基于RELAP5的高温棒束通道再淹没数值模拟研究

杨生兴，佟立丽，曹学武,王小吉，侯丽强

(1.上海交通大学机械与动力工程学院，上海 200240;2.中国核动力研究设计院核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610041)

基于RELAP5的高温棒束通道再淹没数值模拟研究

杨生兴1，佟立丽1，曹学武1,王小吉2，侯丽强2

(1.上海交通大学机械与动力工程学院，上海 200240;2.中国核动力研究设计院核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610041)

基于ABB Atom 3×3棒束再淹没实验，运用RELAP5建立其实验装置的定流量再淹没计算模型，通过与实验结果做比对验证模拟的有效性，研究在高、低两种注水流量下从底部再淹没高温棒束通道时的不同骤冷现象，分析期间的流动形态、传热特性，液位进程，先驱冷却效果差异等。模拟结果表明：低流量下主液位落后于骤冷前沿，高流量下骤冷前沿明显落后于主液位；通过对比发现在高流量下的高液位为高温壁面带来更强的先驱冷却，使壁面温度更快的降到再湿温度，而低流量下几乎匀速上升的液位变化进程对前沿下游的高温壁面冷却较慢，需要更长的时间才能降到再湿温度。这些分析将为研究此模型下的重力注水打下坚实的基础。

再淹没；RELAP5；先驱冷却

1 前言

核反应堆冷却剂丧失事故(LOCA)下，应急堆芯冷却系统对堆芯快速再淹没、对衰变热的导出非常重要。反应堆采用高、中、低三种安注系统向堆芯注水，能动系统依赖安注泵定流量注水，非能动系统采用自然力不定流量注水。淹没骤冷现象是一种伴有急剧汽化的汽液两相流，常见的再淹没现象(也叫再湿润)分为顶部淹没，汽膜崩塌再湿润，底部淹没，用液滴再湿润等[1]。国际上对于再淹没骤冷现象的研究多以实验为主；也有采用数值模拟的方法，通过与实验结果对比以此改进相关模型的研究。比较知名的实验研究为德国的QUENCH系列骤冷实验，主要研究锆包壳在再淹没阶段氧化释氢的热工水力特性[2]，以及骤冷现象对包壳和棒束的腐蚀破坏[3]等。

首先，在顶部淹没方面有大量的实验研究，Nada等[4]对高温单管的下降液膜再湿润过程开展实验研究，分析了不同的蒸汽排放方式(顶部、底部、同时顶部和底部)对注水速率的影响，结果表明当存在汽液逆向流动时，骤冷产生的大量蒸汽对下降液膜的阻碍作用是明显的，甚至在汽相流速达到极限值时出现液膜的向上流动。Sahu等[5]针对高温单通道顶部再淹没开展实验研究，主要研究大流量下壁温、过冷度、流量等因素对淹没速率的影响，发现淹没速率与Bi数成正比，与先驱冷却的量级成反比。郎雪梅和黄彦平等人采用瞬态热块实验技术和非稳态二维数值分析方法研究了低压低流量条件下竖直管内顶部骤冷过程中骤冷前沿区域的传热特性[6]和骤冷前沿的推进速度[7]。

其次，在底部再淹没方面，Tuzla等[8]开展的3×3棒束再淹没实验，得出骤冷时间随流道中含汽率的增大、注入水过冷度的增大以及注水质量流量的增大而减小的变化规律。Saxena等[9]开展的3mm窄缝的环型竖直通道再淹没实验，实验结果给出了不同过冷度，不同壁温，不同注入流量下的再淹没速率，通过拟合实验数据得给出了再淹没速率的实验关联式。Koszela等[10]开展ABB Atom 3×3 棒束再淹没实验，研究定位格架及其交混翼对棒束再淹没的流动传热影响，给出了棒束在再淹没过程中的流动传热特性的数据，包括不同高度处包壳温度变化、、再淹没速率等。Elias等[11]改进了RELAP5/MOD3.1的再淹没模型，许多棒束和独立参数效应的实验都验证了改进版本的再淹没模型的有效性。曾未等[12]对于RELAP5再淹没模型对于窄缝通道适用性开展了研究，指出RELAP5再淹没模型对于棒束通道符合较好(RELAP5再淹没模型的验证实验就是淹没棒束通道)，而对于窄缝小尺寸通道中的蒸汽堵塞等现象估计不足。

综上所述，对于再淹没过程中骤冷前沿推进速率，骤冷前沿区域的传热特性和流动形态都有了较为成熟的理论，但是在高、低不同流量下再淹没期间的流动形态、传热特性，液位进程，先驱冷却效果等差异对分析重力注水再淹没(高、低流量交替出现)时至关重要。

本文采用棒束再淹没模型，运用RELAP5模拟高温棒束通道的底部再淹没现象，首先对ABB Atom 3×3棒束再淹没实验装置建模，开展实验工况下模拟结果与实验数据的比对，验证所建模型的有效性，之后模拟再现棒束通道从底部注水时在高低两种注入流量下的再淹没现象，分析流动和传热特性、液位进程、先驱冷却效果在高、低两种流量下的差异。

2 棒束再淹没实验模型的验证

根据ABB Atom 3×3棒束再淹没实验建立相关数值模型，验证棒束再淹没模型的有效性性，之后用此模型分别做高、低注水流量下的模拟试验，由模拟试验结果进行再淹没过程的流动和传热分析。

2.1 ABB Atom 3×3棒束再淹没实验

ABB Atom 3×3棒束再淹没实验是在低压力下采用低流量向棒束通道注水，如图1所示，棒束通道结构是长为3.658m，横向40mm×40mm的矩形通道中均匀方正的排列9根功率相同的加热管，加热管包壳内壁装有热电偶，每根都在3个不同高度的位置安装，而且加热棒轴向功率按余弦状分段分布，轴向功率峰因子为1.55[10]。棒束通道入口处由一个供水箱连带循环泵、冷凝器、加热器、涡轮流量计及流量控制阀组成的供水系统为通道提供特定过冷度和流量的注入水，棒束通道的出口除了连接一个封闭的夹带液滴收集室外通向一个稳压器，这个稳压器保证了棒束通道出口是一个恒定压力的环境。

实验过程分为两个阶段，分别是：在过热蒸汽的环境下加热棒束直到某一个测温点(热电偶焊接在加热棒包壳内壁面上)温度达到预定初始壁温的过程和用定流量注水淹没整个通道的过程。在开始注水的瞬间也将停止以原有功率对加热棒的继续加热，取而代之的是以反应堆停堆后功率衰减相同比例的衰减功率继续加热，直到淹没整个棒束通道时停止。棒束通道的详细尺寸和加热棒结构数据详见图1，图2列示了加热棒轴向功率分布详细数据及最热的中心通道的测温点位置，表1中所列的试验工况便是模拟计算跟实验数据对比验证的工况。

图3 实验回路节点划分Fig.3 Nodalization of experiment loop

2.2 模拟模型的建立

如图3所示实验回路节点划分图，将正中心最热通道独立建成一个管型水力学部件控制体140，余下的8个通道合为一个管型控制体130，轴向控制体数都为40。管型部件140和管型部件130之间的所有轴向相对应的控制体都由横向流接管180连接，显示两个部件之间的质量、动量、能量的交换。入口处的水力学部件采用一个时间相关控制体110来给出注入水的温度，及一个时间相关接管111给出注水流量，分支部件120模拟下腔室，通过接管分别连接140和130；出口处用分支部件150模拟上腔室，单一控制体160模拟夹带液滴收集室，时间相关控制体170来给出蒸汽出口的稳压环境。

热构件方面，由于围板厚度很薄且有保温材料来保温，其吸放热可以忽略不计，而加热棒功率大，是棒束通道的主要热量来源和贮存地，故为主要考虑项。热构件1400模拟中心加热棒，其右边界控制体便是模拟中心流道的管型水力学部件140；热构件1300模拟中心加热棒四周8根加热棒，其热功率及传热面积都等效为8根加热棒的。热构件轴向网格点划分和热源都依据图1和图2相应数据，加热功率便如图2所示的余弦状分布。

Trip信号方面，当中心流道的加热棒对应热构件第23个节点控制体(由3×3棒束通道决定着中心流道最热，由余弦状轴向功率分布决定着越靠近中间段越热，而2.056m测温点正好在第23个控制体内)包壳内壁网格点温度达到973K时，发出一个Trip信号，将时间相关接管111的注入水流量给定为该相应试验工况下的定流量并开始注水。

表1 实验工况Table 1 Overview of experimental parametersand conditions

2.3 模型有效性验证结果

在定流量下的再淹没骤冷过程中，高温壁面包壳温度变化情况可由5个温度和时间参数来描述，分别是壁面初始温度Tin，壁面到达峰值温度的时间tturn(s)和峰值温度高于壁面初始温度的部分ΔTrise(K)，以及注入水再淹没壁面所需的时间tquench(s)和壁面再湿润温度Tquench，这些参数能较为全面有效地描述整个再淹没过程。

在堆芯热工分析中热管数据是最具价值的，这里主要比较中心棒束通道加热棒内壁面温度变化，这也是实验回路节点划分时分为中心通道和四周通道的主要原因。在如表1所示的试验工况下，用所建模型计算出各个节点热构件包壳内壁面的温度变化；由图2中已知中心通道轴向三个测温点依次包含于模型的第23、26、29个节点，将这三个节点的热构件包壳内壁面的温度变化与实验测温点测得的温度变化作对比。因原实验所得信息有限，只作第三个测温点的详细数据对比。

如图4至图6所示，通过对比，模拟计算结果中三个节点的包壳内壁面的温度变化跟实验数据中三个测温点的温度变化吻合较好，变化趋势基本一致，模拟结果的Tin、tquench和Tquench完全符合实验结果。但也发现模拟结果的ΔTrise偏小，而实验中有一个明显的抛物线状的凸起，其次tturn也比较靠后，其原因是同比例的衰变热功率偏小，及模拟给出的是高0.09145m控制体的平均温度，而实验中是点温度。

图4 第一个测温点的温度对比Fig.4 Temperature comparison at first point

图5 第二个测温点的温度对比Fig.5 Temperature comparison at second point

图6 第三个测温点的温度对比Fig.6 Temperature comparison at third point

实验给出的最热通道中加热棒第三个测温点的骤冷时间是tquench=228s，模拟结果为232s，吻合较好；实验给出第三根加热棒第三个测温点的骤冷时间tquench=256s，而模拟计算所得为251s，吻合较好，如表2所示。可以从两个通道的第三个测温点的淹没时间看出，计算的再淹没速率与实验基本吻合，可以说所建RELAP5计算模型能很好地模拟此棒束通道的再淹没实验。

表2 实验和计算参数对比Table 2 comparison between experimental parameters and numerical parameters

3 不同流量下再淹没过程分析

骤冷前沿的移动速度决定于前沿附近流动传热状态和壁面轴向导热情况，正如Sahu等[5]所说的，淹没速率与Bi数成正比，与先驱冷却的量级成反比；而主液位的移动速度主要取决于流量的大小和蒸发速率。由于两者的影响因素各异，在不同大小的流量条件下，表现出不同的流动传热特性。

3.1 低流量下再淹没过程分析

低流量下的骤冷过程最明显的特征是：主液位向上移动的速度赶不上骤冷前沿移动的速度，这也决定了液位上升的速度主要取决于注入流量，进而决定了低流量下的流动和传热特性。如图7所示的低流量下(初始壁温1300K，流量0.1kg/s，再淹没开始于160s，160s前用于加热棒束到1300K)第20节点液相份额、包壳温度、壁面传热系数耦合变化可以看出：在壁面被液相浸润之前，第20节点的液相份额保持在0.2以下，且壁面被浸润以后，并不是立刻被液相全部充满，而是有一段时间的延迟，壁面传热系数在壁面温度阶跃降低的时刻出现极大值，由此便可推断出此时此刻便是第20节点被液相浸润的时刻，也即骤冷前沿经过第20节点的时刻。

图7 低流量下第20节点液相份额、包壳温度、壁面传热系数耦合变化Fig.7 Coupling fluctuation in liquid fraction，cladding temperature and heat transfer coefficient of cladding at the 20th node under low flow rate

根据棒束通道中的质量流密度，轴向各个节点的液相份额变化，及RELAP5程序中的参数αBS，确定各节点中液相份额首次达到0.72便为液位所在。如图8所示为低流量下的液位变化进程，液位在棒束通道下半部分时变化比较平缓，几乎是匀速上升；上半部分时上升速度较快，呈现这样变化的主要原因是液位上升的速度取决于流量，下半部分和上半部分速度差异的原因主要有两个：其一，余弦状的壁面初始温度分布在再淹没过程中形似“先上楼梯、后下楼梯”，导致淹没下半部分棒束时液位上升缓慢，上半部分棒束时较为快速；其二，骤冷导致的液滴夹带及蒸汽流夹裹液滴的两相流对上部棒束壁面的先驱冷却使得淹没上半部分棒束通道时液位上升较快。

3.2 高流量下再淹没过程分析

当壁面温度远大于相应工况下的再湿温度(压力在4MPa以下时，再湿温度大约比饱和温度高100℃)时，是不可能被水浸润的，只有当壁面被先驱冷却降温到最小膜态沸腾温度以下时，才会被水浸润，继而以更高速的传热效率进行汽化，这是再淹没传热中的一般规律。如图9所示，从在高流量注水的情况下(初始壁温1300K，流量0.9kg/s)，棒束通道中部的第20个节点的液相份额、包壳温度、壁面传热系数耦合变化来分析，注水开始不久液相几乎充满着整个节点控制体(但也不是完全充满，尚有0.1左右的汽相份额)，但其壁面温度却远高于此时水的再湿温度，其壁面温度在过了很长一段时间后才出现陡降，传热系数峰值也在此时出现，可以判断出此刻便是骤冷前沿经过第20节点的时刻。在壁面未被浸润的时间段内，高流量下的壁面温度下降速率相较于低流量快很多，这表明高流量下的先驱冷却比低流量下的先驱冷却更有成效。

图8 低流量下再淹没过程中棒束通道液位变化Fig.8 Variation of liquid level in the buddle channel under low flow rate

如图10所示为高流量下的液位变化进程，注水一开始液位便迅速的攀升，几乎充满了大半个棒束通道，此后液位略有下降，但下降幅度不大，液位基本保持平稳；

图9 高流量下第20节点液相份额、包壳温度、壁面传热系数耦合变化Fig.9 Coupling fluctuation in liquid fraction，cladding temperature and heat transfer coefficient of cladding at the 20th node under high flow rate

图10 高流量下再淹没过程中棒束通道液位变化Fig.10 Variation of liquid level in the buddle channel under high flow rate

后期液位上升速率很快，因为夹带液滴先前就已经浸润了蒸汽出口附近壁面。相比于匀速上升的定流量液位，高流量下的液位始终占据棒束通道2/3的空间，骤冷前沿始终落后于液位，这使得骤冷前沿和液位之间区段的汽化效率相比于单纯的蒸汽冲刷有了极大地提高，这使得高流量下的先驱冷却更为高效。其次，从淹没整个通道所用时间来看，高流量下所用时间远远少于低流量下的。

4 总结

(1) 本文基于ABB Atom 3×3棒束再淹没实验建立了RELAP5再淹没计算模型，经实验数据验证模型的有效性之后，模拟再现了高低两种流量注水时的再淹没现象，并分别分析了流动传热特性。

(2) 通过对比高低流量下液位的变化进程发现，高流量注水时之所以能较为快速的淹没棒束通道的一个重要原因是：高流量下液位与骤冷前沿之间的区段汽化效率很高，在CHF到来之前就提供了超强的先驱冷却，这个区段是低流量下所没有的。

(3) 此次定流量下高低流量注水再淹没模拟试验给不定流量的注水(如重力注水)模拟打下一个基础，可作为高低两种流量下流动传热特性对比参照的基础。

[1] Zeng Y J, Hale C P, Hewitt G F, et al. Flow and heat transfer in pressurized water reactor reflood[J]. Multiphase Science & Technology, 2010, 22(4):279-370.

[2] M. Steinbrück, M. Große, L. Sepold, et al. Synopsis and outcome of the QUENCH experimental program[J]. Nuclear Engineering & Design, 2010, 240(7):1714-1727.

[3] Sepold L, Hering W, Schanz G, et al. Severe fuel damage experiments performed in the QUENCH facility with 21-rod bundles of LWR-type[J]. Nuclear Engineering and Design, 2007, 237(22):2157-2164.

[4] Nada S A, Shoukri M, El-Dib A F, et al. Rewetting of hot vertical tubes by a falling liquid film with different directions of venting the generated steam[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2014, 85(11):62-72.

[5] Sahu S K, Das P K, Bhattacharyya S. An experimental investigation on the quenching of a hot vertical heater by water injection at high flow rate[J]. Nuclear Engineering & Design, 2010, 240(6):1558-1568.

[6] 黄彦平, 郎雪梅. 骤冷前沿区域传热特性实验研究[J]. 核动力工程, 1998(2):138-143.

[7] 郎雪梅, 黄彦平. 管内顶部骤冷过程中骤冷前沿推进速度实验研究[J]. 核科学与工程, 1998(2):109-118.

[8] Tuzla K, Unal C, Chen J C. An experimental study of bottom rewetting in a rod bundle geometry[J]. Nuclear Engineering & Design, 1991, 125(2):189-200.

[9] Saxena A K, Raj V V, Rao V G. Experimental studies on rewetting of hot vertical annular channel[J]. Nuclear Engineering & Design, 2001, 208(3):283-303.

[10] Koszela Z. Effects of spacer grids with mixing promoters on reflood heat transfer in a PWR LOCA[J]. Nuclear Technology, 1998, 123(2):156-165.

[11] Elias E, Sanchez V, Hering W. Development and validation of a transition boiling model for RELAP5/MOD3 reflood simulation[J]. Nuclear Engineering & Design, 1998, 183(3):269-286.

[12] 曾未, 余红星, 孙玉发,等. 基于RELAP5的窄缝通道再淹没模型适应性研究[J]. 核动力工程, 2013, 34(3):50-57.

NumericalInvestigationontheRefloodingofahotVerticalBundle-channelbyRELAP5

YANGSheng-xing1，TONGLi-li1，CAOXue-wu1，WANGXiao-ji2,HOULi-qiang2

(1. School of Mechanical Engineering，SJTU，Shanghai，200240，China;2. Science and Technology on Reactor System Design Technology, Nuclear Power Institute of China, Chengdu of Sichuan Prov. 610041,China)

Based on ABB Atom 3×3 bundle reflooding experiment，RELAP5 code is used to build numerical model for reflooding phenomena with constant flow rate. Comparison between the numerical results and experiment results is conducted to verify the numerical model. Afterthat，the cases with high and low mass flow rate are investigated，focusing on the flow condition，heat-transfer characteristic，water level process and precursory cooling effect during the reflooding. The results show that the main liquid level is always behind quench front under low flow rate，while it is completely reversed under high flow rate. Though comparison，it shows that high water level at large flow rate bring more powerful precursory cooling effect for high-temperature cladding than the water level under low flow which nearly rises at a constant speed. This analysis will lay a foundation for gravity reflooding investigation under this numerical model.

Reflooding；RELAP5；Precursory cooling

2016-2-23

中国核动力研究设计院核反应堆系统设计技术重点实验室基金资助(LRSDT2017402)

杨生兴(1991—)，男，青海湟中人，硕士研究生，现从事核科学与技术方面研究

曹学武：caoxuewu@sjtu.edu.cn

TL364.4

A

0258-0918(2017)05-0852-08