海洋環(huán)境下核動(dòng)力艦船涉核構(gòu)件流固耦合分析

謝敏靈，章紅雨

(武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所, 武漢 430064)

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堆內(nèi)燃料組件和乏燃料水池作為核動(dòng)力艦船內(nèi)部的主要涉核構(gòu)件[1]，對(duì)于船體安全和核安全都至關(guān)重要。艦船在海洋環(huán)境的外部激勵(lì)下會(huì)產(chǎn)生隨機(jī)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，導(dǎo)致核反應(yīng)堆和乏燃料水池產(chǎn)生液體晃蕩和慣性載荷。因此在對(duì)涉核構(gòu)件進(jìn)行結(jié)構(gòu)安全校核時(shí)，必須考慮船體的隨機(jī)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)和流固耦合效應(yīng)。目前，針對(duì)核動(dòng)力艦船涉核構(gòu)件的結(jié)構(gòu)安全分析仍需要借鑒陸上核電站的研究成果。

針對(duì)陸上核電站堆內(nèi)涉核構(gòu)件的流固耦合分析，多集中于構(gòu)件的抗震性能研究。劉宏達(dá)等[2]為準(zhǔn)確探究CAP1400乏燃料貯存格架的流固耦合特性，建立了乏燃料貯存格架與水箱的縮尺比試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，并開展了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。商超皓等[3]考慮冷卻劑與堆芯組件之間的流固耦合作用，采用變化附加阻尼方法對(duì)快堆堆芯組件進(jìn)行了抗震研究。殷亭茹等[4]采用FLUENT對(duì)乏燃料水池進(jìn)行二維瞬態(tài)分析，在計(jì)算過程中采用動(dòng)網(wǎng)格方法模擬水池的強(qiáng)迫振動(dòng)，并進(jìn)行了參數(shù)不確定性分析。陸上地震和海洋環(huán)境同樣作為外部激勵(lì)，但有質(zhì)的區(qū)別，主要體現(xiàn)在地震具有瞬時(shí)性和突發(fā)性，且以高頻激勵(lì)為主[5]，后果是導(dǎo)致陸上核電站產(chǎn)生振動(dòng)，而海洋環(huán)境具有穩(wěn)態(tài)性和長(zhǎng)期性，且以低頻激勵(lì)為主，后果是使浮動(dòng)核電站產(chǎn)生擺動(dòng)。

基于陸上核電站在涉核構(gòu)件流固耦合方面的研究和核動(dòng)力艦船海洋環(huán)境適應(yīng)性理論，本研究以海洋核動(dòng)力平臺(tái)為例，采用水動(dòng)力學(xué)計(jì)算在海洋環(huán)境外部激勵(lì)下的隨機(jī)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，并結(jié)合遠(yuǎn)程位移方法和ALE流固耦合算法，對(duì)固體和流體進(jìn)行數(shù)值模擬，通過結(jié)果對(duì)比分析船體運(yùn)動(dòng)對(duì)涉核構(gòu)件結(jié)構(gòu)安全的影響。

1 海洋環(huán)境下船體水動(dòng)力分析

平臺(tái)船體由軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)長(zhǎng)期定位于渤海海域，綜合考慮海洋環(huán)境的外部激勵(lì)載荷，以及由軟剛臂配重提供的系泊回復(fù)力，其時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程為：

Fw(t)+Fwd(t)+Fc(t)+Fm(t)

(1)

根據(jù)GJB 4000—2000對(duì)海況等級(jí)的規(guī)定，以及《船舶與海上設(shè)施起重設(shè)備規(guī)范》2007對(duì)起重設(shè)備工作時(shí)船體橫傾和縱傾的規(guī)定，經(jīng)論證平臺(tái)在不超過四級(jí)海況的環(huán)境條件下可以進(jìn)行海上換料作業(yè)，對(duì)應(yīng)有義波高2.5 m，譜峰周期8.8 s，峰值增長(zhǎng)因子1.0，表面流速0.58 m/s，定常風(fēng)速17.1 m/s。因此，以四級(jí)海況作為海上換料工況用于平臺(tái)的水動(dòng)力學(xué)分析，從而確定船體的運(yùn)動(dòng)幅值和特征周期。同時(shí)根據(jù)平臺(tái)作業(yè)海域環(huán)境監(jiān)測(cè)結(jié)果，選取5種常見風(fēng)浪流方向組合作為分析工況[7]，如表1所示。

表1 風(fēng)浪流方向組合

采用水動(dòng)力學(xué)軟件AQWA對(duì)平臺(tái)進(jìn)行頻域和時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析，船體網(wǎng)格劃分如圖1所示，共計(jì)23 339個(gè)節(jié)點(diǎn)，7 658個(gè)單元。軟剛臂單點(diǎn)系泊裝置模型如圖2所示，采用tube單元，且壓載水的重質(zhì)等效為壓載艙的壁厚，系泊腿兩端節(jié)點(diǎn)與系泊支架、軟剛臂之間能自由轉(zhuǎn)動(dòng)，軟剛臂末端與塔架相連且可以自由轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖1 船體水動(dòng)力模型示意圖

圖2 軟剛臂單點(diǎn)系泊系統(tǒng)模型示意圖

首先采用LINE模塊對(duì)裸船體進(jìn)行頻域分析，得到船體重心運(yùn)動(dòng)RAO、附加質(zhì)量和輻射阻尼等。然后采用DRIFT模塊對(duì)平臺(tái)整體進(jìn)行時(shí)域分析，計(jì)算在不同工況下船體重心的六自由度運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)歷曲線，進(jìn)而得到運(yùn)動(dòng)統(tǒng)計(jì)值，如表2和表3所示，其中/兩側(cè)分別表示運(yùn)動(dòng)幅值和平均周期。

表3 搖擺運(yùn)動(dòng)統(tǒng)計(jì)值

表2 平移運(yùn)動(dòng)統(tǒng)計(jì)值

2 涉核構(gòu)件模型與參數(shù)

基于平臺(tái)設(shè)計(jì)方案，核反應(yīng)堆模型如圖3所示，主要包括支撐板構(gòu)件和直管束構(gòu)件兩類[8]，前者包含的具體結(jié)構(gòu)和參數(shù)如表4所示，其中高度以核反應(yīng)堆底部中心為起點(diǎn)，而后者則包括控制棒導(dǎo)向管和燃料組件?？刂瓢魧?dǎo)向管長(zhǎng)度1 443 mm，外徑109 mm，壁厚10 mm，數(shù)量25個(gè)，其上都分布有18個(gè)長(zhǎng)170 mm×寬35 mm的腰型孔。燃料組件由頂端結(jié)構(gòu)、中間結(jié)構(gòu)和底端結(jié)構(gòu)3部分組成，總長(zhǎng)度1 851 mm，總質(zhì)量23.2 kg，外徑73.6 mm，其中中間結(jié)構(gòu)為核心部分。

圖3 核反應(yīng)堆示意圖

乏燃料水池模型長(zhǎng)12.05 m，寬6.42 m，高7.02 m，包括清洗區(qū)、裝罐區(qū)和貯存區(qū)。各區(qū)之間都設(shè)有隔板，如圖4所示。其中裝罐區(qū)與貯存區(qū)、貯存區(qū)與貯存區(qū)之間為有孔隔板，而清洗區(qū)與裝罐區(qū)、清洗區(qū)與貯存區(qū)之間為無孔隔板。因此裝罐區(qū)和貯存區(qū)都裝有冷卻劑且相互連通，而清洗區(qū)沒有冷卻劑，與裝罐區(qū)和貯存區(qū)也互不連通[9]。為準(zhǔn)確校核乏燃料水池的隔板和邊板承受的結(jié)構(gòu)載荷，根據(jù)需要選取其中6塊作為校核目標(biāo)，如圖4所示。

HDPE管道系統(tǒng)在投入運(yùn)行之前應(yīng)進(jìn)行壓力試驗(yàn)。壓力試驗(yàn)包括強(qiáng)度試驗(yàn)和氣密性試驗(yàn)。測(cè)試時(shí)一般采用水作為試驗(yàn)介質(zhì)。

圖4 乏燃料水池示意圖

3 流固耦合算法

燃料組件計(jì)算模型如圖5所示，包括核反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)和堆內(nèi)的水。乏燃料水池計(jì)算模型如圖6所示，包括隔板、邊板、底板和上蓋，以及內(nèi)部的水。在兩種計(jì)算模型中都不能忽略空氣的影響，否則會(huì)導(dǎo)致奇異解[10]，因此需要構(gòu)建氣-液-固3種介質(zhì)耦合作用模型。

圖5 燃料組件計(jì)算模型示意圖

圖6 乏燃料水池計(jì)算模型示意圖

固體結(jié)構(gòu)采用Lagrange實(shí)體單元和*MAT_PLASTIC材料模型。支撐板構(gòu)件和控制棒導(dǎo)向管對(duì)應(yīng)材料密度ρ=7 890 kg/m3和靜態(tài)屈服極限σ0=515 MPa。考慮到燃料組件內(nèi)部構(gòu)成十分復(fù)雜，為便于仿真和計(jì)算，保持最外側(cè)尺寸和質(zhì)量不變，對(duì)頂端結(jié)構(gòu)和底端結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)等效，同時(shí)保持中間結(jié)構(gòu)的橫截面慣性矩不變，對(duì)中間結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)等效，等效后的3部分模型分別對(duì)應(yīng)ρ=8 737 kg/m3、18 055 kg/m3、11 690 kg/m3和σ0=425 MPa。乏燃料水池結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)ρ=7 830 kg/m3和σ0=317.6 MPa。

空氣和水均采用ALE單元和*MAT_NULL材料模型，且分別選用Linear_polynomial狀態(tài)方程和Gruneisen狀態(tài)方程，其壓力與體積的關(guān)系分別如式(2)和式(3)所示。

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(2)

(3)

其中：P、μ、E分別表示壓力、介質(zhì)壓縮比和體積內(nèi)能；式(1)中C0～C6為多項(xiàng)式系數(shù)，取值為C4=C5=0，其他為0；式(2)中ρ0為常溫狀態(tài)下水的密度1 250 kg/m3，C=1 480 m/s、S1～S3為沖擊波輸入?yún)?shù)，分別為2.56、-1.98和0.22、γ0為無因次系數(shù)0.49。

LS-DYNA進(jìn)行流固耦合分析一般有兩種算法：一是共節(jié)點(diǎn)算法，設(shè)置上支承筒體、壓力容器筒體和分流板組成邊界條件，與核反應(yīng)堆內(nèi)的空氣和水是共節(jié)點(diǎn)的，設(shè)置邊板、底板和上蓋組成邊界條件，與乏燃料水池內(nèi)的空氣和水是共節(jié)點(diǎn)的；二是多物質(zhì)耦合算法，即采用關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID將流體與固體單元耦合在一起，即核反應(yīng)堆內(nèi)的空氣、水與控制棒導(dǎo)向管、下支承筒體、上堆芯柵格板、燃料組件、下堆芯柵格板的網(wǎng)格是重疊的，乏燃料水池內(nèi)的空氣、水與隔板的網(wǎng)格是重疊的，此時(shí)不需要在流體單元中摳除固體單元，且兩種單元也不需要網(wǎng)格一致。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

平臺(tái)采用雙堆左右舷對(duì)稱布置，乏燃料水池的長(zhǎng)度方向沿船寬方向布置。在以船體重心為原點(diǎn)的局部坐標(biāo)系下，核反應(yīng)堆與乏燃料水池的底部中心坐標(biāo)分別為(-3.45 m，±5.6 m，-5.73 m)和(-16.6 m，0 m，-7.3 m)。因此對(duì)船體重心施加六自由度隨機(jī)運(yùn)動(dòng)，并采用遠(yuǎn)程位移法將船體運(yùn)動(dòng)傳遞到核反應(yīng)堆和乏燃料水池，從而解決轉(zhuǎn)動(dòng)中心不在核反應(yīng)堆和乏燃料水池上的問題。

4.1 船體靜止?fàn)顟B(tài)

表5 燃料組件結(jié)構(gòu)載荷最大值

表6 乏燃料水池結(jié)構(gòu)載荷最大值

4.2 船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

在正常作業(yè)時(shí)，燃料組件被固定在堆芯內(nèi)，乏燃料水池處于關(guān)閉狀態(tài)。在海上換料時(shí)，燃料組件通過燃料裝卸機(jī)實(shí)現(xiàn)更換，而乏燃料水池則需要將上蓋打開，用于乏燃料的裝卸。因此，在船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，燃料組件和乏燃料水池的結(jié)構(gòu)安全校核就分為正常作業(yè)和海上換料兩種狀態(tài)。

4.2.1正常作業(yè)

在船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下正常作業(yè)時(shí)，燃料組件和乏燃料水池的結(jié)構(gòu)載荷如表7～表10所示。與船體靜止?fàn)顟B(tài)相比，船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下正常作業(yè)時(shí)燃料組件和乏燃料水池的等效彈性應(yīng)變和Mises等效應(yīng)力最大值都明顯增大。

表7 燃料組件等效彈性應(yīng)變最大值(×10-5m/m)

對(duì)于燃料組件，由于頂端結(jié)構(gòu)與上堆芯柵格板之間相互接觸，船體運(yùn)動(dòng)對(duì)其結(jié)構(gòu)載荷的影響最大，比船體靜止?fàn)顟B(tài)下相比增大15～19倍，對(duì)中間結(jié)構(gòu)和底端結(jié)構(gòu)影響較小，分別增大約6倍和2倍。

表8 燃料組件mises等效應(yīng)力最大值(×106 Pa)

對(duì)于乏燃料水池，船體運(yùn)動(dòng)使得隔板結(jié)構(gòu)載荷增大4.0～6.4倍，邊板結(jié)構(gòu)載荷增大2.7～4.5倍，說明由于隔板兩側(cè)都受到水的晃蕩作用，船體運(yùn)動(dòng)對(duì)其結(jié)構(gòu)載荷的影響更大。

表9 乏燃料水池等效彈性應(yīng)變最大值(×10-7m/m)

表10 乏燃料水池mises等效應(yīng)力最大值(×105 Pa)

4.2.2海上換料

在船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下海上換料時(shí)，燃料組件和乏燃料水池的結(jié)構(gòu)載荷如表11～表14所示。與船體靜止?fàn)顟B(tài)相比，在船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下實(shí)施海上換料作業(yè)時(shí)，燃料組件和乏燃料水池的結(jié)構(gòu)載荷都明顯增大。

表11 燃料組件等效彈性應(yīng)變最大值(×10-5m/m)

表12 燃料組件mises等效應(yīng)力最大值(×106 Pa)

對(duì)于燃料組件，由于中間結(jié)構(gòu)在裝卸過程中需要承受液艙晃蕩產(chǎn)生的砰擊載荷，其結(jié)構(gòu)載荷增大最大，約10倍，其次是頂端結(jié)構(gòu)和底端結(jié)構(gòu)，約6～8倍。

對(duì)于乏燃料水池，船體運(yùn)動(dòng)使得隔板結(jié)構(gòu)載荷增大3.8～5.5倍，邊板結(jié)構(gòu)載荷增大2.3～5.1倍，說明與正常作業(yè)時(shí)影響規(guī)律相同，即船體運(yùn)動(dòng)對(duì)隔板的結(jié)構(gòu)載荷影響最大，但總體增大倍數(shù)有明顯減小。

表13 乏燃料水池等效彈性應(yīng)變最大值(×10-7m/m)

表14 乏燃料水池mises等效應(yīng)力最大值(×105 Pa)

5 結(jié)論

1) 海洋環(huán)境下核動(dòng)力艦船所產(chǎn)生的隨機(jī)運(yùn)動(dòng)使得涉核構(gòu)件的結(jié)構(gòu)載荷明顯增大。

2) 與船體靜止?fàn)顟B(tài)相比，船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下正常作業(yè)和海上換料對(duì)燃料組件不同結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)載荷影響不同。

3) 在船體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，正常作業(yè)和海上換料對(duì)乏燃料水池隔板和邊板的結(jié)構(gòu)載荷影響規(guī)律一致，即對(duì)隔板結(jié)構(gòu)載荷的增大效果更明顯。

鑒于船體隨機(jī)運(yùn)動(dòng)對(duì)涉核構(gòu)件在結(jié)構(gòu)安全方面造成的不利影響，因此在核動(dòng)力艦船設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)盡量保證其結(jié)構(gòu)安全裕量。同時(shí)在進(jìn)行海上換料等操作時(shí)，應(yīng)盡量選取海洋環(huán)境較好地窗口期，避免惡劣環(huán)境對(duì)正常作業(yè)帶來的風(fēng)險(xiǎn)。