三代核電堆坑筒體保溫層縫隙泄漏仿真分析研究

李玉光 胡 甜 邱 陽 董元元 楊志海

（中國核動力研究設計院核反應堆系統設計技術國家級重點實驗室，四川 成都 610041）

0 引言

堆內熔融物滯留（IVR）是國內外三代核電廠的關鍵嚴重事故管理策略，廣泛運用于美國AP1000和中國華龍一號（ACP1000）等堆型。雖然在具體方案上存在自然循環增強型非能動堆腔淹沒設計[1]和能動非能動相結合的堆腔注水設計（CIS）[2，3]之分，但均需在反應堆壓力容器（RPV）和反應堆堆坑之間設置提供堆腔冷卻流道環腔的堆坑筒體保溫層；而堆坑筒體保溫層存在支腿承載結構，在安裝完畢后存在大量貫穿縫隙和不可避免出現縫隙泄漏，直接影響堆坑內壁溫度甚至危及堆坑運行安全。因此，對堆坑筒體保溫層進行縫隙泄漏研究具有重要意義。

計算流體力學（CFD）因成本低、耗時短和適應復雜結構等優勢已廣泛運用于核能系統分析[6，7]，但基本集中在一回路系統內熱工安全特性研究，對堆坑筒體保溫層的縫隙泄漏研究鮮于報道。張亞斌等[8]人雖通過合理假設和手動添加縫隙泄漏源項實現筒體保溫層保溫效果分析，但尚未進行縫隙泄漏源項的仿真分析研究，因此開展堆坑筒體保溫層進行縫隙泄漏研究勢在必行。

本文基于華龍一號（ACP1000）堆坑筒體保溫層結構模型，對堆坑筒體保溫層縫隙結構進行簡化研究和對簡化后縫隙泄漏進行數值仿真分析，以得到堆坑筒體保溫層物態分布和縫隙截面泄漏情況，從而為三代核電堆坑筒體保溫層的性能評價奠定技術基礎和提供方法借鑒。

1 物理模型與數值計算方法

本文使用UG和ICEM軟件進行幾何建模和網格劃分，使用Fluent軟件進行邊界加載和數值仿真分析。選擇中國核動力研究設計院（NPIC）華龍一號（ACP1000）堆坑筒體保溫層結構模型作為典型代表，對其進行縫隙結構簡化和縫隙泄漏數值仿真分析。

1.1 物理和幾何模型

圖1為堆坑筒體保溫層結構模型示意圖，包括RPV、反應堆堆坑、筒體保溫層及其支腿，堆坑通風冷卻系統主要運行參數見表1。從圖1可以看出，堆坑筒體保溫層從下往上依次設置有1至9層支腿，每層支腿又從0°方位開始圓周均布24個，低溫堆坑冷卻風（298.15K）次要部分（簡稱次流風）從下部幾層支腿縫隙流入RPV與保溫層之間的環腔（簡稱環腔），從上部幾層支腿縫隙流出環腔與堆坑冷卻風主要部分（簡稱主流風）混合；低溫堆坑冷卻主流風從保溫層與堆坑之間環腔底部（0 m標高）流入，吸收保溫層散熱后從保溫層與堆坑之間環腔頂部（約8.3 m標高）流出。

表1 主要運行參數

圖1 堆坑筒體保溫層設計示意圖

根據堆坑筒體保溫層結構模型的對稱性，取其1/24作為研究對象；并假堆坑冷卻風入口0 m以下的區域和堆坑冷卻風出口7.5 m以上區域對堆坑筒體保溫層的流場和溫度場均無影響，由此可得如圖2 a所示的簡化物理模型。簡化物理模型的長度（X方向）、寬度（Y方向）、高度（Z方向）分別為4 060 m、1 060 mm、8 280 mm。

1.2 縫隙結構簡化

堆坑筒體保溫層包含數百保溫板塊接縫縫隙和數百支腿貫穿縫隙，即使是1/24模型，仍然包含數十個保溫板塊接縫縫隙和支腿貫穿縫隙，該縫隙寬度一般約為2 mm；而堆坑筒體保溫層和1/24模型的各向尺寸均為數米，兩者尺度上差距較大。若每個縫隙按真實結構進行建模將會造成現有硬件水平難以接受的網格量和難以承受的計算量，因此需對縫隙結構進行簡化。

支腿之間的保溫板塊接縫縫隙按照中面分割原則將其等面積集中就近納入支腿貫穿縫隙，且考慮到支腿120 mm×60 mm的實際橫截面尺寸以及保溫板塊直接坐落在支腿上端面的實際安裝狀態，支腿左右兩側間隙和下側間隙構成1∶2的比例關系，縫隙結構簡化示意如圖2b所示，并簡單計算即可得到如表2所示的各層支腿集中縫隙。

圖2 物理模型

表2 各層支腿集中縫隙

1.3 網格劃分和邊界條件

由UG和ICEM軟件生成的幾何結構和控制容器數值模型如圖3a所示，含有約3 400萬四面體網格。圖3b為通風通道局部模型放大圖。數值模型邊界條件和主要物性參數見表3和表4。

表3 邊界條件

表4 主要物性參數[8-9]

圖3 數值模型

1.4 網格獨立性考核

基于0.17kg·s-1的質量入口工況，分別采用3 400萬、5 900萬和9 200萬三套網格進行了獨立性考核，三套網格參數下出口平均溫度及平均速度如表5所示，可以看出三套網格計算結果非常接近，空氣出口平均溫度及平均速度的最大誤差分別為0.24%和0.44%，均能滿足數值仿真分析需求；但第二套網格計算結果與第三套網格更為接近，在硬件條件允許條件下選擇第三套9 200萬網格進行后續數值仿真。

表5 網格獨立性考核

2 數值仿真結果與分析

將ICEM軟件輸出的網格文件讀入FLUENT軟件進行流固耦合數值模擬，采用壓力-速度耦合求解器和具有標準壁面方程的k-ε湍流模型，并將操作壓力設置為1個大氣壓。當連續性、速度（包括3個坐標分量）、能量等輸運方程變量均小于10-3時，認為結果收斂終止計算。

2.1 空氣域物態分布

圖4為0.17 kg·s-1的質量入口工況、支腿軸向剖面上物態參數云圖。堆坑冷卻風從下往上逐漸吸收保溫層散熱，風溫逐漸升高；堆坑冷卻次流風從下部幾層支腿縫隙流入RPV與保溫層之間的環腔（簡稱環腔），加熱后從上部幾層支腿縫隙流出并與堆坑冷卻主流風合流，并使得堆坑冷卻主流風溫出現躍升，形成了“煙囪效應”。

圖4 空氣域物態分布

2.2 縫隙截面泄漏情況

表6為0.17 kg·s-1的質量入口工況、支腿縫隙橫截面平均溫度、流速及質量流量，圖5為0.17 kg·s-1的質量入口工況、保溫層內壁熱流密度沿高度分布情況，堆坑冷卻通風部分從下部5層（1~5層）支腿縫隙流入環腔，從上部4層（6~9層）支腿縫隙流出環腔，總泄漏量約為0.051 71 kg·s-1，占總堆坑冷卻風量的30.42%；換熱熱流主要包括輻射熱流和對流熱流兩部分，輻射熱流在整個高度范圍后基本均勻，總熱流和對流熱流在下部5層支腿縫隙漏流位置出現峰值，然后在上部幾層逐漸降低，這與各層支腿縫隙漏流情況相匹配。

表6 0.17 kg/s工況縫隙截面平均溫度、流速及質量流量

圖5 0.17 kg/s工況保溫層內壁熱流沿高度分布情況

表7和表8分別為0.19 kg·s-1、0.21 kg·s-1的質量入口工況支腿縫隙橫截面平均溫度、流速及質量流量，總泄漏量分別約為0.053 92 kg·s-1和0.055 89 kg·s-1。對比三個工況，總泄漏量隨堆坑冷卻風量的增加而增大。圖6為0.17 kg·s-1、0.19 kg·s-1、0.21 kg·s-1質量入口工況的保溫層內壁溫度沿高度分布，在下部5層支腿縫隙處由于縫隙漏流冷卻存在明顯降低，不同質量入口工況內壁溫度分布趨勢相似。

圖6 保溫層內壁溫度沿高度分布

從表6、表7和表8還可看出，堆坑冷卻次流在環腔中被充分加熱后分別以最高471.57 K、466.15 K和462.57 K迎面直沖向反應堆堆坑，極易造成混凝土溫度超限，因此需增加縫隙流阻來降低“煙囪效應”帶來的縫隙泄漏。

表7 0.19 kg/s工況縫隙截面平均溫度、流速及質量流量

表8 0.21 kg/s工況縫隙截面平均溫度、流速及質量流量

3 結語

本文提出了一種可行的三代核電堆坑筒體保溫層縫隙結構的面積等效簡化建模方法，并采用CFD對ACP1000堆坑筒體保溫層縫隙泄漏進行了數值模擬，得到了支腿縫隙軸向剖面上的溫度分布、速度矢量，得到了各層支腿縫隙橫截面平均溫度、速度、質量流量，支腿縫隙存在26.61%~30.42%不等的總泄漏量，頂部存在462.57~471.57 K不等的高溫射流沖擊反應堆堆坑，支腿縫隙需采取有效措施增加縫隙流阻，從而降低“煙囪效應”帶來的縫隙泄漏。本文為三代核電堆坑筒體保溫層的性能評價奠定了技術基礎和提供了方法借鑒。