的侵切情況

圖24　管端的速度時(shí)程

圖25 管道對(duì)混凝土墻體的侵切局部圖

圖26 混凝土的塑性應(yīng)變

圖27 管道對(duì)墻體的沖擊載荷時(shí)程

3.5 分析結(jié)論

通過(guò)對(duì)主蒸汽管道甩擊效應(yīng)動(dòng)態(tài)模擬分析，可以得出：在取消防甩擊件的情況下，主蒸汽管道斷裂后的甩擊效應(yīng)對(duì)電氣廠房外墻最嚴(yán)重破壞為形成一個(gè)寬、高、深約為1.51 m× 3.35 m×0.63 m，發(fā)生在斷裂點(diǎn)6，而電氣廠房外墻的厚度為1.5 m。由于主蒸汽管道的斷裂甩擊效應(yīng)可以包絡(luò)主給水管道的效應(yīng)，無(wú)需對(duì)主給水管道甩擊效應(yīng)進(jìn)行分析。綜上所述，在取消防甩擊件的情況下，主蒸汽及主給水管道斷裂甩擊效應(yīng)不會(huì)對(duì)電氣廠房外墻產(chǎn)生貫穿性破壞，是可以接受的。

4 噴射效應(yīng)研究

4.1 研究方法

管道斷后，噴射出的流體呈一定規(guī)則的形狀（詳見(jiàn)4.2節(jié)描述），可以根據(jù)距斷裂點(diǎn)的距離劃分為幾個(gè)壓力不同的區(qū)域。采用對(duì)比分析法研究噴射效應(yīng)對(duì)電氣廠房外墻的影響，將噴射載荷與管道甩擊載荷對(duì)比，評(píng)價(jià)噴射效應(yīng)的影響。

4.2 噴射壓力分析

本課題采用ANSI58.2附錄C提供的方法進(jìn)行噴射壓力分析。管道斷裂（包括雙端斷裂及徑向斷裂）后，如果沒(méi)有受到限制，噴射外形類似于一個(gè)圓錐體；如果雙端分離受到限制，噴射外形則類似碟片狀，兩種噴射流形狀如圖28所示。根據(jù)壓力不同，可以近似分為四個(gè)區(qū)域，其中，中間部分為噴射核心區(qū)，其截面為等腰三角形；核心區(qū)外圍三個(gè)區(qū)域隨著與斷裂點(diǎn)距離的增加，分別為區(qū)域1、2、3，它們的截面為等腰梯形，截面的外形示意圖如圖29所示。根據(jù)熱工水力計(jì)算，主蒸汽及主給水管道各噴射區(qū)域的直徑（或?qū)挾龋㈤L(zhǎng)度及壓力如表4所示。

圖28 噴射流形狀

圖29 噴射影響區(qū)域截面圖

表4 噴射壓力及影響范圍

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，可以得出噴射核心區(qū)壓力最高，外圍三個(gè)區(qū)域隨著與斷裂點(diǎn)距離的增加，壓力逐漸下降。

4.3 噴射效應(yīng)分析

根據(jù)表5，最大的噴射壓力位于核心區(qū)，主給水管道為7.11 MPa，主蒸汽管道為7.0 MPa。為了評(píng)價(jià)噴射效應(yīng)對(duì)電氣廠房外墻的影響，進(jìn)行極端假設(shè)，即假設(shè)管道斷裂后斷裂口垂直于墻體，并與墻體接觸。也就是，若為主給水管道斷裂，墻體受到噴射壓力為7.11 MPa，噴射直徑為0.556 m的圓（面積為0.243 m2），噴射力為1.73 MN，取動(dòng)載荷系數(shù)為2[2]，等效靜態(tài)噴射載荷為3.46 MN；若為主蒸汽管道斷裂，墻體受到噴射壓力為7.0 MPa，噴射直徑為0.898 m的圓（面積為0.633 m2），噴射力為4.43 MN，取動(dòng)載荷系數(shù)為2[2]，等效靜態(tài)噴射載荷為8.86 MN。綜上所示，主蒸汽及主給水管道對(duì)電氣廠房外墻極限噴射載荷如表5所示。

表5 主蒸汽及主給水管道極限噴射載荷

根據(jù)3.4節(jié)的分析，對(duì)主蒸汽管道甩擊載荷、侵切尺寸等數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，可以得出各斷裂點(diǎn)對(duì)應(yīng)的極限甩擊載荷，如表6所示?？梢缘贸鰯嗔腰c(diǎn)6發(fā)生甩擊時(shí)，沖擊載荷及壓力均為最大，載荷為43.8 MN，壓力為8.66 MPa。

表6 主蒸汽甩擊極限載荷

綜上所述，主給水及主蒸汽管道的噴射壓力及噴射載荷均小于主蒸汽管道斷裂點(diǎn)6甩擊引起的載荷。

4.4 分析結(jié)論

通過(guò)對(duì)噴射載荷與甩擊載荷的對(duì)比分析，可以得出，在取消防甩擊件的情況下，主蒸汽及主給水管道噴射效應(yīng)不會(huì)對(duì)電氣廠房外墻產(chǎn)生貫穿性破壞，是可以接受的。

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)法規(guī)標(biāo)準(zhǔn)研究，確定了電氣廠房外側(cè)至常規(guī)島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護(hù)目標(biāo)為電氣廠房外墻。采用大型商用非線性動(dòng)態(tài)分析有限元程序?qū)艿浪粜?yīng)進(jìn)行了動(dòng)態(tài)模擬分析，并對(duì)噴射載荷與甩擊載荷進(jìn)行了對(duì)比分析，得出在取消相應(yīng)防甩擊件的前提下，主蒸汽及主給水管道甩擊及流體噴射效應(yīng)均不會(huì)對(duì)電氣廠房外墻產(chǎn)生貫穿性破壞，對(duì)安全無(wú)影響，取消防甩擊件是可行的。通過(guò)本文研究，每臺(tái)機(jī)組可節(jié)約上千萬(wàn)元，具有較高的經(jīng)濟(jì)性和社會(huì)效益。

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Maim Steam and Main Feed Water Piping Between Electric Building Outside and CI Break Protection Design Study in some Advanced Nuclear Power Plant

ZHAO Zhenhui，XU Guofei，SHENG Feng

（China Nuclear Power Engineering Co.，LTD，Beijing，100840，China）

In order to improve the economy of advanced nuclear power plant and cancel the pipe whip restraint between electric building outside and CI first bay，carry out this subject study.Firstly study and confirm the projection target.Secondly，the LS-DYNA dynamic simulation method is used to study the whip effect. Finally，the comparative analysis method is used to study the jet impingement effect.According to the results of the study，the impact of the pipe whip effect and the jet impingement effect on the protection target will not affect the nuclear safety.The research results have been applied to practical engineering and have good economic and social benefits.

Maim steam and maim feed water piping；Break；Whip；Jet；Protection

TL48

A

0258-0918（2021）03-0500-15

2021-03-11

趙振暉（1970—），女，北京人，高級(jí)工程師，學(xué)士，現(xiàn)主要從事反應(yīng)堆工程設(shè)計(jì)方面研究