автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Разработка методики расчета теплогидравлических процессов в проблеме удержания расплава активной зоны в корпусе реактора

На правах рукописи

/»

Орлов ВиталиКЁв^еньЬвич

РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ РАСЧЕТА ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ПРОБЛЕМЕ УДЕРЖАНИЯ РАСПЛАВА АКТИВНОЙ ЗОНЫ В

КОРПУСЕ РЕАКТОРА

Специальность 05.14.03 - Ядерные энергетические установки

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

?

Москва 1997

Работа выполнена на кафедре Атомных электрических станций Московского энергетического института (Технического университета).

11аучный руководитель: доктор технических наук

Рассохин Н. Г. Официальные оппоненты: доктор технических наук

Кузма-Кичта Ю. А. доктор физико-математических наук Мелихов О. И.

Ведущая организация: опытно-конструкторское бюро «Гидропресс» (ОКБ ГП)

Защита состоится «24» декабря 1997 года в 14— часов на заседании диссертационного совета К053.16.15 Московского энергетического института (Технического университета) по адресу: Москва, Красноказарменная ул., дом 17, корпус Т, 3 этаж, к. 321 (каф. АЭС)

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке МЭИ. Отзыв на автореферат в двух экземплярах просим направлять по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная ул., дом 14, Ученый совет МЭИ.

Автореферат разослан «_»_1997 г.

Ученый секретарь диссертационного совета К053.16.15: /'///; к.т.н. М. А. Скачек.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. При гипотетическом сочетании маловероятных разрушений теплоэнергетического оборудования ядерной энергетической установки (ЯЭУ) возможен процесс плавления ядерного топлива в активной зоне реактора с последующим перемещением массы расплава активной зоны в нижнюю камеру реактора. В настоящее время развертываются широкие программы исследования теплофизических и физико-химических процессов, сопровождающих взаимодействие расплава с корпусом реактора. Это связано с потенциальным снижением последствий тяжелой аварии за счет удержания радиоактивного, тепловыделяющего кориума внутри корпуса реактора. Для анализа герметичности корпуса необходимо проведение расчетов его несущей способности в условиях термосилового воздействия расплава.

При исследовании основных процессов, сопровождающих взаимодействие расплав-корпус (термоконвекция с внутренними источниками тепла, лучистый теплоперенос с поверхности расплава, теплопередача через слой гарнисажа и корпус, физико-химическое взаимодействие компонентов кориума и т.п.), невозможно полностью (в комплексе) моделировать их в экспериментальной установке. Необходимо сочетание экспериментальных исследований и расчетов с помощью создаваемых кодов. Наибольшее распространение в изучении этой проблемы получило описание протекающих теплогидравлических, физико-химических, прочностных процессов моделями различной глубины и сложности.

Существуют различные подхода к решению задачи. В одном случае тепловые потоки в характерных зонах определяются с использованием полуэмпирических зависимостей по теплообмену, полученных при обобщении экспериментальных данных. В другом случае искомое распределение получают непосредственно решением уравнений теплогидродинамики расплава (в ряде случаев - в сопряженной постановке с уравнением теплопроводности в стенке) Хотя второй метод, по сравнению с первым, требует несоизмеримо больших

вычислительных ресурсов он представляется наиболее оправданным с точки зрения точности и достоверности результатов.

Цель работы. На кафедре АЭС МЭИ в содружестве с ЭНИЦ проводятся работы по математическому моделированию теплофизических процессов при взаимодействии расплава активной зоны с корпусом реактора. В настоящее время они ведутся в рамках гранта РФФИ. Разрабатываемые программные комплексы ЫАЛАЬ и МАЯЛЬ/САУНУ позволяют просчитывать процессы, протекающие при взаимодействии расплава активной зоны (АЗ) с корпусом реактора. Можно выделить несколько наиболее важных физических процессов, которые определяют время и степень разрушения АЗ, корпуса и являются характерными для стадии тяжелой аварии расплав-корпус. Это такие процессы:

• турбулентная естественная конвекция тепловыделяющего расплава;

• физико-химическое взаимодействие компонентов расплава.

• сопряженный теплообмен;

• фазовые переходы;

• лучистый теплообмен. Задачей данной работы является:

разработка, реализация и тестирование моделей и алгоритмов для чиспенного расчета сопряженного теплообмена ванны расплава и стенки корпуса;

разработка моделей и алгоритмов для расчета плавления однокомпопентных и многокомпонентных систем, их программная реализация и тестирование;

разработка и реализация надежных моделей турбулентности, применимых дня моделирования турбулентного свободноконвективного теплообмена в энерговыделяющем расплаве активной зоны. Основные результаты и их научная новизна. Осуществлено дальнейшее продвижение в численном исследовании теплогидравлических процессов при взаимодействии расплава активной зоны с корпусом реактора. В частности:

• Выполнено численное моделирование процессов плавления (затвердевания) много- и однокомпонентного вещества.

• Разработана математическая модель и алгоритм для численного расчета плавления однокомпонентных и многокомпонентных систем в рамках конечно-элементного метода контрольного объема. Проведено тестирование данного алгоритма на различных классах веществ. С использованием разработанных алгоритмов проведены расчеты по методикам плавления много- и однокомпонентного веществ с целью выбора окончательной модели для описания физических процессов в реальном расплаве. Анализ результатов расчета показал целесообразность использования методики плавления (затвердевания) многокомпонентного вещества, которая более правильно описывает фазовый переход применительно к расплаву активной зоны.

• Численно реализованы надежные модели турбулентности. Показана необходимость модификации традиционно используемых стандартных и "низкорейнольдсовых" к-е моделей в условиях тяжелой аварии Приведенная модифицированная модель турбулентности позволяет более корректно рассчитать турбулентный сноГшдноконвсктииный шшюобмсн и энерговыделяющем расплаве при больших значениях Рэлея (Яа>10п) и реальной геометрии корпуса реактора ВВЭР

Практическая значимость работы.

• Разработаны конечно-разностные (ЫАГШЛ и конечно-элементные (ЫАКА1./САУ1ТУ) коды, которые с использованием реализованных в нем моделей позволяют моделировать теплогидравличсские процессы, протекающие при взаимодействии расплава АЗ с корпусом реактора.

• Для реальной геомегрии реактора ВВ.)Р ни основе реалистичных оценок юилофизических свойств кориума в квазистмшоинриой и нестационарной постановке выполнены двумерные расчеты нескольких сценариев тяжелой аварии с учетом фазовых переходов и турбулентности в расплаве активной

зоны. Получены распределения тепловой нагрузки на корпус реактора со стороны ванны расплава, позволившие выполнить оценку безопасности этих сценариев с точки зрения теплового разрушения. • Использование результатов данной работы в прочностных расчетах позволит определить время и степень механического разрушения корпуса реактора.

Структура диссертации. Диссертация состоит из введения, 5 глав и выводов. Структура диссертации построена так, что в начале каждой главы проводится обзор состояния рассматриваемого в главе вопроса.

Во введении обосновывается необходимость исследований, проведенных в диссертации, определяется цель работы и дается общая постановка решаемых в диссертации задач, а также перечислены основные результаты, выносимые на защиту.

В главе1 приводится краткий обзор состояния существующих на сегодняшний день отечественных программных комплексов по расчету взаимодействия расплав-корпус, таких как код РАСПЛАВ (ИБРАЭ), КОСТЕР (ФЭИ), FEMTEM (НИТИ).

Приведены описание и результаты верификации численной схемы, принятой в кодах NARAL и NARAL/CAVITY. Математическая модель кодов NARAL и NARAL/CAVITY основана на системе осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса и энергии, которые можно представить в обобщенной форме:

Лрф 1

—--+-

Л г

(1)

где ф имеет смысл различных переменных ((/, V ,Т). Здесь и, V - компоненты скорости, Т - температура; р - плотность ; ц»|т. и Х^гг -коэффициенты динамической вязкости и теплопроводности, включающие молекулярную (цЛ) и турбулентную (|АГ,/1Г) составляющие; г и г- радиальная и продольная координаты; - мощность объемного тепловыделения; Гегт - обобщенный коэффициент диффузии с учетом турбулентного вклада. Если используется

двухпараметрическая к-е модель турбулентности, то добавляются еще два уравнения для кинетической энергии турбулентности к и скорости ее диссипации е.

Дискретизация уравнений в программном комплексе (ПК) NARAL проводится на основе метода контрольного объема (Patankar (1980)) Для спя tu полей скоростей и давлений исмолмуется известная итерационная процедура SIMPLE .

Для исследования сопряженных задач теплообмена разработан Г1К NARAI ./CAVITY. основанный на концепции конечно-элементною метода контрольного объема (МКЭ-КО), предложенной в работе (Prakash и Patankar (1985)), Снят нолей cKopocieli и давлений осуществляется на основе процедуры SIMPLER. Для решения получаемых систем линейных уравнений применяется метод сопряженных градиентов с предобуславливанием.

Заложенные в коды NARAI, и NARAL/C'AVITY алгоритмы и модели тестировались иа широком круге тестовых задач теплопроводности и ламинарной конвекции и показали хорошее совпадение с данными экспериментов и расчетов других авторов. На рис. 1,2 представлены результаты решения одной из тестовой задач, в которой численно исследовалась свободная конвекция тепловыделяющей жидкости в горизонтальной полуцилиндрической полости радиуса d = 0.15 м с изотермическими стенками. В 'качестве рабочей жидкости используется вода (Рг = 7), внутреннее тепловыделение qv в которой создается джоулевым нагреванием при прохождении через нее электрического тока. Задача решалась в приближении Буссинеска в безразмерной постановке На рис.2 приведено сопоставление с экспериментальными данными распределения числа Nu по стенке полости, полученного численно с помощью ПК NARAL и N ARAL/CAVITY.

Как видно, расхождения между расчетами и опытными данными практически отсутствуют в центральной нижней части опытной ячейки и, плавно меняясь вдоль образующей, достигают максимума (около 30%) в периферийной зоне. Учитывая, что такая характеристика как число Nu не

является непосредственно измеряемой величиной, можно сделать вывод о хорошем согласии численных расчетов с помощью ПК ЫЛЯЛЬ и ЫАЛАЬ/САУ1ТУ с экспериментальными данными работы (КОаЪп, Н.Н. Яе1пеке,1994). Следует отметить практически полное (десятые доли процента) совпадение по профилям температуры результатов расчета с другим экспериментом (Кее, С Б. Ьалскаш, ,ГС.Мие8,1975), в котором исследовалась свободная конвекция чистого трития в вертикальном цилиндре.

Основываясь на анализе проведенном в данной главе можно сделать ряд включений:

1. Необходимым требованием в развитии кодов является введение в них моделей турбулентно переноса и фазовых переходов в расплаве АЗ и конструкционных материалах реактора;

2. Для надежного описания теплогидравлических процессов в расплаве АЗ необходим учет физико-химического взаимодействия компонентов расплава.

3.0

2.0 ми/ии„

1.0

0.0

0 эксперимент

* расчет МАРАЦСАУПЧ

* - расчет КЛОД 0

« «

Г о / х

! о /

0.0

20.0

40.0 60.0 угол 1грап)

80 0

1'ис. 1 Поле температур

Рис. 2 Распределение числа Ии по боковой поверхности полости В связи с необходимостью введения в коды модели турбулентного переноса в главе 2 приводится обзор развитых на настоящее время моделей гурбулентности. На основе проведенного анализа делается вывод, что наиболее перспективна двухпараметрическая так называемая "низкорейнольдсовая" к-е

модель турбулентности. Вмссш с «ем численная реализация и тестирование модели Чена показали, чго традиционно используемые k-t; модели лого класса плохо подходят для описания сильно развитой турбулентной естественной конвекции, существующей в тепловыделяющем расплаве АЗ. Сравнение результатов серии финских экспериментов, проведенных на установке COPO (О. Kymalainen 1992, 1994), и расчетных данных позволило выявить, что в свободно-конвективных турбулентных потоках сказывается сильное влияние подъемной силы, особенно при числах Ra>10L1 (оцененных по тепловыделению). Этот эффект предлагается учесть введением в демпфирующие функции и дополнительные члены зависимости, которая корректировала бы характер поведения турбулентных характеристик потока в зависимости от условий стратификации. Критерием условий стратификации может служить число Ричардсона Ri. На основе одной экспериментальной серии было получено новое выражение для турбулентной вязкости (в рамках модели Чена) в виде:

t-2

th - . f„ =l-exp(-Q0115-/-./„(Wi)). (2)

Как известно, наличие сильного влияния эффекта плавучести приводит к нарушению аналогии Рейнольдса и тепловой пограничный слой не равен гидродинамическому (Рг,*1). Традиционно Ргг пола1ается постоянной величиной (0.9). В данной работе как и для турбулентной вязкости проведена модификация числа Ргг при помощи корректирующей функции f.JRi), зависящей от Ri:

Piy =0.9 Л, (Rí). (3)

11роведенная модификация позволила корректнее описать как базовую так и другие экспериментальные серии. В табл 1 представлено сравнение интегральных тепловых потоков по нижней эллипсоидальной (qt*>i), боковой (qSide) и верхней (q,,,,,) поверхностям расчетной области, полученных на основе обычной модели Чена и модифицированной модели, с данными эксперимента.

Можно видеть, что модифицированная модель п,оказала лучшее совпадение с экспериментом. Таким образом, в характерном для конвекции в ванне расплава АЗ диапазоне чисел Яа реализована модифицированная к-е модель, способная описывать сильно развитую турбулентную естественную конвекцию.

Табл. 1_Данные эксперимента COPO и численные результаты

Ra Л Г Ягог i IsiDP. 1 Чвпт

°С "Л

1.310" Данные COPO 14.0 15.2 6.2 2.9

Стандартная модель Чена 11.5 3.5 10 9

Модифицированная модель Чена 15.1 13.8 6.5 3.9

4 210" Данные COPO 5 9 6 1 2.5 1.1

Стандартная модель Чена 7 2.5 4.5 2.7

Модифицированная модель Чена 5.8 5.9 2.3 1.4

При рассмотрении стадии тяжелой аварии расплав-корпус необходимо моделировать два качественно различных процесса плавления твердых конструкций:

• плавление чистого компонента;

• плавление механической смеси или сплава нескольких компонент.

Первый вариант (например, плавление стали над коркой кориума)

соответствует случаю, когда фазовый переход протекает при постоянной температуре, вследствие чего в квазиравновесном случае в области фазового перехода имеется жесткая связь между энтальпией системы и массовой долей жидкой фазы. Ниже модель этого процесса будет называться моделью плавления однокомпонентной системы.

Второй вариант (плавление лома из остатков разрушенной активной зоны) соответствует случаю плавления многокомпонентой механической смеси. 1 давление таких систем протекает при переменной температуре (за исключением эвтектических смесей), что требует для определения массовой доли жидкости привлечения информации из фазовой диаграммы состояния. Кроме того из-за процессов конвекции и диффузии происходит перераспределение по объему начальных концентраций компонентов смеси, что требует решения дополнительного уравнений сохранения концентраций. Будем

и

называть эту модель моделью плавления многокомпонентных систем.

Для введения в коды модели, учитывающей фазовые переходы, в главе 3 проведен обзор существующих на сегодня моделей плавления (затвердевания) Для сравнения было выбрано несколько методов На основе проведенного анализа для группы кодов NARAL в качестве базовой принята энтальпийная модель (Voller V.R., Pracash С., 1985,1987), опираясь на которую в работе разрабатывались математические модели и алгоритмы как для однокомпонентного, так и для многокомпонентного вещества. Дано описание принятой математической модели и алгоритма для задачи с фазовым переходом.

Необходимо отметить что выбранная энтальпийная модель подходит для описания различных типов фазовых переходов (рис.3): как изотермического, так и «размазанного», т.е. протекающего в диапазоне температур ликвидуса и солидуса;

ч) б) в)

Рис 3 Фазовый переход (массовая доля жидкости от температуры) а) линейный случай; б) изотермический; в) нелинейный случай

Для верификации заложенной в коды ЫАЛАЬ и ЫАЯАЬ/САУ1ТУ модели

однокомпонентного плавления решались следующие задачи:

• Плавление (затвердевание) модельной жидкости в прямоугольной ячейке.

• Процесс затвердевания свинца в эллиптической ячейке. Данная работа шпсрссма Iсм, 'но в опытом ячейке (Калякмн (1,1 рабежнаи ИЛ . 1 рамс»

II С.,1995), выполненной в масштабе 1:10 по отношению к геометрии корпуса реактора ВВЭР-1 ООО и охлаждаемой снаружи водой с различными величинами

расхода, имитировался процесс затвердевания расплава активной зоны.

В главе 4 содержится описание разработанных моделей и алгоритмов плавления (затвердевания) многокомпонентного вещества, каким в реальности и является расплав активной зоны. Данная глава частично опирается на результаты, полученные в главе 3. В отличие от однокомпонентных систем в многокомпонентных существует реальная зона плавления, ограниченная линиями солидуса и ликвидуса, и в зависимости от типа материала эта зона имеет ту или иную структуру.

12 4 S

Рис. 4Реапная фазовая диаграмма бинарной жидкости

Для математического моделирования процессов плавления многокомпонентного вещества принята псевдогомогенная модель плавления. В данной модели среда рассматривается как гомогенная смесь различных компонентов, находящихся в твердом и жидком состоянии. Состояние такой среды описывается среднемассовыми уравнениями сохранения массы, энергии и импульса. Уравнения ПГМ модели получаются сложением уравнений сохранения, записанных для двужидкостной модели (Нигматулин Р.И., 1982), в которой твердая фаза рассматривается как псевдожидкость с очень большой вязкостью. Параметрами эффективной среды являются среднемассовые характеристики:

плотность смеси: _ _ т п , „ _ У mix — V ¡И i "г Ч> i И

энтальпия смеси: hmU = f,h, + fshs

скорость смеси: йт1г = +

концентрация смеси: cmlx = /,с, + f,c,-

Здесь /,,/,- массовые доли, а с,, с, - концентрации первого компонента в жидкой и твердой фазах соответственно. Теплофизические свойства псевдо! омогенной среды получают усреднением либо по объему (<р_, , <p¡ -объемные доли), либо по массе.

Общая форма уравнений сохранения для псевдогомогенной модели приведена в табл.3. Эти уравнения записаны в терминах:

т

псевдоэнтальпии h, определяемой как л = j с, <П , и среднемассовой

скорости смеси í„,r = +

Определение общих параметров, обозначенных символом ( )+, и источниковых членов F, , 1\ , Si¡, Sc определяются в зависимости от типа зоны плавления.

Для замыкания системы необходимо добавить некоторые соотношения для определения массовой доли жидкости. В литературе известны подходы

(Praeash, Benon, Ineropera ) для расчета этой величины в случае линейных ветвей ликвидуса и солидуса с постоянной величиной к (\ С/ Для реальной фа юной диш рам мы, примером ко юрой можс! служшь дна! рамма расплава А 5,

Табл 2. Общая форма уравнений для псенлог омогенной модели.

Уравнение неразрывности

Уравнение движения для х - компоненты для у - компоненты ?(/»«.) + V(/i„.í7„.rf„,) =- v(// V(/í„,.)) . /■, í-f v /Л + mS'mx) = V V(v„, )) - | + У-', - „„„tf

Уравнение сохранения энергии

Уравнение диффузии

линии ликвидуса и солидуса не являются линейными и следовательно, величина к (', С/ (рис.4), то есть является некоторой функцией

температуры и концентрации. Отсюда возникает необходимость считать к из фазовой диаграммы по текущим значениям температуры Т и концентрации С. В представленной работе, ветви солидуса и ликвидуса интерполируются и на каждой итерации временного шага величина к считает по текущим значениям Т и С. Помимо величины к по фазовой диаграмме считается также входящая в соотношения для расчета массовой доли жидкости температура ликвидуса 1)

Для постепенного плавного зануления скорости в затвердевающем контрольном объеме в настоящей работе предложен следующий способ - как только значение массовой доли жидкости ]) в контрольном объеме, в котором происходит процесс затвердевания, становится меньше некоторого значения ./"'" (принятого равным 0 5), величина вязкости // полагалась равной 104. Тем самым в твердой фазе получается очень большая вязкость и скорость в твердой фазе зануляется автоматически. Предложенный способ прост в реализации численной схемы и уменьшает время счета, что весьма существенно.

Для верификации изменений, внесенных в псевдогомогенную модель, рассматривалась задача о затвердевании водного растнора соли (хлорида аммония) в прямоугольной ячейке. В начальный момент времени система находится в расплавленном состоянии при температуре '/,'„,, которая больше температуры ликвидуса при начальной концентрации. Концентрация смеси постоянна по всей расчетной области и равна сот,. Далее 1емпература левой стенки (д 0) оаншипся раиной Тт,ц ' !„„■ Остальные езенки адиабатически изолированы. Вследствие уменьшения температуры левой стенки начинается процесс кристаллизации и в объеме расчетной области появляется зона мгвердевания. Результаты расчетов показали хорошее совпадение с данными, полученными в работе РгасаэЬ (1989).

По указанной задаче дополнительно был проведен сравнительный расчет по двум методикам плавления - с учетом и без учета изменения во времени

концентрации компонентом. Па рис.5 для сравнении представлены

распределения массовой доли жидкости, полученные по двум. Как видно ич рис.6, значение концентрации с течением времени в расчетной области меняется в большую и меньшую сторону от начальной и в связи с ним наблюдается различие между распределениями массовой доли жидкое)и. полученными по различным методикам расчета процесса плавления Данный апалш показал значительные рашичня в движении фроша (агиердевапия Поскольку расплав A3 представляет собой многокомпонентное вещество, то для корректного описания фазового перехода н нем необходимо ncnojii.timaii. cooi m- ic i нующую мс i одни у пааилемш!

i I

¡sB¡ ;

s ! lili»; г i

\\WM

'liü¡ *

ill !!¡ i

s .'8 g'gig

S S S S S

I'nc.5 Pacnpetfe tenue массовой (Uriu .жидкости при 250 сек. a) с учетом тменения концентрации комитентов . ó! Гнч ) чета тменения концентрации ко мтшентов

ooid Í

8

о 100 , , о те^ i j |

I'uc () Распределение концентрации по расчетной oñiacmu 250 i ек.

В .чши- 5 представлены результаты расчетов ряда реальных сценариев тяжелой аварии, выполненных на основе разработанных в диссертации моделей и алгоритмов. При тяжелой аварии с разрушением активной зоны реактора возможны различные сценарии поступления и накопления на днище корпуса фрагментов 11-/,г-О и внутриреакторных стальных конструкций. В связи с этим существуют неопределенности при моделировании процессов формирования панны расплава па днище корпуса реактора. В главе рассматриваются различные варианты структуры сформированной ванны расплава с целью оценки се плииния па тешкжое поведение корпуса. Проводится оценка Лс «опасности рассматриваемых сценарием Сравнение полученных тепловых потоков со стороны расплава на корпус реактора с величинами критических тепловых нагрузок, имеющимися в литературе, позволяет ответить на вопрос о возможности теплового разрушения в рассматриваемых сценариях.

Рассматривались следующие варианты структуры ванны расплава.

I Гомогенная структура. Если к моменту окончания формирования панны не только Zr, но и сталь окислены, расплав будет представлять собой гомогенную систему окислов и-2г-Ре-0г-Ы1-...-0. Температура плавления кориума принята равной 1600°С.

2. Условно гомогенная структура. Если при формировании расплава неличина твердых фрагментов {¡-'¿.г-О невелика, а их подвижность не ограничена, ванна расплава может представлять собой двухфазную лвухкомпонентную смесь: в жидкой стали равномерно распределены твердые фрагменты окислов (и-7г-0). В расчетах этого варианта можно предположить равномерное объемное тепловыделение и соответствие свойств смеси свойствам стали. Температура на границах ванны расплава равна температуре плавления стали.

3. Условно стратифицированная структура. Нержавеющая сталь располагается в оксидном расплаве в виде центрального ядра. Свойства системы определяются свойствами 11-7л-0 с температурой на границах ванны,

равной температуре плавления U-Zr-0 2400°С.

4. Стратифицированная структура. Предегаляет собой двужидкостную модель: в нижней части - система окислов U-Zr-O, над ней - отделенный коркой кориума слой расплавленой стали. Температура плавления U-Zr-О задавалась равной 2400°С, а для стали 1500°С.

На рис.7 проведено сравнение расчетных потоков для первых трех сценариев. Как можно видеть, для условно стратифицированного сценария пики нагрузки на корпус со стороны ванны расплава как на вертикальную, так и на эллиптическую стенки составляют «I МВт/м2. Однако по мере "металлизации" расплава, для сценариев 1 (U i Zr н Ni Fe (-...*■ О) и 2 (сталь) наблюдаются практически неизменные значения теплового потока на эллип тическое днище и резкое возрастание его на боковой поверхности до ~2 Мвт/м2 у поверхности расплава. Эта величина почти в 2 раза превышает значение критической плотности теплового потока для вертикальной поверхности (qKpi«1.2 МВт/м') (Грановский B.C. и др., 1997), что позволяет сделать вывод о возможности теплового разрушения корпуса реактора в сценарии с образованием ванны расплава из твердых фракций окисленного топлива и жидкой фазы преимущественно металлического компонента.

---- U + Zi-Fe'M

- UCC'ZiCC

q, Вт/м

1E*G 8Е*5 6Е»5 4Е*5 2£«5

0Е+0 I

00 05

q, Вт/м

2 5Е->€ ;

|,

2 0Е+6 I

Г.

1 5Е-Н5 | 1 оЕ+€ ; 50Е»5

ООЕ+О ' 08

i ■ 7f ■ и- - vt . — "SL*T

- !'•/,. (I

10 у m

О)

<V

Гис 7 I'acnpcOe.'ieuue men и»<ы\ питокон no .'¡чтицам ааины ¡чкп.иша а)э:типтичсская образующая, 6) вертикальная ци циклическая стенка.

Расчет стратифицированной структуры ванны расплава показал, что примерно через 2000-2500 сек. процесс достигает квазистационарного состояния. На рис.8 приведены характерные распределения теплового потока на корпус реактора в различные моменты. Отсчет используемой на графике длины образующей внутренней поверхности корпуса реактора проведен от центральной нижней точки днища корпуса. Тепловой поток в целом остается самым низким в центральной части днища (»40-100 кВт/м2 ), постепенно увеличиваясь достигает максимального значения (»1.2-1.4 МВт/м2 ) под коркой со стороны ванны расплава. На участке образующей, приходящейся на контакт корпуса с горизонтальной коркой кориума, тепло передается на корпус лишь теплопроводностью, и тепловой поток имеет здесь провал. На участке корпуса, омываемом металлическим расплавом, тепловой поток в среднем вновь возрастает. Следует заметить, что на участке металлический слой - корпус реактора и в центральной точке днища тепловые потоки ниже соответствующей критической плотности теплового потока (Грановский B.C., 1997). Однако, со временем увеличивается сопоставимая с qKpi тепловой поток в угловой части под коркой со стороны ванны расплава, и возрастает вероятность проплавления корпуса в этом месте. Предварительные расчеты этого же варианта с более гонким металлическим слоем показали, что теплоотвод в ванне кориума при прочих равных условиях (таких как внутреннее тепловыделение в ванне расплава, условия внешнего охлаждения, теплоотвод излучением с поверхности металлической ванны) остается практически неизменным, а в Meiajuiii'iecKOM расплаве над коркой кориума с уменьшением толщины слоя в той же пропорции увеличиваются удельные тепловые потоки, приходящиеся на площадь контакта слоя с корпусом реактора. И возможна ситуация, когда из-за больших удельных тепловых нагрузок на границе расплав металла-корпус реактора более опасным станет именно этот участок.

Рис.Н /"Ук'м/к'Ое'к'нме тен'кт^о попн^а пи кпрпкг ¡чактнра

Основные выводы:

I .Тестовые исследования заложенных в коды ЫДкА1_, и ЫЛКЛЬ/САУПЛ' моделей и алгоритмов показали работоспособность кодов в условиях ламинарной конвекции.

2.В связи с необходимостью дополнительного включения в структуру

кодов моделей турбулентного переноса и моделей плавления применительно к реальному кориуму проведена численная реализация молифинироианной к-е модели Чека, которая, в отличии от традиционных моделей, позволяет более корректно описывать развитую естественную турбулентную конвекцию в энсрговыделяюшем расплаве активной зоны.

3.11а основе анализа существующих моделей плавления для группы кодов ЫАКА1. в качестве базовой принята энтальпийная модель, опираясь на которую, ра!работаны математические модели и алгоритмы плавления как для чистого (однокомпонентного), так и для многокомпонентного вещества. Предложенная псевдогомогенная модель плавления позволила упростить численную схему и распространить данную методику на широкий класс веществ с нелинейными зависимостями линий ликвидуса и солидуса Результаты тестовых расчетов хорошо согласуются с имеющимися опытными и расчетными данными других авторов.

4. На основе разработанных в диссертации методик расчета теплогидравлических процессов в расплавах впервые проведено численное моделирование конвективного теплообмена в ванне расплава активной зоны различной структуры.

5. Для различных вариантов структуры сформированной ванны расплава численно получены распределения тепловой нагрузки на корпус реактора, позволившие провести оценку безопасности рассматриваемых сценариев аварии.

6. Показано, что возможность проплавления корпуса реактора и его месторасположение зависят от структуры ванны расплава. Полученные величины тепловых потоков могут использоваться как граничные условия для оценки механического поведения корпуса реактора в прочностных

у.

расчетах. Результаты работы можно также использовать для разработки системы внешнего охлаждения корпуса реактора.

7. Разработанные и реализованные в кодах алгоритмы и модели позволяют с достаточной степенью точности определить необходимую информацию практически без использования эмпирических соотношений, получение которых достаточно трудоемкий процесс. Особенностью, и новизной данной работы является попытка отказаться от привлечения в расчете опытных данных при моделирования аварийных процессов, что дает возможность рассматривать широкий спектр сценариев тяжелой аварии в проблеме удержания расплава.в корпусе реактора.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Рассохин H I ., Грановский B.C., Мухтаров Э.С., Орлов В.Е., Молодык К. . К моделированию теплофизических процессов при взаимодействии расплава активной зоны с корпусом реактора.// Вестник МЭИ.-1996,- N3, с.24-40.

2. Рассохин Н.Г., Мухтаров Э.С., Орлов В. Е. и др. Коды NARAL и NARAL/CAVITY. Верификация численных схем.// Труды ин-та / Московский Энергетический Институт,- 1996,- вып. 673,- с.80-89.

Печ. л.

Тираж МО

Типография МЭИ, Красноказарменная, 13.