某核電廠LOCA下預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼響應(yīng)規(guī)律初探

孫 鋒，潘 蓉，柴國(guó)旱，李 亮

(環(huán)境保護(hù)部 核與輻射安全中心，北京 100082)

某核電廠LOCA下預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼響應(yīng)規(guī)律初探

孫 鋒，潘 蓉，柴國(guó)旱，李 亮

(環(huán)境保護(hù)部 核與輻射安全中心，北京 100082)

核電廠LOCA發(fā)生后，預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼結(jié)構(gòu)內(nèi)溫度場(chǎng)分布具有明顯的非線性特征，但現(xiàn)行的混凝土安全殼設(shè)計(jì)規(guī)范未對(duì)LOCA下溫度和應(yīng)力的組合作用提出具體的計(jì)算方法?；谟肁NSYS程序建立的包含預(yù)應(yīng)力鋼束的混凝土安全殼結(jié)構(gòu)的有限元模型，本文計(jì)算了LOCA下不同時(shí)刻安全殼殼壁內(nèi)的溫度場(chǎng)分布，并與理論值進(jìn)行了比較，驗(yàn)證了計(jì)算模型的正確性。初步分析了高溫、高壓作用下安全殼結(jié)構(gòu)變形的規(guī)律，總結(jié)了混凝土溫度效應(yīng)和預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)的作用，可為安全殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

核電廠；預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼；LOCA；溫度場(chǎng)；響應(yīng)規(guī)律

預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼包括安全殼結(jié)構(gòu)和鋼襯里，是核電廠安全防御體系的最后一道實(shí)體屏障，其主要功能是在核電廠出現(xiàn)如失水事故(LOCA)等設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故時(shí)能有效地承受事故產(chǎn)生的高溫、高壓。LOCA后會(huì)釋放出高溫蒸汽和水，相當(dāng)于約150 ℃的流體產(chǎn)生的壓力作用在安全殼內(nèi)表面，其內(nèi)部急劇增大的壓力將使安全殼結(jié)構(gòu)產(chǎn)生很大的拉力，而伴隨的高溫作用將會(huì)產(chǎn)生很大的彎矩，影響到安全殼溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的分布，但國(guó)內(nèi)外現(xiàn)行的安全殼設(shè)計(jì)規(guī)范未對(duì)LOCA下溫度和應(yīng)力組合作用計(jì)算提出具體的方法[1]。

目前，對(duì)于安全殼結(jié)構(gòu)的研究主要集中在其極限承載力方面，如美國(guó)NRC對(duì)核反應(yīng)堆安全殼在內(nèi)壓作用下的極限承載力研究較多[2-3]，尤以日本NUPEC和美國(guó)NRC聯(lián)合完成的大比例安全殼模型實(shí)驗(yàn)及分析最為著名[4]。國(guó)內(nèi)一些科研院所也對(duì)安全殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一些非線性有限元分析和試驗(yàn)分析研究[5-6]?？傮w上，對(duì)于安全殼的承載力試驗(yàn)及分析大多未考慮高溫對(duì)混凝土的影響，而對(duì)于安全殼結(jié)構(gòu)的溫度作用研究則集中在單純的溫度效應(yīng)分析[7-8]，同時(shí)，安全殼結(jié)構(gòu)計(jì)算模型也大多忽略預(yù)應(yīng)力鋼束的作用。

本文建立包含預(yù)應(yīng)力鋼束的安全殼結(jié)構(gòu)有限元模型，初步分析LOCA下預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼結(jié)構(gòu)在高溫、高壓作用下的結(jié)構(gòu)變形響應(yīng)規(guī)律。

1 溫度計(jì)算

1.1 安全殼溫度場(chǎng)計(jì)算

LOCA后在溫度的作用下，安全殼外表面的熱流包括殼體與周圍環(huán)境因溫差引起的對(duì)流換熱、輻射換熱及太陽(yáng)輻射引起的熱流，內(nèi)表面的熱流包括殼體與內(nèi)部高溫的熱傳導(dǎo)引起的熱流[8]。由于LOCA，安全殼內(nèi)部溫度可達(dá)到150 ℃，其影響遠(yuǎn)大于太陽(yáng)輻射。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，本次計(jì)算僅考慮事故高溫在安全殼筒壁內(nèi)的熱傳導(dǎo)過(guò)程和筒外壁與外界空氣的熱對(duì)流過(guò)程。

設(shè)安全殼內(nèi)壁溫度場(chǎng)函數(shù)為T(x,t)，它是沿壁厚徑向的位置坐標(biāo)x與時(shí)間t的函數(shù)，由兩部分組成：1) LOCA前安全殼殼壁內(nèi)已經(jīng)存在的溫度場(chǎng)T1(x)；2) LOCA發(fā)生后的溫度場(chǎng)變化T2(x,t)。可將安全殼內(nèi)溫度場(chǎng)看作是上述兩部分的疊加，即T(x,t)=T1(x)+T2(x,t)。在假設(shè)殼內(nèi)氣體溫度均勻的情況下，可認(rèn)為此問(wèn)題屬于一維熱傳導(dǎo)。假設(shè)在LOCA發(fā)生前，殼壁內(nèi)溫度是均勻的，且均為內(nèi)壁初始溫度Tw1。由于發(fā)生LOCA而達(dá)到的殼內(nèi)環(huán)境溫度為一關(guān)于時(shí)間的函數(shù)，現(xiàn)假設(shè)安全殼內(nèi)壁溫度等于殼內(nèi)環(huán)境溫度，設(shè)為Tw(x)，則描述這一問(wèn)題的分析解為[7]：

(1)

其中：Tw2為安全殼外壁溫度；δ為壁厚；erf為誤差函數(shù)；a=λ/ρ，λ為導(dǎo)熱系數(shù)，ρ為密度；τ為時(shí)間。

結(jié)構(gòu)由溫度作用產(chǎn)生的內(nèi)力與其約束情況有關(guān)，約束一般分為外約束和內(nèi)約束。安全殼結(jié)構(gòu)在底板附近的外部約束較強(qiáng)，而在遠(yuǎn)離底板約束端區(qū)域的外部約束則很弱。安全殼結(jié)構(gòu)內(nèi)力主要表現(xiàn)為內(nèi)外壁溫差作用下由于內(nèi)約束效應(yīng)所產(chǎn)生的彎矩。

1.2 工程概況

某核電廠安全殼內(nèi)殼為預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土殼，安全殼圓筒平面內(nèi)半徑為22 m，壁厚為1.2 m，圓筒上接扁殼型穹頂半徑為32.66 m，穹頂厚為1 m。根據(jù)布置設(shè)計(jì)，安全殼筏基底部標(biāo)高為-7.5 m，穹頂標(biāo)高為58.5 m，穹頂由兩段8 m半徑的弧和一段32 m半徑的弧組成，其內(nèi)部容積約為90 000 m3。安全殼預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)由單層水平向鋼束、豎向鋼束和穹頂雙向預(yù)應(yīng)力鋼束組成。水平向預(yù)應(yīng)力筋間距為550 mm，洞口附近加密為530 mm，共108根。

混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，彈性模量為3.45×104MPa，泊松比μ=0.2，熱膨脹系數(shù)為1×10-5/℃，導(dǎo)熱系數(shù)為10.6 kJ/(m·h·℃)，比熱容為0.96 kJ/(kg·℃)，密度為2 500 kg/m3。設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓為0.42 MPa(相對(duì)壓力)。預(yù)應(yīng)力鋼束采用1 770 MPa級(jí)鋼絞線，預(yù)應(yīng)力鋼筋作為理想彈性材料考慮，彈性模量為19.5×104MPa，泊松比μ=0.3，熱膨脹系數(shù)為1×10-5/℃，密度為7 850 kg/m3。

由于閘門洞口大開(kāi)孔的影響(內(nèi)徑8 m)，預(yù)應(yīng)力鋼束在洞口處出現(xiàn)兩根并行的情況，作為安全殼的相對(duì)薄弱部位，是計(jì)算重點(diǎn)關(guān)注的區(qū)域。

1.3 溫度場(chǎng)的計(jì)算

假設(shè)安全殼正常運(yùn)行時(shí)外部大氣溫度為7 ℃，內(nèi)部大氣溫度為38 ℃，根據(jù)一維穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)的第三類邊界條件求得安全殼內(nèi)外壁溫差。參考文獻(xiàn)[9]中關(guān)于LOCA發(fā)生后安全殼內(nèi)溫度變化的分析近似得到幾個(gè)不同時(shí)刻的溫度(表1)。

表1 LOCA發(fā)生后不同時(shí)刻安全殼內(nèi)環(huán)境溫度的變化Table 1 Change of ambient temperature in containmentat different time after LOCA

將表1中的Tw代入式(1)，得到LOCA發(fā)生后不同時(shí)刻溫度沿壁厚方向的變化(圖1)。為與后面的計(jì)算對(duì)應(yīng)，僅給出10 min和6 h的結(jié)果。

圖1 LOCA下不同時(shí)刻溫度的變化Fig.1 Temperature change at different time under LOCA

2 計(jì)算模型及預(yù)應(yīng)力施加

2.1 計(jì)算模型的建立

對(duì)于安全殼有限元結(jié)構(gòu)模型，混凝土部分采用實(shí)體單元模擬(SOLID65)，預(yù)應(yīng)力鋼束采用桿單元模擬(LINK8)。安全殼預(yù)應(yīng)力鋼束布置復(fù)雜，包括144根豎向鋼束、108根水平環(huán)向鋼束，穹頂預(yù)應(yīng)力為雙向布置，每個(gè)方向72根，閘門洞口附近水平預(yù)應(yīng)力鋼束模型示于圖2。應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)，筒體底部設(shè)置完全固定約束。

建立模型時(shí)先對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼束進(jìn)行區(qū)分，分別建立混凝土模型(SOLID單元)和預(yù)應(yīng)力鋼束模型(LINK單元)；再建立約束方程耦合相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)(CEINTF命令)，使預(yù)應(yīng)力鋼束和周圍的混凝土變形協(xié)調(diào)一致。

2.2 有效預(yù)應(yīng)力計(jì)算及施加

預(yù)應(yīng)力鋼束在張拉完畢或經(jīng)歷一段時(shí)間后，由于張拉工藝和材料性能等原因，鋼束中的張拉應(yīng)力將逐漸降低，這種降低稱為預(yù)應(yīng)力損失。本文采用歐洲規(guī)范(EC2)分別計(jì)算單根預(yù)應(yīng)力鋼束損失的情況，以作為后續(xù)計(jì)算的設(shè)計(jì)輸入。根據(jù)安全殼預(yù)應(yīng)力的布置設(shè)計(jì)，保守考慮，計(jì)算了5 a打壓試驗(yàn)時(shí)預(yù)應(yīng)力的損失，得到了安全殼結(jié)構(gòu)的有效預(yù)應(yīng)力[10]。限于篇幅，圖3僅給出了閘門洞口附近有效預(yù)應(yīng)力分布情況。

圖2 閘門洞口附近水平預(yù)應(yīng)力鋼束模型Fig.2 Horizontal prestressed tendon model near major equipment hatch

圖3 閘門洞口錨固段水平預(yù)應(yīng)力鋼束沿長(zhǎng)度的變化Fig.3 Horizontal prestressed tendon vs. length near major equipment hatch

通過(guò)對(duì)LINK8單元進(jìn)行降溫來(lái)施加有效預(yù)應(yīng)力。預(yù)應(yīng)力鋼束沿張拉長(zhǎng)度存在不同的有效預(yù)應(yīng)力。實(shí)際模擬計(jì)算中，通過(guò)編程(APDL語(yǔ)言)對(duì)每根預(yù)應(yīng)力鋼束不同單元節(jié)點(diǎn)施加不同的溫度荷載來(lái)實(shí)現(xiàn)有效預(yù)應(yīng)力的精確施加。

2.3 耦合計(jì)算方法及假定

根據(jù)ANSYS有限元溫度分析的特點(diǎn)，采用間接耦合法進(jìn)行計(jì)算，分為3步：1) LOCA發(fā)生后，僅考慮設(shè)計(jì)內(nèi)壓作用的結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)(步驟1)；2) LOCA發(fā)生后進(jìn)行熱分析，確定最不利的溫度場(chǎng)效應(yīng)(步驟2)；3) 在結(jié)構(gòu)分析中引入熱分析的結(jié)果，進(jìn)行力學(xué)分析計(jì)算(步驟3)。

為簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，溫度場(chǎng)分析時(shí)，對(duì)內(nèi)壁施加瞬時(shí)高溫后采用絕熱邊界條件，外壁采用對(duì)流邊界條件，不考慮風(fēng)速，環(huán)境溫度定義為7 ℃。LOCA工況下安全殼內(nèi)溫度和壓力均隨時(shí)間變化，本文保守考慮，僅分析溫度的變化，賦予安全殼內(nèi)壁邊界一個(gè)溫度函數(shù)來(lái)求解(表1)，內(nèi)壁壓力統(tǒng)一賦值0.42 MPa。由于分析時(shí)間短暫，計(jì)算作如下假設(shè)：1) 假設(shè)各種材料的熱力學(xué)特性(比熱容、密度、熱傳導(dǎo)系數(shù)、對(duì)流換熱系數(shù)等)為常數(shù)；2) 假設(shè)環(huán)境溫度不隨時(shí)間改變；3) 假設(shè)鋼內(nèi)襯及混凝土壁為均質(zhì)、各向同性的材料。

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 內(nèi)壓作用(步驟1)

圖4示出設(shè)計(jì)內(nèi)壓作用下混凝土安全殼和預(yù)應(yīng)力鋼束的徑向位移。由圖4可見(jiàn)，安全殼整體結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓作用下發(fā)生外擴(kuò)變形，預(yù)應(yīng)力鋼束與安全殼混凝土實(shí)現(xiàn)了協(xié)調(diào)變形。計(jì)算表明：安全殼筒壁較穹頂徑向位移大，特別是設(shè)備閘門軸線兩側(cè)45°左右區(qū)域變形最大，外擴(kuò)位移接近3.4 mm；而閘門洞口上下區(qū)域發(fā)生的內(nèi)縮位移達(dá)到了14.12 mm，洞口左右區(qū)域內(nèi)縮位移則不到10 mm。從圖4可知，最大外擴(kuò)位移發(fā)生在閘門洞口兩側(cè)一定距離外的筒壁處；閘門洞口在設(shè)計(jì)內(nèi)壓作用下變形較為復(fù)雜，上、下洞壁內(nèi)縮大，而左、右洞壁內(nèi)縮小。

美國(guó)桑迪亞國(guó)家實(shí)驗(yàn)室(SNL)在2000—2001年進(jìn)行了1∶4預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼壓力測(cè)試試驗(yàn)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵匀毡綩hi核電廠3號(hào)機(jī)組預(yù)應(yīng)力混凝土安全殼結(jié)構(gòu)為參考原型[4]。首先，安全殼內(nèi)部充滿氮?dú)膺M(jìn)行整體性(試驗(yàn)壓力為1.125pd，pd為設(shè)計(jì)事故壓力)和密封性試驗(yàn)(試驗(yàn)壓力為0.9pd)；繼續(xù)加壓至2.5pd時(shí)，檢測(cè)到殼內(nèi)氣體每天有1.5%的質(zhì)量泄漏。為更直觀的觀察安全殼整體結(jié)構(gòu)的變形，對(duì)安全殼內(nèi)部充滿水進(jìn)行了破壞性壓力測(cè)試。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，在設(shè)計(jì)事故壓力以下，預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土變形基本一致；但隨內(nèi)壓增大，安全殼筒體中部外擴(kuò)變形明顯，特別是閘門兩側(cè)筒壁中間混凝土裂縫分布較多；當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載時(shí)(試驗(yàn)壓力為3.6pd)，檢測(cè)到4～6根預(yù)應(yīng)力鋼束首先失效，同時(shí)部分普通鋼筋破壞，閘門附近筒壁裂縫漏水，隨后結(jié)構(gòu)大破口失水，結(jié)構(gòu)發(fā)生整體破壞。

本文數(shù)值計(jì)算變形規(guī)律與上述SNL試驗(yàn)現(xiàn)象基本一致，預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土在設(shè)計(jì)事故壓力下變形協(xié)調(diào)，最大結(jié)構(gòu)變形發(fā)生在閘門洞口兩側(cè)一定距離外的筒壁處，驗(yàn)證了計(jì)算模型的正確性。安全殼穹頂及筒壁的其他部位也有不同程度的外擴(kuò)變形，但位移量較小，一般在3 mm左右，說(shuō)明在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓試驗(yàn)條件下，預(yù)應(yīng)力鋼束承擔(dān)了大部分設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓，混凝土安全殼結(jié)構(gòu)整體處于彈性狀態(tài)。

3.2 筒壁溫度場(chǎng)(步驟2)

對(duì)于LOCA下壓力和溫度效應(yīng)的組合，參考大亞灣核電廠的計(jì)算報(bào)告并根據(jù)試算分析可知，LOCA發(fā)生后10 min和6 h時(shí)溫度和內(nèi)壓荷載組合效應(yīng)最為不利。圖5示出筒壁溫度場(chǎng)分布。

從圖5可知，LOCA發(fā)生后隨著時(shí)間的推移，溫度逐漸向筒壁外側(cè)擴(kuò)散，溫度峰值逐漸降低，瞬時(shí)高溫對(duì)安全殼混凝土筒壁所造成的影響范圍較小。10 min時(shí)，溫度沿筒壁擴(kuò)散深度為0.05 m，筒壁內(nèi)最高溫度約為145 ℃；6 h時(shí)，溫度沿筒壁擴(kuò)散深度為0.35 m，筒壁內(nèi)最高溫度約為120 ℃。結(jié)果顯示，不同時(shí)刻安全殼殼壁內(nèi)的溫度場(chǎng)分布與圖1理論計(jì)算值吻合較好，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算模型及參數(shù)的合理性。

圖4 設(shè)計(jì)內(nèi)壓作用下混凝土安全殼(a)和預(yù)應(yīng)力鋼束(b)的徑向位移Fig.4 Radial displacements of concrete containment (a) and prestressed tendon (b) under design internal pressure

a——10 min；b——6 h

3.3 內(nèi)壓、溫度組合作用(步驟3)

按照有關(guān)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范ACI-349的要求，溫度荷載與事故荷載必須進(jìn)行組合。在與其他荷載組合時(shí)，僅將最不利的溫度工況與其他工況進(jìn)行組合。

圖6示出LOCA下安全殼徑向位移的分布。由圖6可知，考慮混凝土溫度效應(yīng)后，安全殼整體結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓作用下仍發(fā)生外擴(kuò)變形，預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土變形基本一致。計(jì)算表明：設(shè)備閘門軸線兩側(cè)45°左右圓心角處變形最大，外擴(kuò)位移接近17 mm；閘門洞口上下區(qū)域發(fā)生的內(nèi)縮位移僅2 mm，而洞口左右區(qū)域則發(fā)生外擴(kuò)位移達(dá)10 mm。安全殼穹頂及筒壁的其他部位也不同程度地發(fā)生了外擴(kuò)變形，位移量一般在6～10 mm左右。比較圖6與圖4可知：考

慮混凝土溫度效應(yīng)后，安全殼結(jié)構(gòu)雖整體仍是外擴(kuò)變形，但最大外擴(kuò)位移增大了近14 mm，結(jié)構(gòu)整體外擴(kuò)位移也增大了6～10 mm左右，且區(qū)域變大；設(shè)備閘門洞口變形較復(fù)雜，洞口上下區(qū)域內(nèi)縮而左右區(qū)域外擴(kuò)。這說(shuō)明溫度效應(yīng)對(duì)安全殼整體結(jié)構(gòu)變形的影響較大。

以上簡(jiǎn)化計(jì)算和數(shù)值分析均按彈性理論推導(dǎo)，實(shí)際工程中，考慮到混凝土開(kāi)裂、徐變等影響，計(jì)算分析時(shí)應(yīng)引入0.3～0.5的折減系數(shù)[7]。數(shù)值計(jì)算表明：溫度效應(yīng)分析時(shí)，混凝土安全殼彈性模量降低一半，安全殼結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)隨之降低一半，考慮到混凝土開(kāi)裂對(duì)溫度應(yīng)力的降低作用，設(shè)計(jì)中應(yīng)采用帶折減系數(shù)的溫度作用效應(yīng)進(jìn)行荷載組合配筋計(jì)算。同時(shí)分析表明，折減系數(shù)對(duì)安全殼結(jié)構(gòu)整體外擴(kuò)變形規(guī)律基本無(wú)影響，最大外擴(kuò)位移變化也不大；但對(duì)設(shè)備閘門洞口區(qū)域變形影響較大，因此，局部區(qū)域(如閘門洞口)的變形計(jì)算應(yīng)采用帶折減系數(shù)的溫度效應(yīng)。

圖6 LOCA下混凝土安全殼(a)和預(yù)應(yīng)力鋼束(b)的徑向位移Fig.6 Radial displacements of concrete containment (a) and prestressed tendon (b) under LOCA

4 結(jié)論

1) LOCA發(fā)生后，安全殼內(nèi)壁溫度變化在時(shí)間上與空間上均呈現(xiàn)明顯的非線性分布特征；理論計(jì)算與數(shù)值分析相結(jié)合得到安全殼墻體內(nèi)的溫度分布，是結(jié)構(gòu)變形耦合分析的基礎(chǔ)。

2) 溫度效應(yīng)對(duì)安全殼整體結(jié)構(gòu)變形規(guī)律影響較大，LOCA發(fā)生后，內(nèi)壓、溫度組合作用下，安全殼結(jié)構(gòu)最大外擴(kuò)位移增大了近14 mm，結(jié)構(gòu)整體外擴(kuò)位移也增大了6～10 mm；而閘門洞口受力復(fù)雜，變形影響更大。

3) 數(shù)值模擬表明，混凝土安全殼在LOCA下整體結(jié)構(gòu)發(fā)生外擴(kuò)變形，但總體變形相對(duì)較??；預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)承擔(dān)了事故下大部分外荷載作用，結(jié)構(gòu)基本處于受壓狀態(tài)，驗(yàn)證了預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì)的正確性。

4) 安全殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，將最不利的溫度工況與其他荷載組合，溫度將引起混凝土墻體較大的內(nèi)力和變形，墻體配筋計(jì)算應(yīng)按相關(guān)規(guī)范考慮溫度效應(yīng)作適當(dāng)折減。安全殼整體變形分析可不考慮剛度折減，但設(shè)備閘門等局部區(qū)域變形分析除外。

[1] 李吉娃，王永煥. 安全殼LOCA失水事故溫度效應(yīng)下溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)模擬計(jì)算與分析[J]. 工業(yè)建筑，2010，40(增刊)：300-305.

LI Jiwa, WANG Yonghuan. Calculation and analysis of temperature and stress fields for nuclear power plants under temperature effect of LOCA accident[J]. Industrial Construction, 2010, 40(Suppl.): 300-305(in Chinese).

[2] YONEZAWA K, IMOTO K. Analytical study on structural failure mode of 1/4 PCCV test model[C]∥SMiRT 17th. Prague, Czech Republic: [s. n.], 2003.

[3] YONEZAWA K, IMOTO K. Ultimate capacity analysis of 1/4 PCCV model subjected to internal pressure[J]. Nuclear Engineering and Design, 2002: 357-379.

[4] Overpressurization test of a 1∶4-scale prestressed concrete containment vessel model, NUREG/CR-6810, SAND2003-0840P[R]. USA: [s. n.], 2003.

[5] 陳勤，錢稼茹. 內(nèi)壓荷載下安全殼1∶10模型結(jié)構(gòu)非線性有限元分析[J]. 工程力學(xué)，2002，19(6)：73-77.

CHEN Qin, QIAN Jiaru. Nonlinear finite element analysis of 1∶10 containment model structure subjected to internal pressure[J]. Engineering Mechanics, 2002, 19(6): 73-77(in Chinese).

[6] 張會(huì)東，林松濤，王永煥. 核電廠安全殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓承載能力計(jì)算分析[J]. 工業(yè)建筑，2007，37(8)：43-46.

ZHANG Huidong, LIN Songtao, WANG Yonghuan. Calculation and analysis of bearing capacity of inner pressure of containment structure in nuclear power plant[J]. Industrial Construction, 2007, 37(8): 43-46(in Chinese).

[7] 吳暢，孟少平，周臻. 混凝土安全殼的LOCA溫度場(chǎng)分布與溫度內(nèi)力分析[J]. 工程力學(xué)，2010，27(12)：206-212.

WU Chang, MENG Shaoping, ZHOU Zhen. Analyses on temperature field distribution and internal force of concrete containment vessel after LOCA[J]. Engineering Mechanics, 2010, 27(12): 206-212(in Chinese).

[8] 黎鵬飛，李忠誠(chéng). 壓水堆核電廠安全殼結(jié)構(gòu)溫度效應(yīng)分析[J]. 工業(yè)建筑，2011，41(增刊)：140-144.

LI Pengfei, LI Zhongcheng. Thermal effects analysis of concrete of containment structure of pressurize water reactor nuclear power plants[J]. Industrial Construction, 2011, 41(Suppl.): 140-144(in Chinese).

[9] 趙靜，余紅星，李鋒. 1 000 MW級(jí)壓水堆安全殼壓力溫度計(jì)算分析[J]. 核動(dòng)力工程，2003，24(5)：409-411.

ZHAO Jing, YU Hongxing, LI Feng. Calculation and analyses of containment pressure and temperature for PWR1000XL[J]. Nuclear Power Engineering, 2003, 24(5): 409-411(in Chinese).

[10]孫鋒，潘蓉，王璐，等. 設(shè)計(jì)基準(zhǔn)內(nèi)壓下混凝土安全殼的有效預(yù)應(yīng)力作用研究[J]. 核安全，2013，12(3)：20-25.

SUN Feng, PAN Rong, WANG Lu, et al. Study on effective prestressing effects on concrete containment under the design-basis pressure condition[J]. Nuclear Safety, 2013, 12(3): 20-25(in Chinese).

Preliminary Study on Response Law of Prestressed Concrete Containment after LOCA in Certain NPP

SUN Feng, PAN Rong, CHAI Guo-han, LI Liang

(NuclearandRadiationSafetyCenter,MinistryofEnvironmentalProtection,Beijing100082,China)

After loss of coolant accident (LOCA) occurs in nuclear power plant, the temperature field distribution in prestressed concrete containment (PCC) is nonlinear significantly. However, the detailed calculation method combining temperature and pressure is not proposed in current PCC design code in China. In this paper, the finite element model for PCC including prestressed tendons was built by using ANSYS code and the temperature field under LOCA was calculated. The calculation results were compared with the theoretical results, and the accuracy of the proposed model was verified. The response law of PCC under high pressure and high temperature was preliminarily analysed, and the effects of temperature and prestressed tendons on PCC were concluded, which can provide reference to the concrete containment design.

nuclear power plant; prestressed concrete containment; loss of coolant accident; temperature field; response law

2014-06-13;

2014-12-02

國(guó)家科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2011ZX06002-10-16)

孫 鋒(1978—)，男，山東肥城人，高級(jí)工程師，博士，從事核電廠土建結(jié)構(gòu)方面的審評(píng)與科學(xué)研究

TU35

A

1000-6931(2015)10-1815-06

10.7538/yzk.2015.49.10.1815