某三代核電廠電氣廠房外側至常規島主蒸汽及主給水管道斷裂防護設計研究

趙振暉，徐國飛，盛　峰

某三代核電廠電氣廠房外側至常規島主蒸汽及主給水管道斷裂防護設計研究

趙振暉，徐國飛，盛峰

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

為提高核電廠的經濟性，擬取消電氣廠房外側至常規島第一跨防甩擊件，開展本課題研究。首先開展防護目標研究，確定了防護目標；其次，采用LS-DYNA動態模擬分析法進行了甩擊效應研究；最后采用對比分析法進行了噴射效應研究。根據研究結果，甩擊效應及噴射效應對防護目標的破壞不會影響核安全，可取消相應消防甩擊件。本研究成果已應用于實際工程，具有良好的經濟和社會效益。

主蒸汽及主給水管道；斷裂；甩擊；噴射；防護

1 研究目的及意義

三代核電廠從電氣廠房至常規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、運行壓力及溫度高，一旦發生斷裂，產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。在原二代核電廠，該部分主蒸汽管道上設有7組防甩擊件（R1～R6），主給水管道上設有3組防甩擊件（R1～R3），如圖1所示，以保護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 三代核電廠設計改進

三代核電廠實施了如下兩項重大改進，提高了電氣廠房及主給水系統的安全性。

（1）為防大飛機撞擊，電氣廠房外墻加厚；

（2）主給水隔離改進，將主給水調節閥調整至電氣廠房內部。

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；并且常規島第一跨建筑結構為了承受防甩擊件載荷，筏基及梁需要進行加固設計，也會增加投資成本。經估算，在不計管理及安裝成本的情況下，每臺二代核電機組該處防甩擊件及額外增加的土建成本為千萬元。

1.3 二代核電廠缺少相關分析文件

我國引進二代核電廠時，法方只提供了防甩擊件的結構設計圖及采購技術規格書，沒有提供相關的分析文件，缺少設置防甩擊件的清晰目的和有力依據。

因此，為提高三代核電廠的經濟性，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，開展電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護設計研究具有十分重要的意義。本文的主要研究內容包括防護目標研究、甩擊效應及噴射效應研究等。

2 防護目標研究

為研究主蒸汽及主給水管道斷裂的危害，首先應根據法規及標準確定防護目標。

根據我國HAF102要求，核電廠設計必須考慮諸如以下內部災害的可能性：內部水淹、飛射物、管道甩動、噴射流沖擊或者破損系統或現場其他設施中的流體釋放。必須提供適當的預防和緩解措施，以保證核安全不受影響。

法國RCC-P 第3節指出，高能管道斷裂時，除了考慮系統功能喪失外，還要考慮管道斷裂造成的噴射、甩擊及環境的影響。管道布置時，需預防管斷裂對安全停堆、并限期進入冷停堆狀態和限制放射性釋放的設備和系統造成損害，并不得危及主控室的可居留性和干預區域的可接近性[3]。

美國10CFR50附錄A GDC4指出安全相關重要構筑物、系統及部件的設計應滿足正常運行、維修、試驗及假想事故（如冷卻劑喪失事故）工況的環境條件要求，還應針對可能導致其失效的動態效應進行適當防護，動態效應包括飛射物、管道甩動及流體噴射[4]。

根據EJ/T 335—1998《輕水堆核電廠假想管道破損事故防護設計準則》（該標準在技術內容上與ANSI58.2等效），核電廠所有管系都應考慮假想管道破裂，并應根據管系中的能量評價其危害系統及部件的可能性。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行工況下最高運行壓力超過2 MPa（表壓）或最高運行溫度超過100 ℃的管道，且運行時間不低于系統運行時間的2%或電廠總運行時間的1%。高能管道根據應力分析結果或者規范等級確定其假想斷裂點的位置，斷裂后將引發管道甩擊及流體噴射效應。而中能管道則不需要假設管道斷裂，不會引起管道甩擊及流體噴射效應。

根據上述法規和標準，核電站應對高能管道假想斷裂采取相應的預防措施，以防止：

（1）斷裂后的動態效應破壞鄰近的安全重要系統、部件及構筑物，從而破壞核電站的三大安全功能，進而影響核安全；

（2）斷裂后影響主控室的居留性和干預區域的可接近性；

（3）若高能管道本身就需要執行三大安全功能，應采取措施確保其不被破壞。

電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道系統設計參數如表1所示。

表1 主蒸汽及主給水管道系統設計參數

根據表1，可知電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道為高能管道，需要假設其發生斷裂，并需要考慮甩擊及噴射效應。該部分主蒸汽及主給水管道為非安全級非抗震管道，本身不執行安全功能，其斷裂可以通過關閉隔離閥的方式避免影響安全功能，不會對核安全產生沖擊；若一個環路管道斷裂，不需要保護其他環路的管道免受其損壞。在電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道鄰近區域，未布置安全重要物項。但是，由于主蒸汽及主給水管道直徑大，運行壓力及溫度高，斷裂后產生巨大管道甩擊和噴射載荷可能會破壞電氣廠房外墻。由于電氣廠房內部設有主控室、安全重要電氣儀控設施、專設安全設施之一的輔助給水系統以及安全級主蒸汽及主給水系統等設施。若電氣廠房外墻被破壞，則可能進一步導致這些安全重要系統和設施失效，甚至破壞主控室的可居留性及干預區域的可接近性，從而影響核安全。

綜上所述，核電廠電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護目標為電氣廠房外墻。根據本文研究目的，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及噴射效應對電氣廠房外墻的破壞程度，然后確定是否取消防甩擊件，以達到提高核電廠經濟性的目的。

3 甩擊效應研究

3.1 研究方法

管道斷裂后，斷裂端在噴放力的推動下，將發生管道甩擊效應。管道甩擊是一個高速的動態過程，分析過程非常復雜，由于受條件及經費限制，難以通過實驗方式進行模擬分析。在原二代核電工程中，由于受技術水平的限制，多采用等效靜力法進行管道甩擊分析，該方法簡單但較為保守，帶來的負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態分析有限元程序LS-DYNA（971版本）進行管道甩擊研究，動態模擬管道甩擊對電氣廠房外墻的破壞程度。LS-DYNA已廣泛應用于工業設計領域，

3.2 輸入條件分析

（1）斷裂點位置

電氣廠房外側至常規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規范進行詳細的應力分析。因此，保守地假設每個彎頭或管件焊縫處為斷裂點[2]，根據管道布置圖，三個環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9個斷裂點，每根主給水管道上假設4個斷裂點，如圖2所示。

圖2 斷裂點位置

（2）噴放力分析

管道斷裂后，高壓流體的噴放而產生噴放力推動管道進行甩擊，是管道甩擊的動力源。本課題，采用ANSI58.2附錄B提供的方法進行噴放力計算。噴放力大小與管道內橫截面積、運行壓力、流體性質及斷裂點的位置有關，是一個隨時間變化的函數。在斷裂發生的初始階段，噴放力在1ms達到一個峰值，稱為初始噴放力，計算如公式（1）。

0——管道初始總（滯止）壓力；

e——管道內截面積。

隨著時間變化，然后進入穩態噴放力階段，穩態噴放力計算如公式（2）。

管道斷裂后，斷裂點將管道分為上下游兩個部分，上下游由于總初始壓力不同，以及斷裂點距離壓力源的位置不同而阻力系數不同，導致上下游噴放力不同。對于主蒸汽管道，斷裂點上游為蒸汽發生器，稱為蒸汽發生器側；而下游為主蒸汽管道聯箱，稱為聯箱側。對于主給水管道，斷裂點上游為主給水聯箱，稱為聯箱側；斷裂點下游為蒸汽發生器，稱為蒸汽發生器側。示意圖如圖3所示。

圖3 斷裂點上下游示意圖

經過熱工水力計算，主蒸汽及主給水斷裂點上下游的噴放力隨時間的變化關系式及曲線如圖4至圖7所示。

（3）分析管道、斷裂點及噴放力的選擇

在同等條件下，管道甩擊能量與噴放力及管道質量有關。根據上一小節的分析結果，主蒸汽管道斷裂點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，出現在蒸汽發生器側，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，但管徑較主給水管道大得多。因此，一旦發生斷裂，主蒸汽管道造成的危害將遠大于主給水管道。為了提高研究效率，先開展主蒸汽管道斷裂效應分析，如果經分析發現主蒸汽管道甩擊對電氣廠房造成危害是可以接受的，則不需要進行主給水管道甩擊效應分析。

根據上文（1）的內容，每根主蒸汽管道上假設9個假想斷裂點，管道詳細布置尺寸如圖8所示。進一步偏保守的假設所有斷裂點為雙端斷裂，發生斷裂后，蒸汽發生器側管道甩擊電氣廠房，聯箱側管道則甩擊常規島，因此，根據防護目標，僅需分析蒸汽發生器側管道甩擊效應即可。為進一步簡化，先對9個斷裂點的甩擊效應進行初步定性分析，從中篩選代表性的斷裂點進行詳細建模分析。從圖中可以看出，當發生斷裂點1時，蒸汽發生器側管道幾乎垂直于電氣廠房外墻，不可能對電氣廠房發生甩擊效應。當發生斷裂點2或3時，由于受墻內防甩擊件R1的限制，管道不會對電氣廠房外墻發生甩擊。當發生斷裂點4或5時，二者的甩擊效應一致，只需要分析斷裂點4即可。當發生斷裂點6或7時，二者甩擊效應一致，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6即可。當發生斷裂點8或9時，噴放力的方向再次發生變化，也具有分析代表性，選擇斷裂點9進行分析。

圖8 主蒸汽管道斷裂點布置詳圖

基于上述原因，本課題選擇假想斷裂點4、6及9發生斷裂甩擊建立模型并進行計算分析，這些斷裂點的甩擊效應可以包絡其他斷裂點。

根據上一小節的分析結果可知，只需要選擇蒸汽發生器側噴放力即可，為了包絡計算，將最大的噴放力3.519 MN作為持續加載載荷作用于管道甩擊端。

（4）材料參數的確定

本文以電氣廠房外墻厚度為1.5 m厚墻體為例，分析主蒸汽管道對電氣廠房外墻的甩擊效應。電氣廠房外墻的設計參數如表2所示，配筋詳圖如圖9所示。

表2 電氣廠房外墻設計參數

圖9 電氣廠房外墻配筋詳圖

根據表2，主蒸汽管道規格為（812.3×32）mm，材質為P280GH，該管段，正常運行壓力為約為6.80 MPa，運行溫度283 ℃，設計溫度為316 ℃。

為增加保守性，計算中采用了設計溫度下混凝土、鋼筋、主蒸汽管道的基本力學性能，見表3。但是，由于主蒸汽管道甩對墻體是一個高速侵切的過程，在高速侵切的工況下，鋼材及混凝土的力學性能與靜態下力學性能有較大區別，計算中采用的高速侵切下混凝土材料的本構模型和參數源于參考技術文件和文獻資料[5-7]。

表3　材料力學性能參數

3.3 模型建立

對主蒸汽管道及墻體建立有限元三維模型，混凝土采用SOLID164實體元模擬，混凝土內部的配筋采用 BEAM161梁單元模擬，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]。

初始狀態鋼筋與混凝土共節點，當鋼筋混凝土受到外部沖擊載荷作用時，鋼筋可能會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面侵蝕接觸關系。鋼筋及混凝土單元與主蒸汽管道單元建立自動點面接觸關系。

通過試算，預測出主蒸汽管道甩擊過程中與墻體可能發生的撞擊區域，取距撞擊區域大于10倍管道直徑的范圍為鋼筋混凝土建模范圍，并取距撞擊區域大于５倍管道直徑的范圍細化鋼筋混凝土單元。混凝土周邊及管道錨固端（墻體內側橫向限制件）施加固定約束。管道斷口端環面施加等效壓力時程，保證在整個甩擊模擬過程中蒸汽噴射等效作用力始終與管道斷口端環面的法向方向保持一致。

如前文所述原因，甩擊計算包括對假想斷裂點4、6、9發生甩擊效應的模擬分析，其他假想斷裂點處發生斷裂情況均被包絡。有限元模型如圖10至圖12所示。

圖10　計算模型立面

圖11　計算模型側向

圖12　計算模型預撞擊區域局部

3.4 計算結果

（1）斷裂點4甩擊效應

在管道甩擊過程中，不同時刻管道的變形及對混凝土的侵徹情況如圖13所示。管道由靜止狀態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管道對混凝土的侵徹達最深處。管道在接觸墻體前的峰值速度約為70.1 m/s，管端的速度時程曲線如圖14所示。

撞擊區域管道變形及管道對混凝土侵徹情況如圖15所示。混凝土塑性變形或發生碎裂的區域（寬、高、深）約1.25 m×2.40 m×0.18 m，等效塑性應變分布如圖16所示。圖17為管道甩擊墻體過程中，墻體受到的沖擊載荷時程，最大載荷為1.86×107N。

圖13 不同時刻管道的變形及對混凝土的侵切情況

圖14　管端的速度時程

圖15　管道對混凝土墻體的侵徹局部圖

圖16 混凝土的塑性應變

圖17 管道對墻體的沖擊載荷時程

（2）斷裂點6甩擊效應

在管道甩擊過程中，不同時刻管道的變形及對混凝土的侵徹情況如圖18所示。管道由靜止狀態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管道對混凝土的侵徹達最深處。管道在接觸墻體時的峰值速度約為189.0 m/s，管端的速度時程曲線如圖19所示。

撞擊區域管道變形及管道對混凝土侵徹情況如圖20所示。混凝土塑性變形或發生碎裂的區域（寬、高、深）約1.51 m×3.35 m×0.63 m，等效塑性應變分布如圖21所示。圖22為管道甩擊墻體過程中，墻體受到的沖擊載荷時程，最大載荷為4.38×107N。

圖18 不同時刻管道的變形及對混凝土的侵切情況

圖19　管端的速度時程

圖20　管道對混凝土的侵徹局部

圖21 混凝土的塑性應變

圖22 管道對墻體的沖擊載荷時程

（3）斷裂點9甩擊效應

發生斷裂點9后，不同時刻管道的變形及對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，管端的速度時程曲線如圖24所示。

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

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

圖23 不同時刻管道的變形及對混凝土的侵切情況

圖24　管端的速度時程

圖25 管道對混凝土墻體的侵切局部圖

圖26 混凝土的塑性應變

圖27 管道對墻體的沖擊載荷時程

3.5 分析結論

通過對主蒸汽管道甩擊效應動態模擬分析，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對電氣廠房外墻最嚴重破壞為形成一個寬、高、深約為1.51 m× 3.35 m×0.63 m，發生在斷裂點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可以包絡主給水管道的效應，無需對主給水管道甩擊效應進行分析。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不會對電氣廠房外墻產生貫穿性破壞，是可以接受的。

4 噴射效應研究

4.1 研究方法

管道斷后，噴射出的流體呈一定規則的形狀（詳見4.2節描述），可以根據距斷裂點的距離劃分為幾個壓力不同的區域。采用對比分析法研究噴射效應對電氣廠房外墻的影響，將噴射載荷與管道甩擊載荷對比，評價噴射效應的影響。

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，如果沒有受到限制，噴射外形類似于一個圓錐體；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。根據壓力不同，可以近似分為四個區域，其中，中間部分為噴射核心區，其截面為等腰三角形；核心區外圍三個區域隨著與斷裂點距離的增加，分別為區域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。根據熱工水力計算，主蒸汽及主給水管道各噴射區域的直徑（或寬度）、長度及壓力如表4所示。

圖28 噴射流形狀

圖29 噴射影響區域截面圖

表4 噴射壓力及影響范圍

根據計算結果，可以得出噴射核心區壓力最高，外圍三個區域隨著與斷裂點距離的增加，壓力逐漸下降。

4.3 噴射效應分析

根據表5，最大的噴射壓力位于核心區，主給水管道為7.11 MPa，主蒸汽管道為7.0 MPa。為了評價噴射效應對電氣廠房外墻的影響，進行極端假設，即假設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，取動載荷系數為2[2]，等效靜態噴射載荷為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，取動載荷系數為2[2]，等效靜態噴射載荷為8.86 MN。綜上所示，主蒸汽及主給水管道對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3.4節的分析，對主蒸汽管道甩擊載荷、侵切尺寸等數據進行處理，可以得出各斷裂點對應的極限甩擊載荷，如表6所示。可以得出斷裂點6發生甩擊時，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6甩擊引起的載荷。

4.4 分析結論

通過對噴射載荷與甩擊載荷的對比分析，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不會對電氣廠房外墻產生貫穿性破壞，是可以接受的。

5 結論

通過對法規標準研究，確定了電氣廠房外側至常規島第一跨主蒸汽及主給水管道斷裂防護目標為電氣廠房外墻。采用大型商用非線性動態分析有限元程序對管道甩擊效應進行了動態模擬分析，并對噴射載荷與甩擊載荷進行了對比分析，得出在取消相應防甩擊件的前提下，主蒸汽及主給水管道甩擊及流體噴射效應均不會對電氣廠房外墻產生貫穿性破壞，對安全無影響，取消防甩擊件是可行的。通過本文研究，每臺機組可節約上千萬元，具有較高的經濟性和社會效益。

［1］ 國家核安全法規，HAF102，核動力廠設計安全規定，2016．

［2］ American Nuclear Society，ANSI 58．2 Design basis for protection of light water nuclear power plants against the postulated pipe rupture，1988．

［3］ RCC-P，法國140萬千瓦壓水堆核電廠系統設計和建造規則，1991．

［4］ U．S．Nuclear Regulatory Commission，Nuclear Society，10CFR50，Appendix A，General Design Criterion 4，Environmental and Dynamic Effects Design Bases，1987．

［5］ 何長江，于志魯，馮其京．高速碰撞的三維歐拉數值模擬方法［J］．爆炸與沖擊，1999，19（3）：216-221．

［6］ Holmquist T J，Johnson G R．A Computational Constitutive Model for Concrete Subjected to Large Strains，High Strain Rates，and High Pressures［A］//Michael J M，Joseph E B．14th International Symposium on Ballistics［C］．Quebec，Canada，1993：591-600．

［7］ Malvar L J，Crawford J E，Wesevich J W，et al．A Plasticity Concrete Material Model for DYNA3D［J］．In J Impact Eng，1997，19（9）：847-873．

［8］ 中國核工業總公司，EJ/T335，輕水堆核電廠假想管道破損事故防護設計準則，1998．

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，高級工程師，學士，現主要從事反應堆工程設計方面研究