我国二代核电站中核岛各厂房之间相互分开, 各自采用独立筏基, 基础设计相对较为简单。而三代核电站中核岛厂房的结构特点是整个核岛厂房 (反应堆厂房、安全厂房、燃料厂房和电气厂房等) 共用一个筏基, 筏基的平面尺寸较大, 厚度不一 (中间局部筏基厚度较大) 。因上部各厂房自振特性的不同, 导致地震作用下, 筏基受力较为复杂, 尤其是厂房与厂房相邻的过渡区筏基的受力状态更为复杂。此外, 整体筏基在设计基准事故温度作用下的受力状态也需要重点分析, 通常设计中采用的温度按线性分布的方法可能不再适合。而上部多厂房的存在, 也导致通常采用的筏基抗滑移、抗倾覆及抗浮静力计算方法不再适合。

　　 基于上述原因, 本文以某三代核电站核岛厂房整体筏基为例, 采用有限元软件ANSYS对其进行计算分析, 包括地震和温度工况下的受力分析以及筏基整体稳定性验算。

　　 本文分析的某三代核电站核岛厂房的整体筏基平面轮廓示意如图1所示, 平面尺寸约为100m×100m。中部圆形区域为反应堆厂房, 其他部分为周边附属厂房。周边厂房筏基的平均厚度约为2m, 反应堆厂房区域筏基厚度增厚为4~6m。整体筏基采用的混凝土强度等级为C40。

　　 该三代核电站建设在岩石地基厂址上, 极限安全地震动的地面峰值加速度为0.30g。

　　 建立ANSYS有限元模型时, 根据整体筏基板厚变化的特点, 选择不同的单元模拟。周边厂房的筏基厚度较薄且均匀, 采用壳单元Shell181模拟;反应堆厂房下部的筏基厚度较厚, 采用实体单元Solid45模拟。整体筏基的有限元模型如图2所示。

　　 整体筏基支承的上部结构 (反应堆厂房及周边厂房) 按实际尺寸采用壳单元Shell181模拟, 只模拟主要的受力构件 (墙、板、柱) , 设备自重等采用等效质量进行简化。上部结构模型如图3和图4所示。

　　 整体筏基的壳单元部分与实体单元部分之间采用虚拟壳单元连接, 将上部厂房的墙体壳单元与整体筏基的实体单元通过共节点的方式连接起来。这样既保证了上部结构的力矩能够传递下来, 又使整体筏基实体单元和壳单元顺利地连接在一起。

　　 对于整体筏基的分析, 下部采用地基弹簧模拟土-结构相互作用, 地基弹簧的整体刚度采用《核电站抗震设计规范》 (GB 50267—97) ^[1] (简称规范GB50267—97) 推荐的方法计算。根据本文核电站场址的地基特性, 计算得到表1所示的整体刚度。

　　 将表1的整体刚度按筏基节点的分担面积分配到筏基底部的每个节点上, 在每个节点上形成水平X向平动、水平Y向平动、竖向平动、绕厂房X轴摆动和绕厂房Y轴摆动的5根弹簧单元。

　　 根据《压水堆核电站预应力混凝土安全壳设计规范》 (NB/T 20303—2014) ^[2] (简称规范NB/T20303—2014) , 整体筏基设计需要考虑的荷载主要包括:永久荷载D (结构自重、液体静水压力、固定设备荷载^[2]和土压力等) , 活荷载L, 正常运行或停堆期间稳态状况下的温度作用T₀, 预应力效应F, 设计基准事故在安全壳内引起的相对压力荷载P_a, 由设计基准事故引起的温度作用T_a, 运行安全地震动产生的地震作用E₁, 极限安全地震动产生的地震作用E₂。其中, 计算T_a时引入瞬态温度场分析方法, 其能够准确模拟设计基准事故发生时, 温度快速升高再降低的整个过程对整体筏基的影响;极限安全地震动的地面峰值加速度为0.30g。

　　 根据规范NB/T 20303—2014, 选取适用的荷载组合方式, 计算不同荷载组合方式下结构的内力 (轴力、弯矩和平面外剪力) 。图5给出了整体筏基的实体单元部分的内力随反应堆厂房半径R的变化曲线, 限于文章篇幅, 图中仅给出了三种在配筋计算中起控制作用的荷载组合方式下的计算结果, 这三种荷载组合方式分别为:1.4D+1.7L (工况一) , D+L+T₀+F+E₂ (工况二) , D+L+T₀+F+1.25P_a+T_a+1.25E₁ (工况三) 。

　　 根据《压水堆核电站核安全有关的混凝土结构设计要求》 (NB/T 20012—2010) ^[3], 根据所有荷载组合方式下的内力结果进行配筋计算, 并将所有荷载组合方式下的配筋量进行包络, 得到整体筏基截面内需要配置的纵向受力钢筋和拉筋的配筋量。图6给出了控制荷载组合方式下整体筏基实体单元部分需要的纵向钢筋和拉筋的配筋量。

　　 整体筏基实体单元区域的纵向钢筋和拉筋的配筋需求量在半径0~20m之间较为均匀, 在半径20~28m之间达到最大值。图7为整体筏基壳单元部分所有荷载组合方式下配筋量的包络值云图。

　　 根据配筋量包络值, 对整体筏基进行配筋设计。纵向钢筋采用直径40mm的HRB500级钢筋, 间距200~400mm之间;拉筋采用直径20~25mm的HRB400级钢筋。

　　 根据规范GB 50267—97和《压水堆核电站核安全有关厂房地基基础设计规范》 (NB/T 20308—2014) ^[4]的相关规定, 进行整体筏基稳定性核算, 稳定性分析采用的荷载组合方式为:1) D+H+E₁, 2) D+H+E₂, 其中H为侧向土压力荷载和水压力荷载之和。

　　 抗滑移稳定性验算应满足下式要求:

　　 式中:E_r为基础的水平向抗滑移力, k N;E_h为基础的水平向滑移力, k N;K_h为抗滑移安全系数, 按规范GB 50267—97确定。

　　 如果采用拟静力法将地震产生的上部多个厂房的水平力同时作用于整体筏基上, 会导致整体筏基产生过大的滑移力, 而上部每个厂房因其动力特性的差异, 各自最大水平力并不会出现在同一时刻, 直接进行叠加是不合理的。为此本文采用时程分析法计算各厂房产生的滑移力时程, 按时程中每个时间步, 将各厂房该时刻的滑移力进行叠加, 即可得到整体筏基承受的总滑移力时程, 进而判断在哪个时刻总滑移力出现最大值。将最大总滑移力和抗滑移力代入式 (1) 进行抗滑移稳定性验算, 可以得到抗滑移安全系数, 如表2所示。由表2可以看出, 在荷载组合D+H+E₁作用下, 抗滑移安全系数最小为3.81, 超过规范GB 50267—97规定的限值1.5, 在荷载组合D+H+E₂作用下, 抗滑移安全系数最小为1.15, 超过规范GB 50267—97规定的限值1.1, 因此该核电站整体筏基的抗滑移稳定性均满足规范GB 50267—97要求。

　　 抗倾覆稳定性验算应满足下式要求:

　　 式中:∑M_r为抗倾覆力矩, k N·m;∑M_q为倾覆力矩, k N·m;K_q为抗倾覆安全系数, 按规范GB50267—97确定。

　　 基于与3.1节相同的考虑, 采用时程分析方法计算整体筏基承受的总倾覆力矩时程, 将最大倾覆力矩和抗倾覆力矩代入式 (2) 进行抗倾覆稳定性验算, 可以得到整体筏基的抗倾覆安全系数, 如表3所示。

　　 由表3可以看出, 在荷载组合D+H+E₁作用下, 抗倾覆安全系数最小为4.4, 大于规范GB50267—97规定的限值1.5;在荷载组合D+H+E₂作用下, 抗倾覆安全系数最小为1.56, 大于规范GB50267—97规定的限值1.1, 该核电站整体筏基的抗倾覆稳定性均满足规范GB 50267—97要求。

　　 由于该核电站厂址不存在长期地下水, 因此无需进行抗浮稳定性验算。

　　 本文以某第三代核电站核岛厂房的整体筏基为研究对象, 针对整体筏基的构造特点, 对整体筏基进行了结构受力有限元分析、配筋量计算及整体稳定性验算。相较于二代核电站的独立筏基设计, 整体筏基设计分析存在以下几个特点:1) 由于上部厂房数量多, 整体筏基构型复杂, 因此整体筏基的有限元模型采用了多种单元类型及不同的单元连接方法;2) 由设计基准事故引起的温度作用T_a分析时不再采用最高温度, 而引入瞬态温度场分析方法, 选取整体筏基内力的最不利效应时刻的温度参与计算;3) 稳定性分析中上部结构作用不再采用拟静力法计算, 而换以时程分析法计算, 合理地降低了传统的拟静力方法的保守性, 在保证了整体筏基设计安全的前提下, 提高了整体筏基设计的经济性。