蔣 興,賀寅彪,張 明

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院，上海 200233)

0 引言

當(dāng)一回路發(fā)生破口失水事故(LOCA)時，反應(yīng)堆安注系統(tǒng)應(yīng)立即向堆芯注水，防止堆芯裸露，保證燃料元件的充分冷卻。當(dāng)安注系統(tǒng)啟動，與反應(yīng)堆壓力容器(RPV)壁面溫度相差很大的安注冷水瞬間流過高溫容器內(nèi)壁面時，將導(dǎo)致容器壁溫度梯度劇烈增加即羽流(Plume)效應(yīng)，引發(fā)容器壁內(nèi)產(chǎn)生很高的熱應(yīng)力。本文中的“Plume效應(yīng)”指的是當(dāng)冷的安注水流進(jìn)RPV下降環(huán)腔時，會在熱的RPV內(nèi)壁面沿著流動方向自上而下產(chǎn)生一條狹長的低溫區(qū)。如果同時在系統(tǒng)內(nèi)存在壓力或較高的剩余壓力時，通常被稱為受壓熱沖擊(PTS)。

但只要容器有足夠的斷裂韌性，這樣的瞬態(tài)是不會引起容器的失效。隨著核電廠運(yùn)行接近壽期末，由于快中子輻照導(dǎo)致RPV帶區(qū)的材料斷裂韌性下降，發(fā)生承壓熱沖擊(PTS)事件就可能引起內(nèi)表面附近的缺陷貫穿壁厚，根據(jù)事故的發(fā)展，這樣的貫穿裂紋(TWC)可能導(dǎo)致堆芯大量失水而引起熔化。因此，設(shè)計(jì)時必須考慮安注時由瞬態(tài)流動傳熱帶來的熱應(yīng)力問題。對安注時安注接管口附近及RPV下降環(huán)腔內(nèi)的流動和對瞬態(tài)溫度變化過程的研究，對于正確設(shè)計(jì)RPV以及安注系統(tǒng)都是非常有意義和必要的。自20 世紀(jì)60 年代以來，很多國家就展開了對RPV在安注時RPV內(nèi)的流動和傳熱研究[1-6]。

本文選取一個典型可能引起羽流(Plume)效應(yīng)的PTS瞬態(tài)(穩(wěn)壓器卸壓閥卡開事故瞬態(tài)),進(jìn)行RPV下降環(huán)腔內(nèi)三維熱工流場分析研究。

1 結(jié)構(gòu)簡述

圖1示出RPV結(jié)構(gòu)。安注管在離RPV冷段進(jìn)口管2.788 m處的冷卻劑主管道上，它與主管道垂直相交，冷卻劑主管道接近RPV冷段處有一個彎頭(見圖2)。RPV下降環(huán)腔高度為5.8 m，環(huán)腔間隙(RPV內(nèi)壁面與吊籃間距離)為0.226 m。當(dāng)發(fā)生電廠失水事故時，冷的安注水從安注管注入冷卻劑主管道，與冷卻劑主管道中的高溫流體混合,當(dāng)混合不充分的流體流進(jìn)RPV下降環(huán)腔后可能在RPV進(jìn)口管下方形成羽流(Plume)。

圖1 反應(yīng)堆壓力容器結(jié)構(gòu)示意

圖2 反應(yīng)堆壓力容器、冷卻劑主管道及安注管的布置

2 數(shù)學(xué)模型

在反應(yīng)堆壓力容器下降環(huán)腔的熱工水力分析計(jì)算時，設(shè)流體為黏性不可壓縮的湍流流動，采用k-ε湍流模式。流體與固體間為熱耦合計(jì)算，采用如下傳熱模型[7]。 固體內(nèi)的熱傳導(dǎo)方程為：

式中λ——固體的導(dǎo)熱系數(shù)；

T,t——固體溫度(℃)、時間(s)；

x，y，z——3個相互垂直的坐標(biāo)軸；

q——固體內(nèi)的熱源，W/m3；

ρ0——固體密度,kg/m3；

cp——等壓比熱容,kJ/(kg·℃)。

在貼近RPV內(nèi)壁面處，流體與固體之間熱量的對流換熱系數(shù)可表示為：

式中λ——流體的導(dǎo)熱系數(shù)；

ΔT——換熱面上的溫差,℃;

3 分析模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)某核電站中的壓力容器、冷卻劑主管道和安注管的設(shè)計(jì)圖(見圖1，2)，采用1/2對稱建立計(jì)算模型，圖3為CFD計(jì)算模型圖。簡化的模型包括冷卻劑主管道、安注管和壓力容器下降環(huán)腔中的流體及鐵素體壓力容器。CFD模型包括687 151個流體網(wǎng)格和311 388個固體網(wǎng)格。在穩(wěn)壓器卸壓閥卡開事故瞬態(tài)工況中假設(shè)為時間t<65 s時所有流體邊界條件瞬態(tài)值基本保持不變；當(dāng)t>65 s時，以穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果作為瞬態(tài)計(jì)算的初始值。CFD瞬態(tài)計(jì)算中，在安注管和冷卻劑主管道的入口定義的速度和溫度值作為進(jìn)口邊界條件，其速度與溫度值由熱工水力計(jì)算程序RELAP通過對整個系統(tǒng)的計(jì)算獲得。流體進(jìn)入反應(yīng)堆壓力容器下降環(huán)腔后沿容器壁面流動，熱量在兩種物質(zhì)間傳遞，流體流過容器壁面后，在下降環(huán)腔底部流出作為出口邊界條件。模型假設(shè)吊籃為溫度不變，在瞬態(tài)計(jì)算中吊籃壁面對下降環(huán)腔溫度無影響，采用Realizablek-ε湍流模型,在計(jì)算模型中施加了重力影響，水的密度設(shè)置成隨溫度變化。

圖3 CFD計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

4 輸入條件

計(jì)算區(qū)域流體設(shè)為不可壓縮湍流，采用Realizablek-ε湍流模式。流體物性采用溫度為280 ℃，壓力15.5 MPa時的值。RPV的材料是國產(chǎn)A-508 Ⅲ鐵素體鋼。由于容器外壁面覆蓋有絕熱層，假設(shè)不與外界交換熱量，因此使用絕熱邊界條件。吊籃溫度使用定常值。壓力容器進(jìn)口與安注管進(jìn)口的流速是根據(jù)反應(yīng)堆系統(tǒng)熱工計(jì)算程序RELAP在穩(wěn)壓器卸壓閥卡開事故瞬態(tài)下的計(jì)算獲得的，因此壓力容器進(jìn)口管和安注管進(jìn)口給出隨時間變化的速度值。設(shè)定壓力容器進(jìn)口管和安注管進(jìn)口流體隨時間變化的溫度值。出口則采用壓力邊界條件,壓力值隨時間變化。

5 計(jì)算結(jié)果

瞬態(tài)計(jì)算過程中典型時刻的溫度分布見圖4～6。從圖4可以看出，在瞬態(tài)時間t=180 s時，在RPV內(nèi)壁面出現(xiàn)明顯的Plume現(xiàn)象，平均寬度約為1.25 m。在180 s時，安注流量發(fā)生了顯著變化，因此Plume出現(xiàn)了偏斜的現(xiàn)象。

圖4 t=180 s時RPV內(nèi)壁面溫度分布云圖

圖5 t=180 s時容器內(nèi)壁面、主管道和安注管溫度分布云圖

圖6 t=6 125 s時RPV內(nèi)壁面溫度分布云圖

圖7 t=180 s時安注管內(nèi)流體溫度流線圖

圖7，8分別示出時間t=180，6 125 s時安注管內(nèi)流體溫度流線圖，反映了安注管內(nèi)冷流體被混合加熱的過程。圖9，10分別示出時間t=180，6 125 s時，RPV內(nèi)壁面不同高度處(Z值不同)的溫度分布，其中Z值為距離容器下降環(huán)腔出口面的垂直距離，容器內(nèi)壁面的不同高度處溫度分布圖中的橫坐標(biāo)為模型中Y的坐標(biāo)值。

圖8 t=6 125 s時安注管內(nèi)流體溫度流線圖

壓力容器內(nèi)壁面相同高度處(Z值相同，Z值為距離容器環(huán)腔下降通道出口面的垂直距離)最大溫差隨時間變化關(guān)系見圖9，周向溫度分布體現(xiàn)出較大的非軸對稱性，最大溫差達(dá)50 ℃。

圖9 壓力容器內(nèi)壁面相同高度處最大溫差隨時間變化關(guān)系

圖10 壓力容器內(nèi)壁面、主管道中軸線上關(guān)鍵點(diǎn)

(Z=4.1 m)溫度隨時間變化關(guān)系

處于接管入口區(qū)域，壓力容器內(nèi)壁面、主管道中軸線上關(guān)鍵點(diǎn)(Z=4.1 m)溫度隨時間變化如圖10所示。這里的關(guān)鍵點(diǎn)是指壓力容器上溫度變化對結(jié)構(gòu)影響比較大的部分。

6 結(jié)論

通過承壓熱沖擊瞬態(tài)下RPV下降環(huán)腔內(nèi)熱工水力分析，獲得了典型PTS瞬態(tài)工況下，RPV內(nèi)壁面的詳細(xì)溫度分布和流體在容器下降環(huán)腔內(nèi)的流場分布，為PTS下RPV應(yīng)力分析和完整性提供了熱工輸入數(shù)據(jù)。 同時通過計(jì)算，瞬態(tài)時間t=180 s時，在容器內(nèi)壁面出現(xiàn)了羽流(PLUME)熱工水力現(xiàn)象，此現(xiàn)象對RPV筒身將產(chǎn)生較大的周向應(yīng)力，對環(huán)焊縫及環(huán)向缺陷的強(qiáng)度和完整性評估有重要影響。 本文為PTS瞬態(tài)下RPV斷裂力學(xué)分析提供了熱工輸入依據(jù)。