徐曉晨，胡文軍，師 泰，葉尚尚，劉一哲

(中國原子能科學研究院 核工程設計研究所，北京 102413)

中國示范快堆(CFR600)燃料操作系統(tǒng)中，乏組件轉(zhuǎn)換桶是轉(zhuǎn)運過程中的重要中間樞紐，為乏組件在堆外轉(zhuǎn)運過程中提供臨時的儲存和冷卻，是實現(xiàn)換料操作分步、并行的關鍵設備。正常運行工況下，鈉液冷卻系統(tǒng)在主容器中通過強迫循環(huán)帶走大部分的乏組件衰變熱，液面以上填充氬氣保證惰性環(huán)境。高溫的鈉液面以及各結構部件通過輻射的方式向頂部預埋件傳遞熱量，同時氬氣空間中還存在著自然對流換熱，這對預埋件等結構部件的安全有著重要影響。裝卸料通道和中間軸貫穿頂部預埋件，為保證預埋件處于溫度相對較低的工作環(huán)境，在貫穿件周圍設置了環(huán)狀縫隙。環(huán)隙內(nèi)部的氬氣存在不對稱的流動，會導致環(huán)隙周向結構溫度分布的不對稱。并且隨著環(huán)隙內(nèi)部Ra的增大，環(huán)隙對于預埋件溫度分布不對稱的影響會越來越大[1-2]。乏組件轉(zhuǎn)換桶是三級核安全設備，為保證設備能在各種工況下提供相應的功能，制定了主容器的設計準則。對于鈉液以上的結構主要設計準則是：預埋件下鋼板最高溫度不超過70 ℃。因此，對氬氣空間及結構部件的溫度分布進行詳細研究對乏組件轉(zhuǎn)換桶設計安全有重要意義。

由于乏組件轉(zhuǎn)換桶結構龐大，而且涉及到的傳熱機理較為復雜。因此，本文采用成熟的商業(yè)計算流體力學軟件STAR-CCM+作為模擬研究的工具，對乏組件轉(zhuǎn)換桶鈉液面以上的部分進行三維穩(wěn)態(tài)熱特性模擬計算，旨在通過對設定計算域中的傳熱和流動特性進行研究分析，以獲得氬氣空間及內(nèi)部構件的溫度分布情況。

1 乏組件轉(zhuǎn)換桶結構分析

乏組件轉(zhuǎn)換桶安裝在轉(zhuǎn)運室和清洗室之間，桶體安裝在基礎預埋件以下，主要結構如圖1所示。桶體由主容器和保護容器兩層結構組成，桶蓋和桶體中均包覆著隔熱保溫材料，吊桶承載著轉(zhuǎn)換桶所有的重量，連接在預埋件之下。乏組件轉(zhuǎn)換桶外徑為5.630 m，總高度為12.145 m。乏組件轉(zhuǎn)換桶的總重量約為187 t。每個換料周期，從反應堆卸載至乏組件轉(zhuǎn)換桶的乏組件數(shù)量最多為222根，其中燃料組件為115 根，滿載時總的衰變熱負荷為385 215 W。乏組件轉(zhuǎn)換桶滿載乏組件后，通過乏組件轉(zhuǎn)換桶冷卻系統(tǒng)保證桶內(nèi)溫度不超過250 ℃。

圖1 CFR600乏組件轉(zhuǎn)換桶結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of CFR600 spent subassembly transfer pot

乏組件轉(zhuǎn)換桶中氬氣空間內(nèi)包含的結構部件有桶蓋、吊桶、裝卸料通道、初始定位器以及中間軸等。預埋件為混凝土結構，其置于吊桶上方，中間軸及6個裝卸料通道貫穿布置在預埋件中，為保證密封性及良好的隔熱效果，在貫穿件周圍設置狹窄的環(huán)形縫隙，氬氣填充在這些環(huán)形空隙中。這些環(huán)形間隙寬度在15～18 mm之間，高度約為1.5 m。氬氣空間結構如圖2所示。

圖2 氬氣空間結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of argon space structure

乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)氬氣空間中包含復雜的傳熱機理：自然對流換熱、固體導熱以及輻射換熱。自然對流換熱主要是由于氬氣溫度分布不均勻形成密度差，在重力和浮升力的作用下而引起的對流換熱[3]；固體導熱是浸于鈉液的構件從鈉液面高溫端向上導出熱量；輻射換熱是高溫的鈉液面和高溫構件向溫度較低的構件輻射熱量[4]。

2 計算建模分析

幾何建模使用3D-CAD參數(shù)化建模工具對氬氣空間進行幾何構造以及表面處理。考慮到空間結構的復雜性，對于幾何域的離散采用非結構多面體網(wǎng)格。用STAR-CCM+作為計算求解器，按照此流程完成氬氣空間的幾何建模、網(wǎng)格劃分和數(shù)值計算。

2.1 幾何建模以及網(wǎng)格劃分

乏組件轉(zhuǎn)換桶氬氣空間存在3個維度的幾何不對稱性，整體結構的尺寸與局部結構的尺寸相差較大，因此若采用原始結構進行網(wǎng)格劃分，會導致網(wǎng)格量巨大(億級以上)，且網(wǎng)格質(zhì)量不易提高。因此在整體計算過程中，對結構進行幾何簡化，保留對計算結果影響較大的幾何特征。為研究計算結果的網(wǎng)格無關性，選擇裝卸料通道環(huán)形間隙區(qū)域作為特征區(qū)域進行分析驗證，對比效果如圖3所示。裝卸料通道附近氬氣環(huán)隙區(qū)域網(wǎng)格如圖4所示，計算結果在網(wǎng)格數(shù)量達到200萬量級趨于穩(wěn)定。在此種網(wǎng)格劃分方式下，可保證氬氣空間的復雜結構有較好的網(wǎng)格質(zhì)量以及可靠的計算結果?；谏鲜鼍W(wǎng)格無關性驗證，最終氬氣空間總體網(wǎng)格數(shù)量為253萬。

圖3 氬氣環(huán)隙網(wǎng)格無關性驗證Fig.3 Grid independence validation of argon gas annular gap

圖4 裝卸料通道氬氣環(huán)隙網(wǎng)格模型及分布Fig.4 Grid model and distribution of argon gas annular gap in refueling channel

2.2 物理模型

工程領域的流動和傳熱過程均受3個基本的物理規(guī)律限制，即質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律[5]。本文采用雷諾時均方程(RANS)的方法對氬氣空間換熱問題進行模擬分析。

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動量恒方程：

(2)

能量守恒方程：

-p·divU+div(λgradT)+Sh+φ

(3)

其中：ρ為流體密度；t為時間；u、v、w分別為流體速度矢量U在3個坐標上的分量；Su、Sv、Sw為3個動量方程的廣義源項；p為流體微元壓力；η為動力黏性系數(shù)；h為流體比焓；λ為流體導熱系數(shù)；Sh為流體內(nèi)熱源；φ為耗散能。

1)湍流模型

通過初步預估發(fā)現(xiàn)氬氣區(qū)域的特征流速約1.2 m/s，氬氣空間內(nèi)部流場復雜，流動換熱方式為自然對流換熱。通過對比發(fā)現(xiàn)，乏組件轉(zhuǎn)換桶與鈉冷快堆堆本體的氬氣空間在結構和工質(zhì)上存在很高的相似性[6]。因此，湍流模型參考對于CEFR氬氣空間流固耦合計算的模型[7]，并考慮湍流模型的適用性，最終選定為標準k-ε模型。對于不可壓流動以及沒有源項時，定義k與ε的控制方程如下：

(4)

(5)

其中：Gk為湍動能k的產(chǎn)生項；方程中引入的各常數(shù)可根據(jù)經(jīng)驗選取C1ε=1.44，C2ε=1.0，σε=1.3。

2)輻射模型

乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)部的輻射換熱包含鈉液與桶蓋之間、吊桶與預埋件下表面之間、桶蓋與吊桶之間的輻射換熱。氬氣空間內(nèi)為封閉腔室中的輻射，工程計算中一般將氬氣視為非參與介質(zhì)，認為它不會吸收、發(fā)射或散射輻射[8]。因此，本文將氬氣空間的輻射視為灰體輻射，輻射模型設置為STAR-CCM+中的表面至表面(S2S)模型，僅考慮設備結構表面之間的輻射換熱[9]。

2.3 物性參數(shù)及邊界條件

1)物性參數(shù)

氬氣空間計算域中包含多種結構構件，涉及多種材料介質(zhì)，如304不銹鋼、混凝土、保溫材料以及氬氣。計算過程中各材料的溫度分布范圍較大，其物性參數(shù)隨溫度的變化對計算影響較大，各材料物性參數(shù)列于表1，考慮各材料物性參數(shù)隨溫度的變化，采用與溫度相關的多項關系式設置物性參數(shù)，并在求解過程中進行實時更新。材料的發(fā)射率參考乏組件轉(zhuǎn)換桶設計時的參數(shù)設置，并且材料的發(fā)射率等于吸收率。

表1 材料物性參數(shù)Table 1 Material property parameter

2)邊界條件

乏組件轉(zhuǎn)換桶中氬氣空間位于鈉液面以上，周圍是吊桶構件和預埋件。桶體外部環(huán)境為轉(zhuǎn)換桶工藝間和反應堆大廳，環(huán)境中的空氣與其表面進行對流和輻射換熱，設置為對流邊界條件，采用復合對流換熱系數(shù)簡化邊界的換熱問題，環(huán)境溫度為40 ℃。目前壁面條件按導熱的性質(zhì)主要分為絕熱邊界條件、對流邊界條件、共軛傳熱邊界條件及導熱壁面邊界條件。預埋件豎直壁面外側(cè)為與其相同的混凝土材料，對該壁面采用絕熱邊界條件處理；流體與固體的接觸面采用共軛傳熱邊界條件[10]；對于簡化為無厚度面的部件，采用設置熱阻的方式進行等效[11]，熱阻由部件厚度除以該材料的導熱系數(shù)得到，對應熱阻的邊界及其熱阻列于表2。由于氬氣區(qū)域開啟了輻射模型，對于與氬氣接觸的壁面，均與氬氣進行輻射換熱。詳細邊界條件列于表3。

表2 邊界及熱阻Table 2 Boundary and thermal resistance

表3 氬氣空間計算邊界條件Table 3 Boundary condition for calculation of argon space

3)發(fā)射率敏感性分析

乏組件轉(zhuǎn)換桶中的氬氣空間可分為兩個主要區(qū)域，一是吊桶內(nèi)部的氬氣區(qū)域，二是主容器及裝卸料通道內(nèi)的氬氣區(qū)域。其中主容器中的氬氣與鈉液面有接觸。以往學者對于鈉液面發(fā)射率和鋼表面發(fā)射率的研究發(fā)現(xiàn)，發(fā)射率對表面條件和環(huán)境溫度有著強烈的依賴性[12]。因此本文對鈉液面發(fā)射率和鋼表面發(fā)射率進行敏感性分析，研究這兩個參數(shù)對鈉液面熱量傳遞和預埋件最高溫度的影響，最終選定兩個關鍵參數(shù)的模型設定值。

Furukawa等[13]對沾污鈉液的M316樣品進行了發(fā)射率測試。在200～800 ℃的溫度范圍內(nèi)進行發(fā)射率測量，約為0.10～0.55。由于鈉氣溶膠的存在，采用實驗測量的鈉液面發(fā)射率總是存在一定的誤差。Minges等[14]采用NACOWA測試臺架對鈉液的發(fā)射率進行了測量。實驗中考慮到了覆蓋氣體中的鈉蒸氣和鈉氣溶膠的影響，通過加裝氬氣凈化裝置去除氣溶膠。在標準測試條件下，鈉的發(fā)射率在300 ℃左右為0.03。通過綜合對比，Minges給出了建議選取的發(fā)射率：鈉液面為0.03～0.05，被鈉液沾污的側(cè)壁為0.14，未被鈉液沾污鋼表面為0.4。

敏感性分析主要基于正常工況下的模型進行邊界條件修改。對于鈉液面的發(fā)射率選取0.02、0.03、0.04、0.05四個特征點進行模擬計算，對于鋼結構的發(fā)射率選取0.2、0.3、0.4、0.5四個特征點進行模擬計算分析。圖5為鈉液面輻射傳熱量隨兩種發(fā)射率的變化?？砂l(fā)現(xiàn)，輻射傳熱量受鈉液面的發(fā)射率影響更大。圖6中可發(fā)現(xiàn)鈉液面發(fā)射率和鋼表面發(fā)射率的變化對于預埋件最高溫度影響均不是很大。上述實驗中是對于純凈鈉液面發(fā)射率的建議，在正常運行中與鈉液接觸的氬氣空間中會形成鈉氣溶膠，對輻射傳熱量會有一定的減損。并且鈉液面的發(fā)射率隨鈉液溫度的升高有增大的趨勢。最終考慮計算的保守性，選擇鈉液面發(fā)射率為0.03，鋼表面的發(fā)射率為0.2作為正常工況的邊界條件；選擇鈉液面發(fā)射率為0.05，鋼表面的發(fā)射率為0.2作為事故工況的邊界條件。

圖5 輻射傳熱量隨表面發(fā)射率的變化Fig.5 Radiation heat transfer vs.surface emissivity

圖6 預埋件最高溫度隨表面發(fā)射率的變化Fig.6 Maximum temperature of embedded part vs.surface emissivity

3 計算結果分析

3.1 不同工況模擬結果

預埋件作為整個乏組件轉(zhuǎn)換桶的承壓結構以及密封部件，需保持其結構的完整性。因此在設計上對預埋件的最高溫度提出了要求，在長期運行過程中預埋件溫度不超過70 ℃。計算中通過改變邊界條件來區(qū)分正常工況和事故工況，通過初步預估將正常工況下鈉液面溫度取為250 ℃，事故工況下鈉液面溫度取為450 ℃。

正常工況和事故工況下的溫度場和速度場分布如圖7、8所示。預埋件靠近裝卸料通道和中間軸位置的溫度相對較高，由于主容器內(nèi)的氬氣區(qū)域?qū)捀弑容^大，流速較高，因此溫度基本均勻。吊桶內(nèi)的氬氣空間屬于有內(nèi)熱源的封閉空間，在靠近熱源體(桶蓋、裝卸料通道和中間軸)的位置溫度相對較高。由于熱源體的不對稱布置，在距離熱源體較遠的另一側(cè)氬氣溫度較低。

圖7 正常工況下X=0截面位置溫度場和速度場分布Fig.7 Distributions of temperature field and velocity field at X=0 section under normal condition

圖8 事故工況下X=0截面位置溫度場和速度場分布Fig.8 Distributions of temperature field and velocity field at X=0 section under accident condition

乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)的兩個氬氣區(qū)域均為封閉空間下的自然對流，兩個區(qū)域由于幾何尺寸和內(nèi)熱源分布的差別，在自然對流特征上存在著明顯的差別。主容器內(nèi)的氬氣區(qū)域由于厚度以及上下兩個壁面的溫差較小，氬氣對流行程較短，會形成多個小尺寸的渦。而吊桶內(nèi)的氬氣區(qū)域多為依附于冷熱壁面流動形成的大的對流環(huán)。但由于吊桶內(nèi)裝卸料通道的不對稱布置，流場會整體偏向于高溫結構部件一側(cè)，這種流動上的不對稱也會加劇周圍結構周向溫度分布的不均勻。

3.2 環(huán)隙的影響

在設計上為了減少乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)熱構件向預埋件傳遞熱量，在熱構件與預埋件接觸的部位設置了環(huán)隙，環(huán)隙中充滿氬氣并且下部與吊桶內(nèi)的氬氣空間相連接。增加環(huán)隙后會減少熱構件(裝卸料通道、中間軸)向預埋件傳遞的熱量，從而可對預埋件起到有效的隔熱作用。但根據(jù)以往學者的研究[15]發(fā)現(xiàn)環(huán)隙內(nèi)填充氬氣后，當氬氣空間內(nèi)的溫度較高時，環(huán)隙中會產(chǎn)生胞狀對流，即氬氣自環(huán)形窄縫一側(cè)流入窄縫內(nèi)部，在流動過程中不斷向壁面放熱，氬氣溫度降低，密度增大，最終從窄縫下端的另一側(cè)流出。這種不對稱的流動會使環(huán)隙周向產(chǎn)生溫差，從而影響結構的穩(wěn)定性。并且隨著吊桶內(nèi)氬氣溫度的升高，環(huán)隙中的自然對流會愈加強烈，周向溫差也會逐漸的變大。正常工況下，環(huán)隙中的周向溫差約為2 ℃。事故工況下，環(huán)隙中的周向溫差可達到6 ℃左右。圖9和圖10分別為正常工況下和事故工況下氬氣環(huán)隙內(nèi)溫度場及周向溫度分布。

圖9 正常工況下氬氣環(huán)隙溫度場及周向溫度分布Fig.9 Temperature field and circumferential temperature distributions of argon gas annular gap under normal condition

圖10 事故工況下氬氣環(huán)隙溫度場及周向溫度分布Fig.10 Temperature field and circumferential temperature distributions of argon gas annular gap under accident condition

4 結論

采用CFD方法對CFR600乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)氬氣空間和相關部件建立模型，分析計算正常工況和事故工況下乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)的流動傳熱特性。初步計算結果顯示，正常工況下考慮足夠的熱工計算余量，預埋件下鋼板溫度峰值滿足設計要求。乏組件轉(zhuǎn)換桶內(nèi)的輻射換熱量受鈉液面發(fā)射率影響相比不銹鋼結構表面發(fā)射率影響更大。吊桶內(nèi)氬氣的不對稱流動會導致周圍結構周向溫度的不均勻現(xiàn)象。對預埋件中的環(huán)隙進一步研究發(fā)現(xiàn)，由于不對稱的流動導致環(huán)隙中周向產(chǎn)生溫差，并且可預見地隨著事故后果的嚴重，預埋件裝卸料通道周圍的溫差會逐步加劇。