安全壳模型装置内氢气分布特性及影响因素分析

胡效明，佟立丽，曹学武

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海 200240)

安全壳模型装置内氢气分布特性及影响因素分析

胡效明，佟立丽，曹学武

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海 200240)

采用计算流体力学方法，首先利用THAI HM-2实验对CFX分析模型的适用性进行验证，通过与实验数据的比对，表明计算结果与实验数据基本吻合，从而验证选用的模型适合对安全壳模拟装置氢气分布特性的分析。之后，建立待研究中等规模安全壳模型实验装置的三维几何模型和网格模型，采用基准工况+单因素对比的方式，分别模拟湍流浮力射流中心喷射和近壁面喷射工况以及考虑蒸汽壁面冷凝情况下安全壳模型内的氦气(氢气替代工质)流动扩散分布，讨论喷射位置因素、壁面蒸汽凝结效应对氦气分布的影响。分析结果表明，喷射位置对氦气分布的影响主要体现在壁面引流现象上，即氦气流更倾向于沿着安全壳壁面进行流动和扩散；而与安全壳壁面的换热和蒸汽的冷凝会进一步促进大空间自然对流的建立，从而较为显著地提高氦气在安全壳内的扩散和混合效果。

安全壳；氢气；扩散；CFD

轻水堆发生堆芯熔化的严重事故时，锆合金包壳与水蒸气发生锆水反应，产生大量的燃爆气体(氢气)并释放到安全壳内，给安全壳的完整性带来极大的挑战。福岛核事故的教训表明，氢气在安全壳内的迁移和集聚，在局部区域会达到甚至超过爆炸极限，在外界条件的诱导下，可能发生燃烧或爆炸，进而造成安全壳的失效和放射性物质的释放。因此，通过实验和程序模拟的手段，发现氢气在安全壳内分布和扩散的规律，从而使用氢气缓解措施对氢气浓度进行控制，对保证严重事故下安全壳的完整性具有重要意义。

从20世纪70年代末美国三哩岛核事故开始，核安全研究人员就对严重事故下的氢气安全风险给予了足够的关注。世界各国的科研机构通过建立安全壳模型，研究安全壳内氢气行为。实验装置规模既包括上万立方米的原型安全壳HDR[1]，也有上千立方米的多隔间复杂结构安全壳模型如NUPEC[2]，还包括中等规模安全壳模型，例如瑞士PSI开发的PANDA[3]实验装置、法国CEA的MISTRA[3]实验装置、德国GRS开发的THAI[4]实验装置等，为开发程序模型提供验证数据。

除了实验手段以外，世界各国还开发了大量的安全壳热工水力程序，并借助上述实验装置得到的数据对程序模型进行开发和验证。程序可分为三类，分别是一体化程序、专用计算流体力学(CFD)程序和通用计算流体力学程序。三类程序均得到了大量的实验验证，验证结果表明其在安全壳氢气分布的预测上各有优势。

针对通用CFD程序在安全壳氢气分布模拟的适用性研究，国际上不同的科研机构做了很多工作。荷兰核能研究与咨询组(NRG)的Visser[5]等人使用FLUENT6.3程序对THAI HM-2实验进行了模拟，研究了不同网格模型和湍流模型对氢气分布的影响，结果表明该程序适用于安全壳氢气分层实验的模拟。但程序预测值相较实验值也存在一定的偏差，两者的偏差主要是由于自定义凝结模型不够精确造成的。能源联合研究中心的Heitsch[6]等人使用CFX4.4程序对德国多隔间安全壳模型BMC装置射流实验进行了模拟，研究了不同射流动量工况下程序预测值与实验值的符合程度。结果表明，在高速射流工况下，预测值与实验值偏差较大，需要进一步研究湍流动量对CFX模拟的影响，改善程序模型。

本文在借鉴前人工作的基础上，针对即将开展的非能动大型先进压水堆安全壳模型装置氢气分布实验，结合非能动先进压水堆严重事故的典型特征，使用CFX15.0程序对实验装置进行预分析。基于实验安全的考虑，该实验装置采用的工质为氦气，分析表明氦气的分布规律同样适合于氢气[4]。通过研究氦气在安全壳内的分布规律，进一步讨论射流位置和水蒸气壁面凝结效应对氦气分布的影响，从而为下一步实验的开展提供理论支持。

1 程序模型

CFX作为成熟的CFD程序，能够很好地计算氢气的分布[7]，可以对安全壳内蒸汽和不凝结气体三维传输和混合进行计算。同时，针对核电厂严重事故下安全壳内壁面凝结现象，程序也开发出了相应的壁面凝结模型，以扩展其模拟安全壳热工水力行为的能力。

1.1 数值方程

采用有限体积方法，将流体域划分为若干控制体单元，在每个控制单元内使用离散化方法求解瞬态纳维-斯托克斯方程，即质量、动量和能量守恒方程，得到各参数在空间内的分布。三个守恒方程的表示方法见式(1)～式(3)所列。

(1)

(2)

(3)

式中：τij——雷诺应力张量。

htot——流体总焓；

1.2 湍流模型

对于非稳态、非定常气体流动，通过分析湍流涡的特点，找到其在某一时间周期内的平均分布规律，开发了雷诺平均N-S模型(RANS)，对湍流效应进行简化处理。主流的RANS模型包括标准k-ε模型、k-ω模型以及SST模型等，并增加了壁面方程对层流边界层进行处理。根据使用经验，k-ε模型能够更好平衡计算耗时和计算速度[7]，在安全壳氢气模拟计算上能够得到更合理的结果，因此本文采用k-ε湍流模型。

2 数值计算模型建立

2.1 模型验证

为验证物理模型在中等规模安全壳模型氢气分布实验计算的适用性，本文选择基准实验THAI HM2为研究对象，将计算结果与实验测量值进行对比，分析所设置模型的适用性。

2.1.1 THAI HM2实验

THAI实验装置由德国Becker科技公司与AREVA及德国GRS合作完成的，是一个具有工业规模的多隔间安全壳模型，装置主体是一个60m3的不锈钢容器，高度为9.2m，直径3.2m，如图1所示[4]。HM2实验作为THAI的一个基准实验，目的是研究氢气的扩散机理及稳定气态分层的形成，为程序的改进和模型的验证提供数据。初始阶段安全壳内充满98%的氮气、1%的氧气和1%的蒸汽，初始压力1.008bar，初始温度21℃。实验开始后，45℃下氢气和蒸汽的混合气体以0.526g/s的流量从标高+4.8m偏心喷射，在安全壳上部逐渐建立稳定的氢气分层。

图1 THAI实验装置几何参数Fig.1 Geometric parameters of THAI facility

2.1.2 结果对比分析

图2 稳定氢气浓度分层的形成(1000s)Fig.2 Formation of stable hydrogen stratification

经过长达1000s的氢气喷射和扩散，氢气已经在安全壳内形成了稳定的分层现象，自穹顶向下在安全壳内存在不同浓度梯度的多个氢气云层。图2的模拟结果表明，最上面的氢气浓度已经达到10%以上，而下部空间氢气浓度逐渐降低，直至最下部的氢气浓度基本为零。这与实验中发现的稳定分层现象的形成一致，即自穹顶至下在安全壳内部存在不同浓度梯度的多个氢气云层。值得注意的是，在内部流道内的氢气浓度也出现了分层现象，但是氢气的浓度明显低于外部空间，说明类似于隔间的结构会限制氢气的扩散。

图3对比了安全壳内不同位置氢气浓度计算结果与实验测量值的符合性。从对比结果可以发现，在安全壳的上部区域(+8.3m，+7.5m)，整个计算期内氢气浓度的预测值与实验值较吻合；在安全壳的中部(+6.3m，+5.98m)，随着喷射时间的增加，偏差有所增大，这主要是因为在模拟中没有考虑空间凝结现象，而蒸汽本身的密度比氢气大得多，大部分蒸汽在重力作用下向安全壳下部沉降，导致下部区域氢气相对份额的降低。

图3 不同位置氢气浓度实验值与模拟结果的对比Fig.3 Hydrogen concentration comparison between experiment and simulation at different levels

在内部通道处(+4.67m)，在计算初期模拟预测值偏高，这与k-ε模型对扩散效应的高估有关[8]，随着计算时间的增加，在800～1000s，氢气浓度的计算值较实验值偏小，一方面是因为蒸汽下沉导致，同时由于该点位于内部通道，影响氢气扩散的因素更为复杂，因此对模拟是一个较大的挑战。整体来讲，程序对氢气浓度的预测值偏差是可接受的，说明选取的k-ε模型适用于中等规模安全壳氢气流动的模拟。

2.2 安全壳模拟装置建模

2.2.1 分析对象

本文研究的对象是中等规模非能动安全壳模型实验装置，本体为一个直径为4.3m的圆柱形筒体，上下两端为椭圆形封头，净高约8m，容积95m3。实验装置用于研究大空间氢气流动分布，支持相关模型的开发与改进。实验选取氦气作为氢气的替代工质，氦气的喷射是通过安装于安全壳下部+1.5m标高的中心喷头或近壁面喷头完成的。

2.2.2 工况序列

在核电厂失水事故导致的严重事故进程中，随着一回路的快速卸压，在事故进程的中长期，氢气主要以浮力射流的形式从破口处低速释放[8]。因此，本文选取此阶段的氢气释放作为工况序列，研究低速浮力射流条件下氢气的扩散和分布规律。

初始状态下安全壳装置内充满100℃的空气、氦气或氦气与蒸汽的混合气体以低速浮力射流的形式进行喷射，选定低动量(1m/s)氦气中心喷射为基准工况，采用基准工况+单因素对比的方式，通过改变氦气的喷射位置为近壁面喷射，研究喷射位置对氦气分布的影响；通过增加水蒸气的混合喷射，并考虑壁面凝结现象，研究水蒸气壁面凝结对氦气分布的影响。因此，本次模拟工况序列包括三种工况，分别是低动量氦气中心喷射、近壁面喷射以及考虑壁面凝结效应的氦气+蒸汽中心喷射。三种工况参数见表1所列。

表1 三种工况参数列表Table 1 parameter lists of three conditions

注：① 氦气与蒸汽的体积比为1∶2；

② 给定安全壳壁面温度为25℃，蒸汽为100℃的饱和蒸汽。

3 安全壳模拟装置内氢气分布特性分析

3.1 基准工况分析

氦气中心喷射工况作为模拟的基准工况，研究单纯氦气浮力射流在安全壳模型内的流动现象。图4的模拟结果表明，氦气流以浮力射流的形式从喷头喷出，在惯性力和浮力共同作用下向上流动到安全壳穹顶，之后大部分气体沿着壁面向外围扩散，逐渐扩展至穹顶与圆筒壁接合处，然后沿着竖直圆筒壁面向下扩散。这时，浮力对气流的流动产生反向抑制作用，气流流速逐渐衰减，并开始脱离安全壳壁面，向中央射流区与壁面之间的穹顶区域扩散，直至全部覆盖穹顶。至150s时，安全壳内部已经建立了氦气浓度的分层，随着氦气喷射量的增加，上部高浓度氦气层逐渐向下部扩展，形成自上而下浓度逐渐降低的多层次氦气云层。

图4 氦气浓度分布云图(基准工况)Fig.4 Helium concentration distribution cloud(a) 10s；(b) 50s；(c) 100s；(d) 150s

由于氦气浮力射流为有限空间淹没射流，因此氦气在空间内的扩散和分布将会受到周围环境的限制。图5氦气扩散流线表明，在10s时，氦气流尚未完全克服上部空气的限制，在空气的阻碍作用下，氦气流逐渐减速并向四周扩散，而到50s时，氦气流已经在入射口上部建立起稳定的通路，即持续喷射的氦气占据了原来空气占据的空间。

图5 氦气扩散流线图(基准工况)Fig.5 Helium migration streamline(a) 10s；(b) 50s

3.2 喷射位置因素

改变喷射位置为近壁面喷射，其他参数保持不变。图6的氦气浓度分布云图与基准工况对比表明，喷射位置对氦气射流流动的影响主要体现在壁面对射流扩散的引导作用，即气体倾向于沿着安全壳壁面进行流动和扩散。

在近壁面喷射工况中，氦气流首先沿着壁面上升，直至通过穹顶壁面流动至安全壳的另一侧，之后开始出现氦气流与壁面的分离，形成回流的漩涡。而对于中心喷射工况，由于浮力射流四周无壁面引导，氦气向径向的扩散较近壁面喷射明显，但氦气向上部的流动没有近壁面喷射迅速，这可能是浮力射流在近壁面处更能保持其层流特性的原因。

随着氦气注入的继续，两种工况的浮力射流均到达安全壳穹顶，并沿着穹顶上部的壁面向外扩散，这进一步印证了氦气流倾向于沿着壁面进行流动的特点。到100s时，扩散开始稳定，即氦气以逐层浓度分层的形态向下扩散，直至最终覆盖整个安全壳空间，这主要是由于氦气的密度较低，浮力效应显著，而喷射射流的动量较低，在流动过程中逐渐衰减，因此驱动氦气分层扩散的主要动力是浓度差，而不再是由动量引起的对流扩散。

3.3 壁面凝结效应

非能动先进反应堆安全壳冷却是影响严重事故下安全壳内热工水力现象和氢气分布的重要因素，因此必须考虑蒸汽壁面凝结对氢气分布的影响。针对这一特征，本文考虑壁面凝结模型，研究其对氦气分布的影响。

3.3.1 壁面凝结模型

壁面凝结模型能够模拟带蒸汽的多组分气体在安全壳壁面的传热、传质过程，为了简化计算，将壁面作为热量阱和质量阱处理，不考虑凝结水膜的厚度和其对传热过程的影响。假设A、B两种组分构成的混合气体，其中A为不凝结气体，B为凝结气体，在距离壁面边界为y的位置，与壁面传递的对流质量通量分别为JA、JB，两种气体的摩尔份额分别为XA、XB，则对于A、B两种气体分别列出质量守恒方程，如式(4)～式(6)。通过求解守恒方程，可得到该处单位时间可凝结气体的凝结质量通量。

图6 氦气浓度分布云图(近壁面喷射工况)Fig.6 Helium concentration distribution cloud(a) 10s；(b) 30s；(c) 50s；(d) 100s

(4)

(5)

XA+XB=1

(6)

式中：Jm——混合气体的总质量通量；

DAB——相间扩散系数；

Cm——混合气体的分子密度。

由上式(4)～式(6)求得凝结质量通量为：

(7)

3.3.2 计算结果分析

图7是考虑蒸汽壁面凝结工况下氦气浓度分布云图。由于此工况是等流量条件下的混合气体喷射(氦气、蒸汽体积比为1∶2)，因此同一时刻氦气的总入射量为前述两种工况的 1/3。为便于工况对比分析，将云图的最大氦气浓度设为5%体积份额。对比基准工况可以发现，氦气在空间内的分布呈现出不同的特征，在壁面上氦气扩散地更加迅速和广泛，这与温差促进自然对流及蒸汽凝结夹带作用有关。

在工况的初始阶段，氦气在空间内的扩散较基准工况更加强烈，这主要是因为换热效应和蒸汽夹带促进了氦气的扩散作用；在近壁面区域的氦气分布上，冷凝工况下由于温差作用促进了自然对流的建立，促进了氦气在空间内的扩散，从分析结果看出，氦气沿着壁面一直扩散到喷射点以下的区域，这在基准工况中是观测不到的。

图7 氦气浓度分布云图(蒸汽壁面凝结工况)Fig.7 Helium concentration distribution cloud(a) 100s；(b) 150s；(c) 200s；(d) 250s

4 结论

本文对中等规模安全壳模型氢气分布特性进行研究，首选利用THAI HM2实验验证了所选程序模型的适用性，然后以待研究中等规模非能动安全壳模型实验装置为对象进行氦气分布行为分析，研究了不同喷射位置、蒸汽壁面凝结对氦气分布的影响，得到如下结论。

(1) 喷射位置对氦气浮力射流流动的影响主要体现在壁面对氦气流扩散的引导作用，氦气流更倾向于沿着安全壳壁面进行流动和扩散。

(2) 蒸汽壁面冷凝效应所带来的温差驱动能够促进安全壳内自然对流的建立，从而显著提高氦气在空间内的扩散和混合效果。

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AnalysisofHydrogenDistributionCharacteristicsandInfluentialFactorsinContainmentModelFacility

HUXiao-ming，TONGLi-li，CAOXue-wu

(Shanghai Jiao Tong university，Shanghai 200240，China)

By employing method of computational fluid dynamics，the benchmark experiment THAI HM-2 is simulated to verify the availability of CFX model in containment hydrogen analysis. By comparing the results between simulation and experiment，it shows that prediction value corresponds well with measured experimental data，thus it can be concluded that CFX model is capable of containment hydrogen analysis in containment model facility. Then，three dimension geometric model of containment model facility and its mesh are built using CFX to simulate helium(substitute medium of hydrogen)migration and distribution inside containment model focusing on influence factors including different injecting location and vapor wall condensation on the helium distribution. The simulation results indicate that the effect of near wall injection is mainly on phenomenon of wall induced flow，i.e.，helium is more inclined to flow and migrate along the containment wall.. Heat transfer between vapor and containment surface and wall condensation of vapor will further promote the setup of natural convection and improve mixing of helium inside containment.

Containment；Hydrogen；Migration；CFD

2016-01-25

国家科技重大专项资助项目(2015ZX06004003-001)

胡效明(1989—)，男，山东潍坊人，硕士研究生，现从事核能与核技术工程方面研究

曹学武：caoxuewu@sjtu.edu.cn

TL364+.4

A

0258-0918(2017)05-0741-09