反應(yīng)堆壓力容器承壓熱沖擊瞬態(tài)載荷與斷裂分析

楊森皓，銀建中

(大連理工大學(xué)，遼寧大連 116024)

0 引言

反應(yīng)堆壓力容器(RPV)是壓水堆核電站中承載堆芯反應(yīng)與冷卻劑換熱的壓力設(shè)備，具有高溫高壓(300 ℃，15 MPa)的運(yùn)行特點(diǎn)，是核電站安全運(yùn)行的重要屏障。在壓水堆核電站發(fā)生冷卻劑流失事故(LOCA)時(shí)，為維持堆芯冷卻，大量冷卻水注入RPV，其內(nèi)壁受到高熱應(yīng)力與機(jī)械應(yīng)力影響，這種瞬態(tài)現(xiàn)象稱(chēng)為承壓熱沖擊(PTS)。RPV材料運(yùn)行過(guò)程中長(zhǎng)期暴露在快中子輻照下，其斷裂韌性下降，PTS下發(fā)生斷裂失效的風(fēng)險(xiǎn)增加[1-3]。為確保核電站安全運(yùn)行，在PTS瞬態(tài)下對(duì)RPV的結(jié)構(gòu)完整性進(jìn)行分析十分必要。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外研究人員研究確定了PTS分析的基本方法：第一步傳熱流動(dòng)分析，確定PTS事件中溫度、壓力隨時(shí)間與空間的變化，作為載荷條件；第二步熱機(jī)械分析，加載溫度、壓力載荷計(jì)算RPV應(yīng)力場(chǎng)；第三步斷裂力學(xué)分析，根據(jù)應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算RPV內(nèi)缺陷的斷裂參數(shù)，與實(shí)際工況下的材料韌性曲線對(duì)比，最終得出結(jié)構(gòu)完整性評(píng)估結(jié)果[4]。

在流動(dòng)傳熱分析環(huán)節(jié)，相關(guān)研究人員先后采用了一維傳熱程序、區(qū)域混合模型與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)技術(shù)。在早期傳熱分析中，提出了環(huán)腔均勻冷卻的假設(shè)，采用一維傳熱程序大致評(píng)估PTS事件的熱力學(xué)變化[5]。但在實(shí)際PTS情況中，需要考慮的因素很多，例如：RPV內(nèi)部在PTS條件下存在非均勻的過(guò)冷現(xiàn)象；由于浮力作用造成的冷卻流停滯在RPV內(nèi)壁形成冷卻羽流，造成局部熱載荷提高[6]。隨著CFD技術(shù)的發(fā)展，分析PTS事件中的具體瞬態(tài)情況成為可能。WILLEMSEN等[7]研究了CFD方法模擬PTS下的三維流動(dòng)，通過(guò)對(duì)比ANSYS-CFX計(jì)算結(jié)果與核電站一回路試驗(yàn)上通道測(cè)試裝置(Upper Plenum Test Facility，簡(jiǎn)稱(chēng)UPTF)的結(jié)果，驗(yàn)證了該方法能夠一定程度上預(yù)測(cè)RPV環(huán)腔內(nèi)流體的溫度振蕩，得到比一維傳熱程序更準(zhǔn)確的結(jié)果。秦勉等[8]采用CFD方法模擬了4種PTS運(yùn)行工況下RPV內(nèi)部的瞬態(tài)溫度變化，得到了不同點(diǎn)位的溫度變化規(guī)律，為選取不同工況下PTS的分析區(qū)域提供了重要參考。目前,廣泛應(yīng)用的三維流動(dòng)傳熱模擬方法，采用反應(yīng)堆一回路流程計(jì)算結(jié)果為邊界條件，以RPV主結(jié)構(gòu)為計(jì)算模型，能夠?qū)τ绊慞TS過(guò)冷瞬態(tài)的各因素進(jìn)行探究。

無(wú)堆芯衰變熱因素的PTS分析模型中簡(jiǎn)化了RPV的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，對(duì)PTS瞬態(tài)進(jìn)行模擬。但反應(yīng)堆停堆后堆芯仍有一定水平的衰變熱功率[9]，衰變熱影響下壁面溫度升高，對(duì)PTS過(guò)冷瞬態(tài)具有一定影響。為探究衰變熱對(duì)PTS分析的影響，本文通過(guò)構(gòu)建帶堆芯衰變熱的ACP1000三環(huán)路RPV模型，進(jìn)行PTS瞬態(tài)模擬與斷裂安全分析，最后與傳統(tǒng)的無(wú)堆芯RPV壁面模型結(jié)果進(jìn)行比較，分析歸納出衰變熱因素在不同工況下對(duì)PTS分析結(jié)果的影響規(guī)律。

1 數(shù)值模型與條件

1.1 物理模型

三環(huán)路的RPV主要結(jié)構(gòu)為3個(gè)冷段入口、3個(gè)熱段出口以及兩個(gè)直接安注(DVI)接口。對(duì)RPV內(nèi)部的控制棒和附件結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，通過(guò)SOLIDWORKS對(duì)簡(jiǎn)化后的RPV進(jìn)行了三維建模，如圖1所示。低溫冷卻水通過(guò)DVI接口進(jìn)入RPV環(huán)腔與冷卻劑進(jìn)行混合；之后冷卻水經(jīng)過(guò)下環(huán)腔進(jìn)入堆芯區(qū)域；最后由熱段出口流出。

(a)

(b)

反應(yīng)堆堆芯構(gòu)造復(fù)雜，對(duì)堆芯進(jìn)行直接模擬極為困難，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在研究反應(yīng)堆流動(dòng)模擬時(shí)往往采用多孔模型對(duì)堆芯進(jìn)行簡(jiǎn)化[10]。本文在前處理中將堆芯區(qū)域簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)模型，以考慮堆芯結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)情況的影響。根據(jù)堆芯結(jié)構(gòu)參數(shù)，確定流動(dòng)損失系數(shù)為0.39 m-1，橫向流動(dòng)損失系數(shù)為10。

1.2 控制方程及輸入?yún)?shù)

PTS工況下環(huán)腔內(nèi)混合流動(dòng)為不可壓縮湍流，采用k-ε湍流模型描述[11]，其中k為湍流脈動(dòng)能；ε為動(dòng)能耗散率；μt/σk為湍流粘度與湍流常數(shù)比，表示由于湍流脈動(dòng)引起的擴(kuò)散；Pk表示粘性力項(xiàng)。湍流控制方程如下：

(1)

在流體域模型中設(shè)置了浮力。堆型多孔模型流體部分參數(shù)與冷卻劑相同，固體部分參數(shù)根據(jù)Zr-4和UO2陶瓷芯塊的屬性[12]加權(quán)計(jì)算得出。

壁面溫度場(chǎng)的計(jì)算采用對(duì)流換熱與固體傳熱方程，模型中固體構(gòu)件的傳熱方程為：

(2)

式中,ρ為材料密度，kg/m3;Cp為材料的定壓比熱容，J/(kg·℃);λ為材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃);qv為單位體積釋熱率，W/m3。

其中體積釋熱率在堆芯處按照衰變熱功率定義，固體傳熱邊界條件為：

(3)

式中，h為冷卻劑與壁面之間的換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；TW為壁面溫度，℃;TC為冷卻劑溫度，℃。

圖2 工況(1):25 cm2小破口失水事故輸入曲線

安注冷卻水入口溫度取10 ℃，根據(jù)PTS事件發(fā)生后冷卻裝置的壓力觸發(fā)條件，首先激活堆芯補(bǔ)水箱(CMT)，冷卻水流量160 kg/s，工況(1)與工況(2)分別在6.5 s與35 s觸發(fā)CMT。RPV內(nèi)壓降到設(shè)定觸發(fā)壓力后蓄壓安注水箱(ACC)啟動(dòng)注入大量冷卻水，安注冷卻水流量為650 kg/s，工況(1)與工況(2)分別在106 s和1 540 s觸發(fā)ACC。本文按照PTS誘發(fā)事故不同，所分析的工況具體有兩種：(1)反應(yīng)堆25 cm2小破口冷卻劑流失事故；(2)反應(yīng)堆一回路穩(wěn)壓器閥門(mén)卡開(kāi)事故。

根據(jù)歷史數(shù)據(jù)得到的工況輸入條件參數(shù)如圖2,3所示，作為模擬中RPV冷段入口的邊界條件。DVI接口流量根據(jù)觸發(fā)壓力進(jìn)行設(shè)置。采用CFX進(jìn)行流固耦合傳熱計(jì)算，對(duì)2 000 s的事故瞬態(tài)進(jìn)行計(jì)算，得到RPV內(nèi)部溫度場(chǎng)。

圖3 工況(2):一回路穩(wěn)壓器閥門(mén)卡開(kāi)事故輸入曲線

1.3 應(yīng)力計(jì)算參數(shù)及斷裂分析

通過(guò)三維流動(dòng)傳熱模擬得到溫度結(jié)果，插值到應(yīng)力分析網(wǎng)格中，采用Ansys進(jìn)行瞬態(tài)應(yīng)力的計(jì)算。本文分析采用的模型為ACP1000的RPV模型，RPV主要基材為核電容器用鋼16MND5。正常運(yùn)行溫度在300 ℃左右，根據(jù)工況條件提取材料的具體參數(shù)如表1所示。高熱應(yīng)力條件下容器內(nèi)部可能發(fā)生局部屈服，計(jì)算中材料采用雙線性等向強(qiáng)化的彈塑性模型。

根據(jù)已有的PTS分析結(jié)果，DVI接口下端、環(huán)腔冷卻羽流區(qū)內(nèi)應(yīng)力水平往往較高，具有更高的斷裂風(fēng)險(xiǎn)[13]。在該區(qū)域內(nèi)部假設(shè)了缺陷，缺陷設(shè)置參照IAEA-EBP-WWER-08《核電站加壓熱沖擊分析指南》標(biāo)準(zhǔn)中關(guān)于壁厚1/4以下裂紋的相關(guān)要求，根據(jù)裂紋的概率分布模型[14]，選取了相對(duì)分布概率較高的裂紋尺寸。根據(jù)IAEA-EBP-WWER-08裂紋深度設(shè)置為0.015t，即a=3 mm，a/c=0.3。

應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算采用子模型法(如圖4所示)，選取DVI入口下方與環(huán)腔區(qū)危險(xiǎn)點(diǎn)作為假設(shè)缺陷的位置。所選位置包括安注接口下端、環(huán)腔區(qū)上端、環(huán)腔羽流中心與環(huán)腔區(qū)下端，分別對(duì)應(yīng)點(diǎn)1～點(diǎn)4。在對(duì)應(yīng)位置設(shè)置半橢圓缺陷裂紋，裂紋尖端網(wǎng)格劃分如圖5所示。在Ansys中進(jìn)行裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算，根據(jù)有限元相互作用積分法計(jì)算裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子，作為安全評(píng)定的參數(shù)。

表1 16MND5材料性能參數(shù)

圖4 斷裂分析有限元子模型

圖5 裂紋尖端有限元網(wǎng)格

斷裂分析最終目標(biāo)是確保RPV的抗脆性斷裂能力，需要將計(jì)算得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子與材料在實(shí)際條件下的斷裂韌性進(jìn)行比較。對(duì)于核電站材料，尤其需要考慮材料在服役期內(nèi)承受大量輻照作用造成的韌性變化。根據(jù)RCC-M附錄ZG中關(guān)于核電設(shè)備材料抗脆性斷裂分析相關(guān)規(guī)定，輻照對(duì)韌脆轉(zhuǎn)變溫度的影響可通過(guò)下式計(jì)算得到：

ΔRTNDT=[22+556(w(Cu)-0.08)+2778(w(P)-0.008)](f/1019)1/2

(4)

式中,ΔRTNDT為韌脆轉(zhuǎn)變溫度的變化值，℃;w(Cu)為材料中的銅含量;w(P)為材料的磷含量;f為每平方厘米能量大于1 MeV的中子數(shù)，n/cm2。

ACP1000核電站的快中子注量為2×1018n/cm2，代入16MND5(RCC-M M2111—2007標(biāo)準(zhǔn))的成分參數(shù)，計(jì)算得到的ΔRTNDT為39.677 ℃。材料中P含量為80×10-6，運(yùn)行時(shí)間選用40年，則由RCC-M規(guī)范得熱老化ΔRTNDT ageing為4 ℃，應(yīng)變老化引起的ΔRTNDT strain BM為15 ℃。由RCC-M韌性曲線f(T-RTNDT)，RTNDT和總的ΔRTNDT得到材料在25～300 ℃的KⅠC-T曲線如圖6所示。

圖6 受輻照影響的16MND5斷裂韌性KⅠC-T曲線

為驗(yàn)證有限元法的計(jì)算結(jié)果，應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算結(jié)果需要與RCC-M ZG中給出的應(yīng)力強(qiáng)度因子半解析公式結(jié)果相對(duì)比。該公式是通過(guò)多項(xiàng)式擬合沿壁厚分布的裂紋面法向應(yīng)力進(jìn)而計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子(本文中為環(huán)向應(yīng)力)，如下式：

(5)

式中,x為提取應(yīng)力點(diǎn)到內(nèi)表面的距離,m;σ(x)為提取點(diǎn)的裂紋面法向應(yīng)力，MPa;σ0,σ1,σ2,σ3,σ4為應(yīng)力擬合多項(xiàng)式的系數(shù)；L為提取應(yīng)力路徑的長(zhǎng)度，m。

文中裂紋設(shè)置為軸向裂紋，裂紋法向應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力。擬合環(huán)向應(yīng)力曲線多項(xiàng)式得到σ0～σ4應(yīng)力系數(shù)，再計(jì)算應(yīng)力強(qiáng)度因子：

(6)

式中,KⅠ為裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子，MPa·m0.5;a為裂紋深度,m;i0,i1,i2,i3為應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響系數(shù)。

影響系數(shù)i0～i3在RCC-M中查出。根據(jù)裂紋尺寸，容器直徑與壁厚在RCC-M規(guī)范中選取應(yīng)力強(qiáng)度因子影響系數(shù)為0.976,0.611,0.478,0.405。計(jì)算得到裂紋的理論應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ。

由于有限元計(jì)算中采用了雙線性彈塑性模型，故理論應(yīng)力強(qiáng)度因子需要進(jìn)行塑性修正。根據(jù)RCC-M規(guī)范，塑性影響下的KⅠ根據(jù)裂紋塑性影響區(qū)的大小進(jìn)行計(jì)算，具體公式如下。

根據(jù)RCC-M公式得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ計(jì)算塑性影響區(qū)大?。?/p>

(7)

式中,ry為裂紋的塑性影響區(qū)半徑,m;Rp為材料在裂紋尖端溫度下的屈服極限,MPa。

由塑性影響區(qū)半徑ry計(jì)算塑性修正的應(yīng)力強(qiáng)度因子KCP：

(8)

其中：

(9)

最后計(jì)算得到的KCP作為RCC-M規(guī)范中給出的應(yīng)力強(qiáng)度因子半解析公式結(jié)果與有限元方法得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線相比較，驗(yàn)證安全分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2 結(jié)果分析

三維流動(dòng)傳熱模擬云圖如圖7所示。兩種工況下RPV內(nèi)壁冷卻速率差異明顯，小破口冷卻劑流失事故中冷卻速率較高。冷卻水在注入后會(huì)形成拱形回流，DVI下端過(guò)冷情況弱于環(huán)腔區(qū)域[15]。根據(jù)溫度分布情況，選取距離堆芯較近、且受冷卻作用最明顯的點(diǎn)2及點(diǎn)3進(jìn)行分析。

圖7 不同事故工況下RPV壁面溫度流動(dòng)傳熱模擬結(jié)果

對(duì)于工況(1)小破口冷卻劑流失事故，圖8，9示出了RPV內(nèi)壁瞬態(tài)溫度。

圖8 工況(1)點(diǎn)2的內(nèi)壁溫度瞬態(tài)

圖9 工況(1)點(diǎn)3的內(nèi)壁溫度瞬態(tài)

工況(1)降壓速率較快，6.5 s和106 s分別觸發(fā)了CMT與ACC。在6.5～106 s的CMT注入階段，冷卻水流量較小，堆芯熱效應(yīng)影響也不明顯；在106 s后的ACC注入階段，冷卻水流量增大，堆芯熱效應(yīng)影響下點(diǎn)2與點(diǎn)3的內(nèi)壁溫度明顯升高。

圖8與圖9中兩點(diǎn)位置不同，點(diǎn)2處流體混合不充分，溫度振蕩較大，點(diǎn)3處溫度變化穩(wěn)定。在ACC注入階段，點(diǎn)2堆芯熱效應(yīng)使得內(nèi)壁溫度整體升高；而點(diǎn)3堆芯影響只在ACC注入初期，后期堆芯影響較小。說(shuō)明這一影響與冷卻劑混合程度、冷卻速率相關(guān)，混合不均勻區(qū)域比均勻區(qū)的堆芯熱效應(yīng)影響明顯，以及快速冷卻階段堆芯熱效應(yīng)影響更顯著。

圖10,11顯示了兩種工況在堆芯熱因素影響下裂紋位置應(yīng)力沿壁厚的分布曲線，為計(jì)算理論應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)有限元結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，對(duì)應(yīng)力曲線進(jìn)行了多項(xiàng)式擬合。環(huán)向應(yīng)力曲線表明，堆芯熱效應(yīng)提高了壁面熱應(yīng)力水平。圖10中帶堆芯模型比無(wú)堆芯模型的熱應(yīng)力結(jié)果提高了12.5%。圖11中帶堆芯模型比無(wú)堆芯模型的熱應(yīng)力結(jié)果提高了14.8%。堆芯熱效應(yīng)對(duì)內(nèi)壁的作用提高了熱應(yīng)力，使得裂紋面法向應(yīng)力提高。

圖10 工況(1)點(diǎn)2沿壁厚的環(huán)向應(yīng)力曲線

圖11 工況(1)點(diǎn)3沿壁厚的環(huán)向應(yīng)力曲線

斷裂安全分析中，除了熱應(yīng)力的差異，同一時(shí)刻堆芯熱效應(yīng)作用使得裂紋尖端溫度更高，這在繪制KⅠ-T曲線時(shí)需要注意。根據(jù)IAEA-EBP-WWER-08 7.1中關(guān)于假設(shè)事故的PTS分析，安全系數(shù)推薦為1，根據(jù)公式：

nkKⅠ(T,a)≤[KⅠC(T)]

(10)

式中,nk為PTS分析裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子安全系數(shù);KⅠ(T,a)為對(duì)應(yīng)裂紋深度a和裂紋尖端溫度T的應(yīng)力強(qiáng)度因子,MPa·m0.5;KⅠC(T)為對(duì)應(yīng)裂紋尖端溫度T的材料斷裂韌性，MPa·m0.5。

式(10)中nk取1，則直接作KⅠ(T,a)與KⅠC(T)的曲線進(jìn)行比較。采用子模型的有限元方法得到斷裂分析結(jié)果，提取每50 s時(shí)間節(jié)點(diǎn)的載荷，計(jì)算了應(yīng)力強(qiáng)度因子，根據(jù)裂紋尖端溫度、時(shí)間和應(yīng)力強(qiáng)度因子的對(duì)應(yīng)關(guān)系，繪制出KⅠ-T曲線如圖12，13所示，同時(shí)與規(guī)范中的理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。有限元結(jié)果得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子與理論值較為吻合。KⅠ-T曲線與KⅠC-T曲線比較得到RPV斷裂評(píng)定的結(jié)果為安全。

圖12 工況(1)點(diǎn)2處假設(shè)缺陷的應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線(a=3 mm,c=9 mm)

圖13 工況(1)點(diǎn)3處假設(shè)缺陷的應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線(a=3 mm,c=9 mm)

從圖12可以看出，帶堆芯模型相對(duì)無(wú)堆芯模型得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子更高，其結(jié)果有向右上方偏移的趨勢(shì)。初步分析在106 s后的ACC注入階段，堆芯熱效應(yīng)對(duì)內(nèi)壁溫度的作用引起熱應(yīng)力提高，裂紋的應(yīng)力強(qiáng)度因子也提高。而裂紋尖端溫度較高使KⅠ-T曲線整體向右移動(dòng)。

點(diǎn)3處堆芯熱效應(yīng)對(duì)溫度的影響主要在106～800 s內(nèi)，對(duì)應(yīng)圖13上的裂紋尖端溫度區(qū)間為274～122 ℃，這個(gè)區(qū)間內(nèi)帶堆芯模型應(yīng)力強(qiáng)度因子明顯較高；而在122 ℃后的冷卻階段，溫度差別較小，對(duì)應(yīng)KⅠ-T曲線兩模型的應(yīng)力強(qiáng)度因子結(jié)果差異也較小。

點(diǎn)2帶堆芯模型的應(yīng)力強(qiáng)度因子峰值相對(duì)無(wú)堆芯模型提高了21.8%。點(diǎn)3帶堆芯模型的結(jié)果峰值相對(duì)無(wú)堆芯模型提高了34.1%，點(diǎn)3在800 s后的冷卻穩(wěn)定階段，帶堆芯模型與無(wú)堆芯模型的裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子差值小于峰值的15%，這表明堆型熱效應(yīng)的影響主要集中在冷卻速率較快的階段。

PTS事件中堆芯衰變熱功率實(shí)際存在，影響RPV整體冷卻。采用考慮堆芯衰變熱的PTS分析模型能夠得到相對(duì)傳統(tǒng)模型更加安全準(zhǔn)確的結(jié)果，尤其在更極端的PTS誘發(fā)事故分析中，這種模型的應(yīng)用價(jià)值較高。

對(duì)于工況(2)反應(yīng)堆穩(wěn)壓器閥門(mén)卡開(kāi)事故，其降壓速率低于工況(1)，冷卻水注入較晚，CMT在35 s觸發(fā)，ACC在1 540 s開(kāi)始注入大流量冷卻水。瞬態(tài)計(jì)算得到點(diǎn)2和點(diǎn)3的溫度曲線見(jiàn)圖14。

(a)點(diǎn)2瞬態(tài)溫度

(b)點(diǎn)3瞬態(tài)溫度

從圖14可以看出，在35～1 540 s的CMT注入階段，冷卻水流量低，冷卻速率較低，堆芯熱效應(yīng)的影響極??；在1 540 s后的ACC注入階段，冷卻速率提高，堆芯熱效應(yīng)使得內(nèi)壁溫度出現(xiàn)明顯差異，這表明不同的事故冷卻速率下堆芯熱效應(yīng)對(duì)內(nèi)壁溫度的影響程度具有差異，事故冷卻速率越高，堆芯熱對(duì)內(nèi)壁溫度的影響越大。

工況(2)的KⅠ-T曲線，如圖15所示?？梢钥闯?，對(duì)于冷卻速率較低的工況(2)，堆芯熱效應(yīng)對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響并不顯著，在整個(gè)溫度變化區(qū)間內(nèi)，帶堆芯模型和無(wú)堆芯模型的結(jié)果差異在5%以內(nèi)，ACC注入后內(nèi)壁溫度相對(duì)較低(100 ℃以下)，熱應(yīng)力提高較小，堆芯熱效應(yīng)對(duì)于應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響也不顯著。

(a)點(diǎn)2結(jié)果

(b)點(diǎn)3結(jié)果

實(shí)際分析中，對(duì)于穩(wěn)壓器閥門(mén)卡開(kāi)事故等降壓速率較低的PTS誘發(fā)事件，堆芯熱效應(yīng)對(duì)安全分析結(jié)果的影響較小，可以采用簡(jiǎn)化堆芯的RPV筒體模型得到近似的斷裂安全分析結(jié)果。

3 結(jié)論

采用帶堆芯衰變熱源的RPV有限元模型，進(jìn)行了兩種PTS工況下瞬態(tài)流動(dòng)模擬；對(duì)容器內(nèi)堆芯環(huán)帶區(qū)位置危險(xiǎn)應(yīng)力點(diǎn)進(jìn)行提取，進(jìn)行了RPV斷裂安全分析；通過(guò)與無(wú)衰變熱源的傳統(tǒng)RPV模型進(jìn)行比較，得到了堆芯衰變熱因素對(duì)PTS安全分析結(jié)果的影響。

(1)在小破口失水事故中，堆芯熱顯著影響了內(nèi)壁溫度、熱應(yīng)力與應(yīng)力強(qiáng)度因子的分析結(jié)果，應(yīng)力強(qiáng)度因子結(jié)果明顯提高，安全分析中應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線整體向右上移動(dòng)。在分析中考慮堆芯熱效應(yīng)能夠得到更加安全準(zhǔn)確的結(jié)果。

(2)在降壓速率較小的穩(wěn)壓器閥門(mén)卡開(kāi)事故中，堆芯熱效應(yīng)對(duì)溫度和斷裂分析結(jié)果的影響極小，對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響在3%之內(nèi)，可以采用簡(jiǎn)化的無(wú)堆芯模型進(jìn)行PTS斷裂安全分析。

(3)堆型熱影響程度與冷卻劑混合程度相關(guān)，冷卻劑混合不均勻的階段，溫度振蕩較大，堆芯熱影響明顯；而在冷卻劑混合均勻溫度穩(wěn)定后，堆芯熱影響與降溫速率相關(guān)，降溫速率高，堆芯熱影響較大，反之堆芯熱影響較小。通過(guò)兩種模型的PTS分析結(jié)果對(duì)比，指出了帶堆芯衰變熱RPV模型的創(chuàng)新性價(jià)值：在嚴(yán)重條件下的反應(yīng)堆事故分析中具有良好的應(yīng)用前景。也說(shuō)明了傳統(tǒng)無(wú)堆芯RPV模型在低降壓速率PTS事件中仍具有較高的準(zhǔn)確性。本文研究還存在許多不足，例如容器的堆焊層的結(jié)構(gòu)對(duì)PTS分析有復(fù)雜的影響，研究中為了突出堆芯衰變熱的影響沒(méi)有考慮這一結(jié)構(gòu)，應(yīng)該在后續(xù)的研究中予以考慮。