高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置可行性分析

喬延凱 曹 云 程懋松 戴志敏

1（中國(guó)科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 嘉定園區(qū) 上海 201800）2（中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）3（上?？萍即髮W(xué) 上海 201210）

高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置可行性分析

喬延凱1,2,3曹 云1程懋松1戴志敏1,2,3

1（中國(guó)科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 嘉定園區(qū) 上海 201800）2（中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）3（上?？萍即髮W(xué) 上海 201210）

非能動(dòng)停堆系統(tǒng)是事故工況下核能系統(tǒng)的重要安全保障。為保證和增強(qiáng)釷基熔鹽堆核能系統(tǒng)的安全性，通過(guò)對(duì)比分析現(xiàn)有的非能動(dòng)停堆裝置，本文提出了釷基熔鹽堆高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置。利用Inconel 625合金在650-700 °C力學(xué)特性發(fā)生陡降的特點(diǎn)，對(duì)高溫剪斷式觸發(fā)結(jié)構(gòu)——薄壁擋板進(jìn)行設(shè)計(jì)，并通過(guò)Abaqus軟件對(duì)其二維結(jié)構(gòu)在事故工況下不同溫度時(shí)的響應(yīng)狀態(tài)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)斷裂模擬。模擬結(jié)果表明，當(dāng)設(shè)定溫度超過(guò)650 °C且持續(xù)升高時(shí)，薄壁擋板會(huì)在4-10 s內(nèi)發(fā)生斷裂；在非事故工況下，若溫度異常升高到670 °C后隨即降低時(shí)，薄壁擋板不會(huì)發(fā)生斷裂。因此，在緊急事故工況時(shí)，設(shè)計(jì)的高溫剪斷式觸發(fā)結(jié)構(gòu)能夠可靠剪斷，確保第二停堆系統(tǒng)非能動(dòng)觸發(fā)，進(jìn)一步提高釷基熔鹽堆的安全性。

非能動(dòng)停堆，高溫剪斷式，Inconel 625合金，Abaqus，斷裂模擬

隨著核能系統(tǒng)的逐漸發(fā)展，越來(lái)越多的人開(kāi)始關(guān)注反應(yīng)堆的固有安全性，固有安全性是指反應(yīng)堆在遵循自然法則的基礎(chǔ)上，在其可能存在的工況下都應(yīng)該確保其安全性，這要求反應(yīng)堆在無(wú)人工干預(yù)、無(wú)觸發(fā)信號(hào)和無(wú)外部響應(yīng)等狀態(tài)下保證其安全狀態(tài)[1]。為提高反應(yīng)堆的固有安全性，國(guó)際上提出了一種改進(jìn)反應(yīng)堆安全性的新概念“非能動(dòng)安全”，即通過(guò)增加非能動(dòng)安全系統(tǒng)來(lái)提高反應(yīng)堆的安全性和可靠性[2]。

第四代核反應(yīng)堆的重要發(fā)展方向之一就是采用非能動(dòng)停堆系統(tǒng)確保其安全性[3]，這也是“未來(lái)先進(jìn)裂變核能——釷基熔鹽堆核能系統(tǒng)(Thorium-based Molten Salt Reactor, TMSR)”遵循的發(fā)展方向。

現(xiàn)有的非能動(dòng)停堆系統(tǒng)主要有以下幾種：1) 磁性材料居里點(diǎn)溫度控制非能動(dòng)停堆裝置。這種設(shè)計(jì)最典型的代表是日本在其商用快堆設(shè)計(jì)中采用的自停堆系統(tǒng)[4]。此外，俄羅斯[5]、法國(guó)[6]等國(guó)家也進(jìn)行了類似原理的非能動(dòng)停堆裝置的研究，已有一定的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，而我國(guó)為中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆研發(fā)的非能動(dòng)停堆系統(tǒng)也是基于與此相似的原理[7]。2) 液體懸浮的非能動(dòng)停堆裝置。這種停堆裝置的代表是俄羅斯的液體懸浮非能動(dòng)停堆裝置[5]。3) 氣體膨脹驅(qū)動(dòng)裝置[2]。4) 控制棒熱膨脹強(qiáng)化驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)。俄羅斯的多種溫度效應(yīng)驅(qū)動(dòng)非能動(dòng)停堆組件[5]、日本的熱膨脹強(qiáng)化驅(qū)動(dòng)裝置[8]、德國(guó)為歐洲快堆設(shè)計(jì)的Na膨脹驅(qū)動(dòng)裝置[9]，均屬于這一類。5) Li注入裝置[10]。

在當(dāng)前的固態(tài)燃料釷基熔鹽堆中采用兩套獨(dú)立的控制棒停堆系統(tǒng)，即主控制棒停堆系統(tǒng)和備用控制棒停堆系統(tǒng)，這些停堆系統(tǒng)確保釷基熔鹽堆在事故工況時(shí)高安全性和可靠性。然而，當(dāng)出現(xiàn)無(wú)保護(hù)失流(Unprotected Loss of Flow, ULOF)、無(wú)保護(hù)瞬態(tài)超功率(Unprotected Transient over Power, UTOP)和無(wú)保護(hù)熱阱喪失(Unprotected Loss of Heat Sink, ULOHS)等未緊急停堆的預(yù)期瞬態(tài)(Anticipated Transient Without Scram, ATWS)時(shí)，兩套停堆系統(tǒng)存在同時(shí)失效的可能性，堆芯可能會(huì)在較短時(shí)間內(nèi)發(fā)生損毀[11-12]。因此，為進(jìn)一步提高釷基熔鹽堆核能系統(tǒng)的安全性，特別是針對(duì)其在ATWS時(shí)的安全性，提出了非能動(dòng)停堆系統(tǒng)，以提高其在緊急事故工況時(shí)的安全停堆能力。

通過(guò)比較國(guó)內(nèi)外水堆、快堆、氣冷堆等多種堆型的非能動(dòng)停堆系統(tǒng)，本文提出了一種新型的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、非能動(dòng)性能好、適用于釷基熔鹽堆的高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置。本文將通過(guò)對(duì)高溫剪斷式觸發(fā)裝置二維結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)、模擬分析，驗(yàn)證其在ULOF、UTOP、ULOHS等ATWS緊急事故工況時(shí)能夠可靠剪斷，實(shí)現(xiàn)釷基熔鹽堆在10 s內(nèi)快速啟動(dòng)非能動(dòng)停堆系統(tǒng)的要求。

1 高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)裝置

1.1 基本原理

高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置的基本原理為：將底部開(kāi)有孔的B4C中子吸收球儲(chǔ)球罐置于堆芯反射層上部專用通道，并通過(guò)薄壁擋板與反射層相隔開(kāi)。在事故工況下，隨著反應(yīng)堆內(nèi)溫度不斷升高，當(dāng)溫度超過(guò)設(shè)定限值時(shí)，采用高溫敏感合金（力學(xué)特性發(fā)生陡降的合金）特殊設(shè)計(jì)而成的薄壁擋板性能迅速降低，B4C中子吸收球作用在薄壁擋板上的力超過(guò)其剪切應(yīng)力而發(fā)生斷裂，B4C中子吸收球依靠重力快速落入堆芯，實(shí)現(xiàn)釷基熔鹽堆事故工況時(shí)的快速停堆?；驹硎疽鈭D如圖1所示。

圖1 高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置原理Fig.1 Schematic of passive shutdown device with high temperature shearing trigger absorber ball.

1.2 合金選擇

依據(jù)ASME材料篇（2007版）[13]及Special Metal公司多種合金材料性能說(shuō)明書(shū)，當(dāng)設(shè)定溫度在600-700 °C，材料的強(qiáng)度特性會(huì)出現(xiàn)陡降的合金主要有N06002：47Ni-22Cr-9Mo-18Fe、N06617：52Ni-22Cr-13Co-9Mo以及N06625：60Ni-22Cr-9Mo-3.5Cb，這三種合金的溫度-抗拉強(qiáng)度變化見(jiàn)圖2。

圖2 三種合金溫度-抗拉強(qiáng)度變化Fig.2 Tensile stress variation vs. temperature of three alloys.

由圖2可知，N06002、N06617和N06625合金分別在625 °C、675 °C及650 °C時(shí)，抗拉強(qiáng)度出現(xiàn)陡降現(xiàn)象。當(dāng)固態(tài)燃料釷基熔鹽堆正常工作時(shí)，其堆芯出口溫度在650 °C左右，為確保高溫剪斷式觸發(fā)結(jié)構(gòu)的高可靠性，設(shè)定當(dāng)溫度高于650 °C時(shí)薄壁擋板發(fā)生剪斷，觸發(fā)非能動(dòng)停堆系統(tǒng)。因此，選擇N06625合金作為高溫敏感合金開(kāi)展高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置設(shè)計(jì)。

Inconel 625合金在不同溫度、不同應(yīng)力作用下的蠕變斷裂壽命如圖3所示[14]。當(dāng)溫度達(dá)到649 °C及更高，作用在Inconel 625合金上的應(yīng)力超過(guò)70MPa甚至達(dá)到數(shù)百M(fèi)Pa時(shí)，其蠕變斷裂壽命依然可以達(dá)到100000 h。而初步估算作用在所設(shè)計(jì)的薄壁擋板上的應(yīng)力不超過(guò)20 MPa，因此在未發(fā)生ATWS等事故的情況下，在8-10 a的設(shè)計(jì)壽期內(nèi)不會(huì)發(fā)生蠕變斷裂失效，可以忽略蠕變斷裂失效對(duì)所設(shè)計(jì)的薄壁擋板的影響。

圖3 Inconel 625合金蠕變斷裂壽命Fig.3 Creep rupture life of Inconel 625 alloy.

Inconel 625合金在600-700 °C的材料基本屬性變化如表1所示。

表1 Inconel 625合金材料屬性Table 1 Material properties of Inconel 625 alloy.

1.3 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

基于所提出的高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置的基本原理，通過(guò)在擋板兩端進(jìn)行薄壁設(shè)計(jì)，以實(shí)現(xiàn)當(dāng)溫度超過(guò)650 °C時(shí)，利用Inconel 625合金力學(xué)特性發(fā)生陡降的特點(diǎn)，薄壁擋板能夠?qū)崿F(xiàn)快速斷裂響應(yīng)。為了提高薄壁擋板的斷裂響應(yīng)狀態(tài)及響應(yīng)時(shí)間，在薄壁部分設(shè)計(jì)V型斷裂槽，這樣會(huì)在斷裂槽處形成應(yīng)力集中，控制薄壁擋板斷裂的初始位置及擴(kuò)展路徑，實(shí)現(xiàn)薄壁擋板的快速斷裂過(guò)程。

裂紋擴(kuò)展模擬是固體力學(xué)中一種典型的不連續(xù)問(wèn)題，其幾何界面處的位移不連續(xù)性和端部的奇異性決定了其具有很強(qiáng)的復(fù)雜性。Abaqus 6.14的斷裂力學(xué)分析功能是國(guó)際上公認(rèn)較強(qiáng)的商業(yè)求解器之一，并不斷推出重要的新功能：粘結(jié)單元、虛擬裂紋閉合技術(shù)、擴(kuò)展有限元方法等，為學(xué)術(shù)研究和解決眾多工程問(wèn)題提供了有力的分析手段[15]。擴(kuò)展有限元方法(Extended Finite Element Method, XFEM)是基于單位分解的思想，引入帶有不連續(xù)性質(zhì)的擴(kuò)充形函數(shù)來(lái)代表間斷。因?yàn)椴贿B續(xù)場(chǎng)的描述與網(wǎng)格邊界完全獨(dú)立，所以不需要網(wǎng)格重構(gòu)就可以方便地分析不連續(xù)問(wèn)題，可以在未設(shè)置初始裂紋的情況下用于模擬任意性的裂紋擴(kuò)展過(guò)程[16]。因此，在高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置斷裂位置未知的情況下，本文將利用XFEM來(lái)模擬其斷裂過(guò)程。

將V型斷裂槽分別開(kāi)設(shè)在薄壁部分內(nèi)沿、中部及外沿部位，其具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖4(a)、(b)、(c)所示。利用XFEM對(duì)薄壁擋板的二維結(jié)構(gòu)在700 °C的響應(yīng)狀態(tài)進(jìn)行模擬，將薄壁擋板兩端固定，在二維模型上部設(shè)置10.5 N·mm-1的均布載荷，采用四結(jié)點(diǎn)線性減縮積分單元進(jìn)行網(wǎng)格精密劃分，局部模擬結(jié)果如圖5(a)、(b)、(c)所示。通過(guò)對(duì)模擬結(jié)果的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，在完全相同的邊界條件及材料屬性情況下，將V型斷裂槽的位置開(kāi)設(shè)在薄壁部分的中部時(shí)，其表現(xiàn)出最佳的斷裂響應(yīng)狀態(tài)。因此，將選擇中部開(kāi)設(shè)V型斷裂槽的薄壁擋板作為設(shè)計(jì)和研究對(duì)象，分析其穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)斷裂響應(yīng)狀態(tài)。

圖4 薄壁擋板結(jié)構(gòu)尺寸 (a) 內(nèi)沿，(b) 中部，(c) 外沿Fig.4 Dimensions of thin-wall baffle structure. (a) Inner edge, (b) Middle part, (c) Outside edge

圖5 不同位置斷裂槽應(yīng)力狀態(tài) (a) 內(nèi)沿，(b) 中部，(c) 外沿Fig.5 Stress state at different fracture locations. (a) Inner edge, (b) Middle part, (c) Outside edge

2 斷裂模擬

針對(duì)所設(shè)計(jì)的中部開(kāi)設(shè)V型斷裂槽的薄壁擋板的二維結(jié)構(gòu)，當(dāng)設(shè)定溫度在600-700 °C內(nèi)變化時(shí)，將利用Abaqus軟件對(duì)薄壁擋板的斷裂響應(yīng)狀態(tài)及響應(yīng)時(shí)間進(jìn)行穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)斷裂模擬，進(jìn)一步分析其可行性與可靠性。

2.1 穩(wěn)態(tài)模擬

當(dāng)設(shè)定溫度由650 °C勻速升高到700 °C時(shí)，將薄壁擋板兩端固定，在二維模型上部設(shè)置10.3N·mm-1的均布載荷，利用Abaqus中的順序耦合熱應(yīng)力分析對(duì)薄壁擋板進(jìn)行斷裂模擬，其斷裂模擬過(guò)程如圖6(a)-(f)所示。斷裂模擬結(jié)果表明，隨著溫度的不斷升高，V型斷裂槽部位由于應(yīng)力集中過(guò)大而不能承受B4C小球作用在其上邊的作用力，在665 °C開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，并隨著溫度的繼續(xù)升高，裂紋逐漸擴(kuò)展，當(dāng)溫度升高到693 °C時(shí)，裂紋擴(kuò)展完全并發(fā)生斷裂。

圖6 650 °C升高到700 °C斷裂模擬過(guò)程(a) T=650 °C，(b) T=665 °C，(c) T=678 °C，(d) T=684 °C，(e) T=693 °C，(f) T=700 °CFig.6 Fracture simulation process from 650 °C to 700 °C.(a) T=650 °C, (b) T=665 °C, (c) T=678 °C, (d) T=684 °C, (e) T=693 °C, (f) T=700 °C

當(dāng)設(shè)定溫度由600 °C勻速升高到700 °C時(shí)，模擬結(jié)果表明，在低于650 °C時(shí)，薄壁擋板二維模型結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，未出現(xiàn)裂紋擴(kuò)展及斷裂失效；而當(dāng)設(shè)定溫度升高到超過(guò)650 °C以后，V型斷裂槽部位逐漸開(kāi)始出現(xiàn)裂紋并不斷擴(kuò)展至斷裂。

因此，當(dāng)出現(xiàn)ULOF、UTOP、ULOHS等ATWS緊急事故工況時(shí)，隨著反應(yīng)堆內(nèi)溫度不斷升高，所設(shè)計(jì)的薄壁擋板二維結(jié)構(gòu)能夠可靠剪斷，B4C中子吸收球落入堆芯，實(shí)現(xiàn)快速停堆的作用。

2.2 瞬態(tài)模擬

2.2.1 載荷影響分析

由于B4C中子吸收球是以數(shù)個(gè)集中力的形式作用在薄壁擋板上，而前文均設(shè)定以均布載荷的形式進(jìn)行模擬分析。為了驗(yàn)證載荷形式對(duì)模擬結(jié)果的影響，在同等載荷大小的情況下，分別以點(diǎn)載荷和均布載荷的形式作用在薄壁擋板上，設(shè)定溫度在30 s內(nèi)由650 °C勻速升高到700 °C，其斷裂響應(yīng)時(shí)間如圖7所示。模擬結(jié)果表明，使用均布載荷代替點(diǎn)載荷進(jìn)行斷裂模擬，對(duì)最終的斷裂響應(yīng)時(shí)間影響不大。

圖7 載荷形式對(duì)斷裂時(shí)間的影響Fig.7 Influence of load forms on fracture time.

2.2.2 升溫方式分析

在事故工況下，由于反應(yīng)堆內(nèi)溫度升高方式處于不確定狀態(tài)，在10.2-10.8 N·mm-1均布載荷下，當(dāng)設(shè)定溫度在30 s內(nèi)分別以勻減速、勻速及勻加速?gòu)?50 °C升高到700 °C時(shí)，所設(shè)計(jì)的薄壁擋板的斷裂響應(yīng)時(shí)間如圖8所示。模擬結(jié)果表明，當(dāng)作用載荷在10.3-10.6 N·mm-1變化時(shí)，其斷裂響應(yīng)時(shí)間分別穩(wěn)定在4 s、10 s及8 s左右，均可以滿足快速啟動(dòng)非能動(dòng)停堆系統(tǒng)的要求。

2.2.3 溫度波動(dòng)分析

如前文所述，在事故工況下，由于反應(yīng)堆內(nèi)溫度變化處于不確定狀態(tài)，存在溫度先升高后下降的情況。因此，為了提高所設(shè)計(jì)的薄壁擋板的可靠性，對(duì)其在溫度波動(dòng)時(shí)的狀態(tài)進(jìn)行模擬分析。

當(dāng)設(shè)定溫度升高到670 °C出現(xiàn)波動(dòng)而降低時(shí)，所設(shè)計(jì)的薄壁擋板在不同載荷下的損傷狀態(tài)如圖9所示。由圖9可知，設(shè)定溫度在670 °C出現(xiàn)轉(zhuǎn)折降低時(shí)，當(dāng)作用在薄壁擋板上的均布載荷為10.3-10.6N·mm-1時(shí)，薄壁擋板會(huì)在1-3 s的短時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)裂紋損傷，但由于溫度的降低使其不會(huì)繼續(xù)擴(kuò)展至斷裂，不會(huì)觸發(fā)B4C中子吸收球落入堆芯；當(dāng)所施加的均布載荷大于10.6 N·mm-1時(shí)，薄壁擋板會(huì)在7 s內(nèi)斷裂，實(shí)現(xiàn)非能動(dòng)停堆的要求。

圖8 升溫方式對(duì)斷裂時(shí)間的影響Fig.8 Influence of temperature rising form on fracture time.

圖9 溫度波動(dòng)時(shí)的損傷狀態(tài)Fig.9 Damage state when temperature fluctuates.

此外，利用Abaqus中直接循環(huán)進(jìn)行初步疲勞分析發(fā)現(xiàn)，設(shè)定溫度波動(dòng)到670 °C后下降，當(dāng)出現(xiàn)數(shù)千次這樣的循環(huán)時(shí)，薄壁擋板才會(huì)發(fā)生斷裂。然而，釷基熔鹽堆在正常工況運(yùn)行時(shí)，依靠反應(yīng)堆溫度控制系統(tǒng)，堆芯溫度不會(huì)出現(xiàn)多次異常波動(dòng)和劇烈波動(dòng)的情況，而堆芯出口溫度會(huì)穩(wěn)定在650 °C左右，因此不會(huì)出現(xiàn)溫度多次波動(dòng)到670 °C而發(fā)生疲勞斷裂失效的情況。

因此， 設(shè)定作用在薄壁擋板上的均布載荷大小為10.3-10.6 N·mm-1，既可以實(shí)現(xiàn)在ULOF、UTOP、ULOHS等ATWS事故工況下4-10 s內(nèi)觸發(fā)非能動(dòng)停堆裝置的啟動(dòng)，又可以保證在非事故工況下溫度異常升高到670 °C后隨即降低時(shí)不會(huì)觸發(fā)非能動(dòng)停堆裝置，進(jìn)一步提高所設(shè)計(jì)的薄壁擋板的可靠性。

3 結(jié)語(yǔ)

非能動(dòng)停堆系統(tǒng)是反應(yīng)堆事故工況下核能安全的重要保障，本文提出了一種新型的高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置，并基于Abaqus軟件對(duì)其二維結(jié)構(gòu)的斷裂狀態(tài)進(jìn)行模擬分析。模擬結(jié)果表明：1) 利用Inconel 625合金在650 °C力學(xué)特性發(fā)生陡降的特點(diǎn)，當(dāng)作用在二維模型的均布載荷在10.2-10.8 N·mm-1范圍時(shí)，設(shè)定溫度從650 °C勻速升高到700 °C，V型斷裂槽部位逐漸出現(xiàn)裂紋并不斷擴(kuò)展至完全斷裂；而當(dāng)設(shè)定溫度低于650 °C時(shí)，所設(shè)計(jì)的二維結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，不會(huì)出現(xiàn)裂紋及斷裂情況。2) 設(shè)定溫度在30 s內(nèi)由650 °C升高到700 °C，當(dāng)作用的均布載荷在10.3-10.6 N·mm-1范圍時(shí)，該二維結(jié)構(gòu)的斷裂響應(yīng)時(shí)間在4-10 s，可以實(shí)現(xiàn)在ATWS等事故工況下快速觸發(fā)非能動(dòng)停堆裝置。3) 當(dāng)作用在薄壁擋板上的均布載荷在10.3-10.6 N·mm-1范圍時(shí)，既可以實(shí)現(xiàn)在緊急事故工況時(shí)非能動(dòng)停堆裝置的快速啟動(dòng)，又可以保證在非事故工況下，由于溫度異常升高至670 °C后隨即下降時(shí)不會(huì)啟動(dòng)非能動(dòng)停堆系統(tǒng)，進(jìn)一步提高其可靠性。

通過(guò)Abaqus軟件對(duì)所提出的高溫剪斷式觸發(fā)吸收球非能動(dòng)停堆裝置二維結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬分析，表明所設(shè)計(jì)的開(kāi)設(shè)V型斷裂槽的薄壁擋板具有一定的可行性及可靠性，對(duì)未來(lái)釷基熔鹽堆非能動(dòng)停堆系統(tǒng)的工程設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 Qvist S, Greenspan E. An autonomous reactivity control system for improved fast reactor safety[J]. Progress in Nuclear Energy, 2014, 77: 32-47. DOI: 10.1016/ j.pnucene.2014.06.003.

2 黃晨. 快堆非能動(dòng)停堆裝置的發(fā)展[J]. 中國(guó)原子能科學(xué)研究院年報(bào), 2006, (1): 10-11. HUANG Chen. Development of passive shutdown device for fast reactor[J]. Annual Report of China Institute of Atomic Energy, 2006, (1): 10-11.

3 Vanmaercke S, Van Den Eynde G, Tijskens E, et al. Design of a complementary scram system for liquid metal cooled nuclear reactors[J]. Nuclear Engineering and Design, 2012, 243: 87-94. DOI: 10.1016/j.nucengdes. 2011.12.007.

4 Nakanishi S, Hosoya T, Kubo S, et al. Development of passive shutdown system for SFR[J]. Nuclear Technology, 2010, 170(1): 181-188.

5 Bagdasarov Y E, Buksha Y K, Voznesenski R M, et al. Development of passive safety devices for sodium-cooled fast reactors[R]. Obninsk: International Atomic Energy Agency, 1996.

6 Favet D, Carluec B, Dechelette S. Third shutdown level for EFR project[R]. Obninsk: International Atomic Energy Agency, 1996.

7 商昌忠, 陸道綱, 范念青. 用于快堆非能動(dòng)停堆系統(tǒng)的磁性連接對(duì)的設(shè)計(jì)優(yōu)化與完整性綜合評(píng)價(jià)[J]. 原子能科學(xué)技術(shù), 2010, 44(3): 309-314. SHANG Changzhong, LU Daogang, FAN Nianqing. Design and analysis of magnetic joint assemblies for passive shutdown system in fast reactor[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2010, 44(3): 309-314.

8 Kotake S, Kasai S, Nakai K, et al. Development of enhanced thermal elongation mechanism (ETEM) for a large scale mixed-oxide fuel FBR[C]. Proceedings of the 3rd JSME/ASME Joint International Conference on Nuclear Engineering, Tokyo: Japan Society of Mechanical Engineers, 1995: 933-939.

9 Edelmann M, Kussmaul G, V?th W. Improved fast reactor safety by passive shut-down[J]. Progress in Nuclear Energy, 1995, 29: 379-386. DOI: 10.1016/0149-1970 (95)00066-S.

10 Kambe M, Uotani M. Design and development of fast breeder reactor passive reactivity control systems: LEM and LIM[J]. Nuclear Technology, 1998, 122(2): 179-195.

11 Takamatsu M, Sekine T, Aoyama T, et al. Demonstration of control rod holding stability of the self actuated shutdown system in Joyo for enhancement of fast reactor inherent safety[J]. Journal of Nuclear Science and Technology, 2007, 44(3): 511-517. DOI: 10.1080/ 18811248.2007.9711316.

12 梅牡丹, 邵世威, 何兆忠, 等. 固態(tài)釷基熔鹽堆概率安全評(píng)價(jià)始發(fā)事件分析研究[J]. 核技術(shù), 2014, 37(9): 090601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2014.hjs.37. 090601. MEI Mudan, SHAO Shiwei, HE Zhaozhong, et al. Research on initial event analysis for solid thorium molten salt reactor probabilistic safety assessment[J]. Nuclear Techniques, 2014, 37(9): 090601. DOI: 10.11889/ j.0253-3219.2014.hjs.37.090601.

13 ASME鍋爐及壓力容器委員會(huì)材料分委員會(huì). ASME鍋爐及壓力容器規(guī)范: 2007版. 國(guó)際性規(guī)范. 第II卷.材料D篇. 性能[M]. 中國(guó)《ASME規(guī)范產(chǎn)品》協(xié)作網(wǎng),譯. 北京: 中國(guó)石化出版社, 2008. ASME Boiler and Pressure Vessel Committee Materials Subcommittee. ASME boiler and pressure vessel code: 2007. International code. Section II material Part D: property[M]. China “ASME Standard Products”Collaboration Network, tran. Beijing: China Petrochemical Press, 2008.

14 Special Metals Corporation. High performance alloys: Inconel alloy 625[DB/OL]. 2013-8-13. http://www. specialmetals.com.

15 張濤. Abauqs在斷裂力學(xué)分析中的應(yīng)用[C]. 第十六屆全國(guó)反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)會(huì)議論文集, 北京: 原子能出版社, 2010: 881-886. ZHANG Tao. Application of Abaqus in fracture mechanics analysis[C]. Proceedings of the 16th National Conference on Reactor Mechanics, Beijing: Atomic Energy Press, 2010: 881-886.

16 Dolbow J, Belytschko T. A finite element method for crack growth without remeshing[J]. International Journal for Numerical Methods in Engineering, 1999, 46(1): 131-150. DOI: 10.1002/(SICI)1097-0207(19990910)46:1＜131::AID-NME726＞3.0.CO;2-J.

Feasibility analysis on passive shutdown device with high temperature shearing trigger absorber ball

QIAO Yankai1,2,3CAO Yun1CHENG Maosong1DAI Zhimin1,2,3
1(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China) 2(University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China) 3(ShanghaiTech University, Shanghai 201210, China)

Background: The passive shutdown system is an important safety guarantee for the nuclear energy system in case of accidents. Purpose: This study aims to analyze the feasibility of the passive shutdown device with high temperature shearing trigger absorber ball to ensure and enhance the safety of thorium-based molten salt reactor (TMSR) nuclear energy system. Methods: Based on the mechanical properties steep drop from 650 °C to 700 °C of inconel 625 alloy, a thin-wall baffle made of this alloy is designed as the high temperature shearing trigger structure. The steady state and transient fault fracture simulation of the two dimensional structure are carried out by Abaqus software at different temperatures under accident conditions. Results: The simulation results show that the thin-wall baffle cracks within 4-10 s when the preset temperature exceeds 650 °C and continues rising. While it will notfracture under the non-accident condition when the temperature rises to 670 °C and then reduces immediately. Conclusion: The high temperature shearing trigger structure can reliably fracture to trigger the passive shutdown system under the emergency condition, and further enhance the safety of thorium-based molten salt reactor.

QIAO Yankai, male, born in 1991, graduated from Wuhan University of Science and Technology in 2014, master student, focusing on reactor

DAI Zhimin, E-mail: daizhimin@sinap.ac.cn

date: 2017-03-16, accepted date: 2017-04-12

Passive shutdown, High temperature shearing, Inconel 625 alloy, Abaqus, Fracture simulation

TL351.1

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.070605

中國(guó)科學(xué)院戰(zhàn)略性先導(dǎo)科技專項(xiàng)(No.XD02001005)資助

喬延凱，男，1991年出生，2014年畢業(yè)于武漢科技大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，研究方向?yàn)榉磻?yīng)堆結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

戴志敏，E-mail: daizhimin@sinap.ac.cn

2017-03-16，

2017-04-12

Supported by Strategic Pilot Science and Technology Project of Chinese Academy of Sciences (No.XD02001005)

structural design