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        飛機(jī)撞擊下高溫氣冷堆乏燃料廠房損傷研究

        2020-05-07 05:52:48王洪濤王曉欣王海濤
        原子能科學(xué)技術(shù) 2020年3期
        關(guān)鍵詞:安全殼廠房塑性

        馮 堯,王洪濤,王曉欣,王海濤

        (清華大學(xué) 核能與新能源技術(shù)研究院,先進(jìn)核能技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心,先進(jìn)反應(yīng)堆工程與安全教育部重點實驗室,北京 100084)

        “9·11”事件后,大型商用飛機(jī)對核電廠的惡意撞擊已成為現(xiàn)實風(fēng)險。美國核管會(NRC)[1]與國際原子能機(jī)構(gòu)(IAEA)[2]先后確定了核電廠抗大型商用飛機(jī)撞擊的要求。2016年,國家核安全局發(fā)布新版《核動力廠設(shè)計安全規(guī)定》[3],增加考慮“商用飛機(jī)惡意撞擊”的影響。

        針對核電廠抗飛機(jī)撞擊能力評估,國內(nèi)外開展了大量數(shù)值模擬分析[4-6],主要包括載荷時程法(解耦方法)和直接耦合方法。其中載荷時程法是將飛機(jī)的撞擊力載荷時程曲線施加到廠房,計算結(jié)構(gòu)動力響應(yīng);直接耦合方法同時對飛機(jī)和廠房建模,模擬其撞擊過程。直接耦合方法充分考慮了飛機(jī)與廠房的相互作用及飛機(jī)形狀的影響,對飛機(jī)撞擊廠房復(fù)雜過程的模擬更為準(zhǔn)確,有利于真實反映局部損傷狀況,因此近年來得到廣泛應(yīng)用。

        高溫氣冷堆(HTGR)作為“十三五”國家科技重大專項的一部分[7],其在商用飛機(jī)撞擊載荷下的結(jié)構(gòu)完整性受到廣泛關(guān)注。高溫氣冷堆的乏燃料采用干式貯存方式,乏燃料廠房為方形結(jié)構(gòu),內(nèi)部包含大量乏燃料貯存井。目前,國內(nèi)外的飛機(jī)撞擊分析對象主要集中在圓殼形的反應(yīng)堆安全殼,對乏燃料廠房這樣復(fù)雜結(jié)構(gòu)方形廠房的相關(guān)分析相對較少。本文使用ABAQUS/Explicit對典型模塊式高溫氣冷堆干式貯存乏燃料廠房在飛機(jī)撞擊下的響應(yīng)開展耦合數(shù)值模擬,評估廠房的損傷情況,并分析廠房外形及內(nèi)部結(jié)構(gòu)對抗飛機(jī)撞擊能力的影響。

        1 計算模型與方法

        1.1 乏燃料廠房模型

        模塊式高溫氣冷堆乏燃料廠房通常采用干式貯存系統(tǒng),該系統(tǒng)在自然通風(fēng)條件下也能保證燃料與結(jié)構(gòu)溫度低于限值[8]。典型的干式貯存乏燃料廠房結(jié)構(gòu)如圖1所示。廠房下層是存放乏燃料的貯存區(qū),上層為擺放設(shè)備用的乏燃料操作間。貯存區(qū)域內(nèi)設(shè)有柵格狀的乏燃料貯存井,乏燃料罐堆疊于貯存井中,存放范圍參考圖1的線框所示,線框外圍區(qū)域空置。

        圖1 乏燃料廠房的外觀及豎直方向剖視圖Fig.1 Exterior and vertical sectional view of spent fuel storage building

        本文參考典型模塊式高溫氣冷堆干式貯存乏燃料廠房建立如圖1所示的有限元模型。廠房長35 m、寬25 m、高52 m,其中地下埋深18 m。標(biāo)高+14 m以下為乏燃料貯存區(qū),外墻厚1.6 m,貯存井厚0.3 m。廠房為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),混凝土牌號為C35。混凝土內(nèi)外表層設(shè)置直徑40 mm、間距200 mm的鋼筋網(wǎng),鋼筋網(wǎng)之間設(shè)置直徑20 mm、間距400 mm的拉筋。

        廠房混凝土結(jié)構(gòu)使用六面體單元模擬,鋼筋網(wǎng)使用殼單元模擬,拉筋使用梁單元模擬。通過嵌入式約束在混凝土與鋼筋、拉筋之間建立連接,如圖2所示。

        為提高撞擊部位損傷計算的準(zhǔn)確性,對飛機(jī)撞擊局部的網(wǎng)格進(jìn)行加密,混凝土單元沿壁厚方向的尺寸為200 mm(厚度方向共計8個單元),其他方向尺寸不超過300 mm。在遠(yuǎn)離撞擊點的區(qū)域,混凝土網(wǎng)格尺寸逐漸由300 mm增加至600 mm。鋼筋網(wǎng)單元、拉筋單元尺寸與混凝土單元保持一致。

        使用混凝土損傷塑性模型模擬混凝土的非線性行為及在動力載荷下的損傷[9]。當(dāng)混凝土進(jìn)入應(yīng)力應(yīng)變曲線的強(qiáng)度軟化段后,彈性模量出現(xiàn)退化效應(yīng)。等效彈性模量E與初始彈性模量E0之間存在以下關(guān)系:

        E=E0(1-d)

        其中,d為剛度折減系數(shù),由材料的抗拉損傷系數(shù)dt、抗壓損傷系數(shù)dc通過以下關(guān)系綜合獲得:

        1-d=(1-stdc)(1-scdt)

        其中,sc和st為應(yīng)力狀態(tài)的函數(shù),用來模擬應(yīng)力往復(fù)時剛度恢復(fù)的影響。抗壓、抗拉損傷系數(shù)dc、dt在0~1之間取值,取0時沒有破壞,取1時完全破壞。

        圖2 混凝土與鋼筋、拉筋之間的嵌入式約束Fig.2 Embedded region constraint between concrete and reinforcement

        混凝土的單軸應(yīng)力應(yīng)變曲線與損傷系數(shù)間的關(guān)系可表示為:

        單軸拉、壓載荷下的應(yīng)力應(yīng)變曲線根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[10]確定,損傷規(guī)律選取Hao等[11]提供的數(shù)據(jù)?;炷翐p傷塑性模型的材料參數(shù)列于表1。

        表1 混凝土損傷塑性模型的材料參數(shù)Table 1 Material parameter of damaged plasticity model for concrete

        通過動力增長因子(DIF)模擬混凝土在飛機(jī)撞擊載荷引起的高應(yīng)變率下的強(qiáng)化效應(yīng)。根據(jù)歐洲混凝土規(guī)范FIP Model code 2010[12],對應(yīng)飛機(jī)撞擊事故中的應(yīng)變速率范圍,DIF的值在拉、壓時分別取1.1和1.2。

        鋼筋網(wǎng)及拉筋使用Johnson Cook塑性模型[13]進(jìn)行模擬,以充分考慮應(yīng)變與應(yīng)變速率對屈服應(yīng)力的影響。Johnson Cook塑性模型的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系式為:

        表2 鋼筋的材料常量Table 2 Material parameter of steel reinforcement

        1.2 飛機(jī)模型

        本文的飛機(jī)模型參考林麗等[14]建立的典型雙發(fā)商用飛機(jī)有限元模型,假定飛機(jī)總重150 t。使用殼單元及梁單元模擬飛機(jī)的結(jié)構(gòu)部件,燃油、設(shè)備及乘客的載荷以分布質(zhì)量的形式附加至飛機(jī)結(jié)構(gòu)上。

        為考慮材料在碰撞情況下的應(yīng)變及應(yīng)變率硬化效應(yīng),飛機(jī)材料使用Johnson Cook塑性模型[13]。

        使用Johnson Cook動態(tài)失效模型模擬飛機(jī)材料的破壞和失效,定義損傷因子ω為:

        其中:Δε為等效塑性應(yīng)變的增量;εf為失效應(yīng)變。當(dāng)損傷因子ω大于1時發(fā)生失效。失效應(yīng)變εf由下式給出:

        εf=(D1-D2exp(D3σ*))·

        其中:σ*為平均正應(yīng)力與von Mises等效應(yīng)力之比;D1、D2、D3、D4和D5為材料常量。一旦滿足失效準(zhǔn)則,在后續(xù)計算中應(yīng)力偏量設(shè)為0,且材料只能承受壓應(yīng)力。飛機(jī)的Johnson Cook塑性模型材料參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[9]取值。

        圖3示出利用以上有限元模型計算飛機(jī)撞擊無限大剛性墻的撞擊力時程及沖量時程曲線。有限元計算結(jié)果與利用Riera方法[15]計算的理論曲線基本吻合,驗證了飛機(jī)模型的合理性。

        圖3 撞擊力時程(a)及沖量時程(b)與Riera理論時程的對比Fig.3 Comparison of force-time history (a) and impulse-time history (b) and Riera method result

        1.3 飛機(jī)的構(gòu)筑物耦合碰撞分析

        利用上述廠房與飛機(jī)的有限元模型,使用ABAQUS/Explicit通過直接耦合法求解飛機(jī)撞擊廠房的過程。模型中不考慮周圍土壤對埋置部分的支撐作用,保守地在廠房模型底部(-18 m標(biāo)高)固支。考慮飛機(jī)直接撞擊乏燃料貯存區(qū)的情況,撞擊點位于貯存區(qū)地上部分圖1所示的x方向墻面中心(+7 m標(biāo)高)。

        通過ABAQUS中的接觸定義,模擬飛機(jī)與廠房之間的撞擊作用。參照國際上對于飛機(jī)撞擊速度的選取范圍,將飛機(jī)初速度取為150 m/s[16]。耦合分析的時間步設(shè)為3×10-7~5×10-7s,分析表明進(jìn)一步縮小時間步不會對計算結(jié)果帶來影響。

        為全面研究廠房外形特點及內(nèi)部結(jié)構(gòu)在飛機(jī)撞擊中的影響,本文除撞擊乏燃料廠房的算例外,還構(gòu)造了無貯存井方形廠房(簡稱無井廠房)與圓柱形安全殼模型,對比其在相同撞擊載荷下的損傷。各算例的具體情況列于表3。安全殼模型圓柱形殼體內(nèi)徑50 m、總高度78.5 m,壁厚及配筋情況均與乏燃料廠房模型一致。撞擊位置依據(jù)文獻(xiàn)分析結(jié)果,取在最危險的中間高度。

        表3 飛機(jī)撞擊工況Table 3 Scenario of aircraft impact

        2 飛機(jī)-構(gòu)筑物相互作用分析結(jié)果

        2.1 乏燃料廠房的損傷分析

        飛機(jī)撞擊乏燃料廠房的過程如圖4所示。為研究乏燃料廠房的損傷發(fā)展情況,圖5示出工況1時乏燃料廠房剛度折減系數(shù)d在撞擊過程中的變化。由圖5可見,在0.11 s之前只在機(jī)身及發(fā)動機(jī)接觸的廠房正面引起一定的局部損傷。機(jī)翼及發(fā)動機(jī)開始撞擊后,損傷顯著擴(kuò)大。0.19 s能明顯觀察到從撞擊部位開始向遠(yuǎn)處延伸的拉伸裂紋,這是由于撞擊作用在廠房上產(chǎn)生彎曲載荷,引起廠房外表面產(chǎn)生很大拉應(yīng)力。隨撞擊面積增加,裂紋進(jìn)一步向遠(yuǎn)處擴(kuò)展,乏燃料貯存區(qū)上層的乏燃料操作間也出現(xiàn)一定損傷。另外廠房底部也因飛機(jī)撞擊產(chǎn)生的彎曲載荷而出現(xiàn)裂紋。從0.27 s開始,機(jī)翼末端開始撞擊廠房側(cè)面。在0.30 s時,廠房側(cè)面已有一定損傷,但由于機(jī)翼彎折后的撞擊速度較小,廠房側(cè)面的損傷有限。在0.27 s機(jī)翼撞擊廠房正面的過程結(jié)束后,部分區(qū)域的剛度出現(xiàn)恢復(fù)現(xiàn)象(即d減小)。這是因為隨彎曲載荷的消失,混凝土承受的拉應(yīng)力消失或變?yōu)閴簯?yīng)力,使得拉伸裂紋閉合。雖然這一區(qū)域的混凝土不能再承受拉力,但仍具有抗壓能力。

        圖4 飛機(jī)撞擊乏燃料廠房的過程Fig.4 Process of aircraft impact on spent fuel storage building

        圖5 工況1各時間步乏燃料廠房的剛度折減系數(shù)Fig.5 Stiffness degradation coefficient of spent fuel storage building at each step for scenario 1

        圖6示出廠房損傷最為嚴(yán)重的0.23 s時刻廠房外墻及乏燃料貯存井墻體的壓縮損傷系數(shù)dc。在外墻外表面,dc接近于1,但內(nèi)表面很小。貯存井墻體延伸段與外墻連接處局部的壓縮損傷較嚴(yán)重。由于直接承受壓縮載荷,墻體沿著45°方向發(fā)生壓縮破壞,壓縮裂紋延伸至貯存井墻體。經(jīng)過貯存井墻體后,損傷程度明顯減小,因此燃料貯存區(qū)的損傷并不嚴(yán)重。正是由于貯存井墻體延伸段承受了很大的壓縮載荷,限制了外墻在撞擊中的變形,大幅降低了外墻的損傷程度。

        圖6 0.23 s時刻外墻及貯存井墻體的壓縮損傷系數(shù)Fig.6 Compressive damage coefficient in external wall and wall of storage silo at 0.23 s

        2.2 乏燃料廠房結(jié)構(gòu)完整性評價

        IAEA將超設(shè)計基準(zhǔn)事故分為有限損壞(DEE1)與嚴(yán)重?fù)p壞(DEE2)兩個級別[17]。對于DEE1,反應(yīng)堆應(yīng)保證安全停堆、余熱載出、包容與限制3個基本安全功能,局部非彈性變形和結(jié)構(gòu)的整體破壞可被接受。采用IAEA針對DEE1提出的結(jié)構(gòu)失效準(zhǔn)則評價乏燃料廠房損傷程度,混凝土的壓縮應(yīng)變小于0.005,鋼筋的拉應(yīng)變小于0.05。對于混凝土的拉伸損傷并未作出限制,只要混凝土的拉力被傳遞到鋼筋,且鋼筋的應(yīng)變未超過極限,拉伸破壞就可被接受。另外根據(jù)NRC的要求[1],混凝土的剪應(yīng)變應(yīng)小于0.005。

        考慮到廠房最大程度的破壞出現(xiàn)在0.23 s左右(圖5),因此對該時刻混凝土的壓縮應(yīng)變、等效塑性應(yīng)變和鋼筋的拉伸應(yīng)變進(jìn)行分析與評價。圖7示出廠房與飛機(jī)接觸一側(cè)墻體正面與最大損傷處橫剖面的混凝土壓縮應(yīng)變,高亮部分超過限值0.005。正面破壞嚴(yán)重的區(qū)域為機(jī)身、發(fā)動機(jī)直接撞擊局部,以及正面與側(cè)面連接處的墻角。墻體背面除了在與貯存井連接處存在小的局部應(yīng)力集中現(xiàn)象外,總體區(qū)域的壓縮應(yīng)變小于限值,壓縮損傷控制在許用范圍內(nèi)。

        圖8示出廠房撞擊正面的混凝土等效塑性應(yīng)變,并給出a、b兩個位置的剖視,圖8中高亮部分超過限值0.005。與壓縮損傷情形類似,機(jī)身與飛機(jī)兩個發(fā)動機(jī)撞擊處損傷最顯著,機(jī)身處應(yīng)變超過限值的混凝土厚度為0.6 m,發(fā)動機(jī)處約為0.7 m。廠房背面塑性應(yīng)變?nèi)啃∮谙拗?,結(jié)構(gòu)保持完好。

        圖7 0.23 s時刻乏燃料廠房混凝土的壓縮應(yīng)變Fig.7 Compressive strain in concrete of spent fuel storage building at 0.23 s

        圖8 0.23 s時刻乏燃料廠房混凝土的等效塑性應(yīng)變Fig.8 Equivalent plastic strain in concrete of spent fuel storage building at 0.23 s

        為對拉伸破壞進(jìn)行評估,需校核鋼筋的拉伸應(yīng)變,如圖9所示,廠房左右墻角處的外側(cè)鋼筋因應(yīng)力集中而在局部超出限值,其余位置鋼筋的拉伸應(yīng)變遠(yuǎn)小于限值,結(jié)構(gòu)的拉伸破壞可接受。

        廠房在受到飛機(jī)撞擊后,廠房外墻在撞擊區(qū)域出現(xiàn)局部失效,包括前表面的壓毀和后表面的局部碎甲,在混凝土表面出現(xiàn)拉伸裂紋。但廠房外墻未出現(xiàn)貫穿,未發(fā)生坍塌與傾覆,整體結(jié)構(gòu)的完整性得到保證。乏燃料貯存井墻體未出現(xiàn)明顯損傷,保證了對乏燃料的有效包容和保護(hù)功能,滿足DEE1的許用準(zhǔn)則[17]。

        圖9 0.23 s時刻乏燃料廠房鋼筋的拉伸應(yīng)變Fig.9 Tensile strain in reinforcement of spent fuel storage building at 0.23 s

        3 廠房結(jié)構(gòu)對抗飛機(jī)撞擊性能的影響

        3.1 內(nèi)部結(jié)構(gòu)的影響

        乏燃料貯存井對廠房外墻具有支撐作用,為進(jìn)一步評估其作用,圖10、11示出無井廠房的損傷結(jié)果。撞擊局部出現(xiàn)了嚴(yán)重的損傷,等效塑性應(yīng)變云圖(圖11)顯示,撞擊高度的外墻混凝土已全部失效。除此之外,上層乏燃料操作間及廠房底部均出現(xiàn)大面積的拉伸裂紋。撞擊點處的最大位移達(dá)到0.82 m。與含井廠房的計算結(jié)果(圖6)相比,損傷程度出現(xiàn)顯著變化,表明貯存井墻體及其延伸段對外墻的有效支撐作用。

        圖10 0.23 s時刻無井廠房的剛度折減系數(shù)Fig.10 Stiffness degradation coefficient of no-silo spent fuel storage building at 0.23 s

        對于此類建筑結(jié)構(gòu),內(nèi)部墻體樓板等結(jié)構(gòu)可在飛機(jī)撞擊中承受很大的壓縮載荷,對外墻起到重要的支撐作用,避免外墻在撞擊中產(chǎn)生大損傷與大變形。在核電廠構(gòu)筑物的設(shè)計中,適當(dāng)增加內(nèi)部支撐結(jié)構(gòu)可明顯提高結(jié)構(gòu)的抗飛機(jī)撞擊性能。

        圖11 0.23 s時刻無井廠房混凝土等效塑性應(yīng)變Fig.11 Equivalent plastic strain in concrete of no-silo spent fuel storage building at 0.23 s

        3.2 廠房外形的影響

        圖12 0.25 s時刻安全殼的剛度折減系數(shù)Fig.12 Stiffness degradation coefficient of containment at 0.25 s

        圖12、13示出圓柱形安全殼結(jié)構(gòu)在飛機(jī)撞擊下的剛度折減系數(shù)及等效塑性應(yīng)變。圖12、13中顯示的0.25 s是安全殼損傷最嚴(yán)重的時刻,此時撞擊載荷對周圍墻體產(chǎn)生很大的彎曲載荷,引起外表面的拉伸裂紋。與方形無井廠房相比,安全殼裂紋擴(kuò)展范圍較大、損傷分布較為均勻。撞擊局部發(fā)生失效的混凝土厚度為0.6 m,未發(fā)生穿孔,局部損傷程度顯著小于方形廠房。圖14示出圓柱形安全殼及方形廠房撞擊點的位移時程曲線,安全殼最大位移為0.2 m,遠(yuǎn)小于方形廠房。根據(jù)以上結(jié)果可知,與平板結(jié)構(gòu)相比,圓柱形殼體結(jié)構(gòu)在撞擊載荷下的受力狀態(tài)較好,載荷均勻地向周圍傳遞,有效降低了撞擊點處的損傷和位移。雖然裂紋擴(kuò)展范圍較大,但僅在安全殼外表面出現(xiàn)一定的拉伸裂紋,裂紋深度較淺,對安全殼強(qiáng)度的影響有限。

        圖13 0.25 s時刻安全殼混凝土的等效塑性應(yīng)變Fig.13 Equivalent plastic strain in concrete of containment at 0.25 s

        圖14 方形廠房與圓柱形安全殼的撞擊位置單元的位移時程曲線Fig.14 Displacement-time history curve of impact position node for square workshop and cylindrical containment

        以上分析表明,在相同的撞擊條件下,圓柱形安全殼的結(jié)構(gòu)損傷遠(yuǎn)小于方形的乏燃料廠房,在抗飛機(jī)撞擊性能方面具有顯著優(yōu)勢。在核電廠廠房外形設(shè)計中,應(yīng)盡可能引入拱形結(jié)構(gòu)以提高飛機(jī)撞擊載荷下的承載力。

        4 結(jié)論

        本文采用直接耦合法對典型模塊式高溫氣冷堆干式貯存乏燃料廠房結(jié)構(gòu)承受典型商用飛機(jī)撞擊的過程進(jìn)行有限元數(shù)值模擬,得到以下結(jié)論。

        1) 飛機(jī)直接撞擊乏燃料貯存區(qū)時,機(jī)身與兩側(cè)發(fā)動機(jī)直接撞擊處產(chǎn)生可接受的局部破壞,但廠房外墻未發(fā)生貫穿,整體結(jié)構(gòu)完整性得到保證。乏燃料貯存井在撞擊過程中對廠房起到重要的支撐作用,確保乏燃料貯存區(qū)外墻未出現(xiàn)較大的損傷與變形。

        2) 廠房的內(nèi)部結(jié)構(gòu)與外形對抗飛機(jī)撞擊性能有顯著影響。在核電廠構(gòu)筑物設(shè)計中,適當(dāng)增加內(nèi)部墻體及樓板等支撐結(jié)構(gòu)、引入拱形的外部結(jié)構(gòu)均可顯著提高結(jié)構(gòu)的抗飛機(jī)撞擊性能。

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