單層和雙層安全殼核島廠房飛機撞擊的振動對比分析

薛　衛，王俊峰，楊燕紅，吳　昊

單層和雙層安全殼核島廠房飛機撞擊的振動對比分析

薛衛1，王俊峰1，楊燕紅2，吳昊2

（1.華龍國際核電技術有限公司，北京 100036；2.同濟大學，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置方式，其中外殼可用來抵抗大型商用飛機的惡意撞擊，內殼可起到防止核輻射泄漏的作用。為提升經濟性，可將雙層殼優化為單層殼，使其既能抵抗飛機撞擊又能作為輻射屏障，但其可行性需要進行研究。本文建立了精細化的單層殼和雙層殼反應堆廠房有限元模型，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、內部結構樓層及設備支撐點處的加速度時程和反應譜進行了對比分析。基于對比結果，從振動響應方面，對商用飛機撞擊作用下雙層殼優化為單層殼的可行性進行了評估。

大型商用飛機；安全殼；撞擊；振動

“9·11”事件后，各國核電監管機構、核電廠設計運營單位均開始考慮核電站抵御商用飛機撞擊的能力。美國聯邦法規10CFR50.150[1]要求新建核動力反應堆在設計階段應評估大型商用飛機撞擊對核島設施的影響。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撞擊核電廠效應的方法，并提供了安全殼和乏燃料池的混凝土結構局部破壞和整體破壞的評估方法。此外，該文件指出飛機撞擊引起的振動可能會導致影響燃料冷卻的相關系統及支撐損壞，并通過定義設備沖擊破壞分級，對不同的設備給出了相應的加速度易損限值中值。我國的《核動力廠設計安全規定》（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的惡意撞擊，則設計上應考慮這種撞擊的影響。核安全局推薦可參考NEI07-13[2]開展相關的評價工作。

目前對飛機撞擊力，飛機機身撞擊下安全殼的整體效應和飛機引擎撞擊下的局部效應已開展了大量研究[4-9]，但對振動響應的研究開展較少。Petrangeli[10]建立了二維簡化的核電站結構，采用撞擊力-位移時程法分析了飛機撞擊荷載作用下結構的振動問題。Thai等[11]采用飛射物-靶體相互作用法（耦合方法）對飛機撞擊下韓國KSNP核電站附屬廠房進行了振動響應分析，結果表明此廠房的振動加速度值過大無法保證內部設備安全，達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飛機的撞擊荷載直接加載于安全殼結構，并考慮了廠房基礎和土體的相互作用，分析了安全殼筒體撞擊位置高度對結構振動響應的影響，結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置方式，其中內殼為帶鋼襯里的預應力鋼筋混凝土結構，用于阻止放射性物質向環境釋放，外殼為普通鋼筋混凝土結構，用于抵抗大型商用飛機惡意撞擊。為提升經濟性并簡化建造施工，可將雙層殼優化為單層殼，但優化后殼體抵抗大型商用飛機撞擊的性能需要進行評估。

本文建立了布置單層殼和雙層殼的反應堆廠房精細化有限元模型，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譜峰值進行了對比分析。基于對比結果，從振動響應方面，對雙層殼優化為單層殼的可行性進行了評估。

1　有限元模型

1.1　安全殼模型

單殼反應堆廠房模型由單層安全殼和內部結構組成，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布置外掛水箱，內側布置環吊牛腿。內部結構底部標高同安全殼筒身底標高，總高約40 m，內部結構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、基礎和內部結構混凝土均采用SOILD實體單元。考慮到模型較大，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應力鋼束采用TRUSS桿單元，單殼和雙殼模型采用的桿單元均為9.3萬。

考慮到安全殼內部設備質量較大，其對飛機撞擊下結構振動響應的影響不可忽略，本文將設備質量作為附加質量施加于內部結構上，各質量點通過關鍵字*ELEMENT MASS實現。

圖2　單殼模型

圖3　雙殼模型

安全殼筒身、穹頂、外掛水箱、內部結構及基礎混凝土均采用CSCM模型[13]，CSCM模型是美國聯邦公路局針對汽車碰撞作用下高架橋墩防護研究開發的，其實現了硬化壓實面（帽蓋）和剪切破壞面的連續。屈服函數形式為：

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：

預應力鋼束、普通鋼筋、鋼襯里均采用Plastic-Kinematic模型[14]，各模型主要材料參數如表1所示。

基于通用有限元軟件LS-DYNA[15]，采用上述本構模型及材料參數對文獻［16］中試驗進行了模擬。試驗靶板厚度為60 mm，混凝土強度為37.7 MPa，鋼襯厚度為0.8 mm，據此建立的靶板模型如圖4所示。

圖4　靶板模型

試驗飛機和有限元飛機模型如圖5所示。

圖5　飛機模型

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

圖6　損傷破壞

圖7　飛機模型殘余速度

1.2　飛機模型

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

圖8　飛機模型

1.3　接觸及邊界

采用自動面面接觸CONTACT_AUT OMATIC_SURFACE_TO_SURFACE命令模擬了飛機與安全殼之間以及內部結構-2.6 m標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應力鋼束嵌入到混凝土模型中。此外，對基礎模型底面設置了，，三個方向的平動和轉動約束。

1.4　撞擊工況

考慮了3種飛機撞擊工況下單殼和雙殼筒身及內部結構的振動響應，如圖9和圖10所示。其中工況1為飛機垂直撞擊筒身中部32.7 m標高處，撞擊點以下位置被周邊建筑物遮擋；工況2為飛機垂直撞擊40.2 m標高水箱及環吊牛腿處；工況3為飛機與水平方向成10°夾角斜向撞擊穹頂60.67 m標高處。

圖9　單殼撞擊工況

圖10　雙殼撞擊工況

2　振動響應分析

通過對比分析三種撞擊工況下，單雙殼牛腿處、內部結構一般樓層及設備支撐位置的加速度時程中值、加速度反應譜和加速度反應譜峰值，考察了飛機撞擊引起的單殼和雙殼振動響應的差異。其中加速度反應譜由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，并將所引起的各體系最大的加速度反應與相應的自振頻率繪制成一條曲線，即為加速度反應譜，本文中阻尼比設定為0.05。

2.1　牛腿處振動響應

環吊牛腿標高處取了四個采樣點，分別為與撞擊中心投影點成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高處撞擊中心投影點的加速度時程和加速度反應譜，分別如圖11和圖12所示。由圖中可以看出，飛機撞擊下，單殼牛腿處的振動響應遠大于雙殼牛腿處的振動響應。

圖11　工況1單雙殼牛腿處撞擊中心投影點加速度時程

圖12　工況1單雙殼牛腿處撞擊中心投影點加速度反應譜

各工況單、雙殼牛腿標高處加速度時程中值和加速度反應譜峰值對比結果如表2、表3所示。可以看出單殼牛腿標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到了16.12。牛腿標高處加速度反應譜峰值則在工況1和工況3中呈現單殼低于雙殼的規律，但在工況2中，單殼牛腿標高處加速度反應譜峰值大于雙殼，向單殼/雙殼加速度反應譜峰值達到了2.62。總體來說，單雙殼牛腿標高處加速度時程中值和加速度反應譜峰值相差較大，需要特別關注飛機撞擊作用下單殼牛腿標高處的振動響應，必要時采取一定的減振措施。

表2　單雙殼牛腿標高處加速度時程中值

表3　單雙殼牛腿標高處加速度反應譜峰值

2.2　內部結構樓層振動響應

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

圖13　工況1單雙殼內部結構1.2 m標高處撞擊中心投影點加速度時程

圖14　工況1單殼內部結構1.2 m標高處撞擊中心投影點加速度反應譜

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標高處單雙殼內部樓板加速度時程中值和加速度反應譜峰值。可以看出，單雙殼內部結構各層參考點在不同工況下的加速度時程中值對比和加速度反應譜峰值對比無統一規律，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。總體來說，單雙殼內部結構加速度時程中值和加速度反應譜峰值相差不大，可以認為單殼和雙殼在飛機撞擊作用下內部結構的振動響應基本相當。

表4　單雙殼內部結構加速度時程中值

表5　單雙殼內部結構加速度反應譜峰值

2.3　設備支撐點振動響應

對各工況單殼和雙殼壓力容器RPV、穩壓器PRZ、蒸汽發生器SG以及主泵支撐點的振動響應進行了分析，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譜，分別如圖15和圖16所示。由圖可以看出，單雙殼設備支撐點的振動響應相差不大。

圖15　工況1單雙殼PRZ支撐點在6.5 m標高加速度時程

圖16　工況1單雙殼PRZ支撐點在6.5 m標高加速度反應譜

對各工況單雙殼設備支撐點的加速度時程中值和加速度反應譜峰值也進行了對比分析，如表6和表7所示。可以看出，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，單雙殼設備支撐點處的加速度時程中值比值和加速度反應譜峰值比值相差不大，可以認為單雙殼在飛機撞擊作用下設備支撐點處的振動響應基本相當。

表6　單雙殼設備支撐點加速度時程中值

表7　單雙殼設備支撐點加速度反應譜峰值

由表3、表5和表7可知，三種工況下單雙殼牛腿處、內部結構一般樓層及設備支撐點處的加速度反應譜峰值介于3.8～107.5。在Thai等[11]的研究中，飛機撞擊下輔助廠房的加速度反應譜峰值介于42.25～86.69，即本文分析得到的反應譜峰值與Thai等[11]的研究結果屬于同一量級，表明本文的振動分析結果是可靠的。

3　結論

通過對比分析單殼和雙殼牛腿標高處、內部結構各樓層參考點及設備支撐點的加速度時程中值和加速度反應譜，可以得到以下結論：

（1）單雙殼內部結構和設備的加速度時程中值比值和加速度反應譜峰值比值相差不大，可以認為單雙殼在飛機撞擊作用下內部結構和設備的振動響應基本相當。

（2）布置單殼時，飛機可直接撞擊牛腿位置，導致單雙殼牛腿處加速度時程中值和加速度反應譜峰值相差較大，工程設計中需要特別關注飛機撞擊作用下單殼牛腿處的振動響應，可考慮采取減振或對吊車進行加固等措施。

（3）飛機撞擊外殼工況下引起的內殼振動響應與振動傳播距離的遠近關系不大。

［1］ Aircraft impact assessment：10CFR50.150［S］．Washington，D.C.：US Nuclear Regulatory Commission，2009.

［2］ Methodology for performing aircraft impact assessments for new plant designs：NEI 07-13 Rev.8 P［S］．2011.

［3］ 核動力廠設計安全規定：HAF102-2016［Z］．北京：國家核安全局，2016.

［4］ Riera J D.On the stress analysis of structures subjected to aircraft impact forces［J］．Nuclear Engineering and Design，1968，8（4）：415-426.

［5］ Horuyik K.Analytic modeling of the impact of soft missiles on protective walls［C］//Transaction of the 4th InternationalConference on Structural Mechanics in Reactor Technology，1977，Vol.J7/3.

［6］ Sugano T，Tsubota H，Kasai Y，et al. Full-scale aircraft impact test for evaluation of impact force［J］．Nuclear Engineering and Design，1993，140（3）：373-385.

［7］ Itoh M，Katayama M，Rainsberger R.Computer simulation of a Boeing 747 passenger jet crashing into a reinforced concrete wall［J］．Materials Science Forum，2004，465-466：73-78.

［8］ Sugano T，Tsubota H，Kasai Y，et al. Local damage to reinforced concrete structures caused by impact of aircraft engine missiles Part 1.Test program，method and results［J］．Nuclear Engineering and Design，1993，140（3）：387-405.

［9］ Thai D K，Kim S E.Prediction of UHPFRC panels thickness subjected to aircraft engine impact［J］．Case Studies in Structural Engineering，2016，5（C）：38-53.

［10］ Thai D K，Kim S E.Safety assessment of a nuclear power plant building subjected to an aircraft crash［J］．Nuclear Engineering and Design，2015，293：38-52.

［11］ Petrangeli G.Large airplane crash on a nuclear plant：Design study against excessive shaking of components［J］．Nuclear Engineering and Design，2010，240（12）：4037-4042.

［12］Lin F，Tang H.Nuclear containment structure subjected to commercial aircraft crash and subsequent vibrations and fire［J］．Nuclear Engineering and Design，2017，322：68-80.

［13］ Schwer L E，Murray Y D.A three invariant smooth cap model with mixed hardening［J］．International Journal for Numerical & Analytical Methods in Geomechanics，2010，18（10）：657-688.

［14］ Krieg R D，Key S W，Implementation of a time dependent plasticity theory into structural computer programs，in：American Society of Mechanical Engineers［J］．Applied Mechanics Division，1976，20：125-137.

［15］ Livermore software technology corporation，LS-DYNA Keyword user’s manual version R11［R］．2018.

［16］ J Mizuno，N Koshika，Y Sawamoto，et al. Investigation on impact resistance of steel plate reinforced concrete barriers against aircraft impact Part 1：test program and results［C］// Transactions of the 18th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology，2005：2566-2579.

［17］T Zhang，H Wu，Q Fang，et al. Numerical simulations of nuclear power plant containment subjected to aircraft impact Nuclear Engineering and Design［J］．2017，320：207-22.

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（1971—），河南滑縣人，高級工程師，學士，從事核島結構設計工作