液氢溅射到冷中子源真空筒内壁的热应力分析

胡春明

(中国科学院高能物理研究所 北京 100049)

反应堆冷中子源(CNS, cold neutron source)是将反应堆的热中子转换为0.1–5 meV中子的特殊装置[1,2]。反应堆CNS主要包括慢化中子的氢循环系统、冷却氢的氦制冷循环系统，及安全辅助系统。

冷源氢回路主体部分安装于反应堆重水箱的一根支撑管内的真空筒(Vacuum containment)中，见图1。真空筒作用有两点：一是在冷中子源正常工作时，保证低温条件下氢热虹吸回路和周围环境间的真空绝热条件；以及充当CNS氢热虹吸回路和反应堆堆芯间的安全屏障，确保氢回路任何可能发生的事故都不会对反应堆堆芯安全构成威胁。因此，真空筒结构强度能否满足需要，不仅关系到冷中子源本身安全，更可能涉及到反应堆的安全。

图1 冷中子源在反应堆内安装示意图Fig.1 Installation of in-pile assembly of CNS.

CNS正常运行时，真空筒壁温为～320 K，而热虹吸回路内液氢温度为～16 K，若此时热虹吸回路发生破裂，尤其是慢化剂室破裂，低温液氢将直接溅射到真空筒内壁上，会在真空筒溅射点周围局部区域产生很大热应力，最大热应力若超过材料的应力限值，将危及真空筒的结构完整性，对CNS装置本身及其周围的反应堆结构物的安全构成威胁。因此，对液氢溅射到CNS真空筒内壁的假设事故进行热应力分析，是 CNS装置安全分析的重要内容之一。

1 应力分析与计算初始条件

冷中子源装置设计中充分采取了纵深防御的安全设计概念[3]，使液氢和真空筒内壁间多层隔离屏障同时失效、泄漏液氢直接溅射到真空筒内壁上事故的发生概率极低，但作为典型事故分析假设情形，假设慢化剂室冷包(氢容器)出现一个针孔形破口，且冷包外围的氦夹层同时完全失去隔离作用，液氢直接溅射到真空筒内壁上，形成面积为10 mm×10 mm的液氢溅射影响区域。

CNS真空筒用俄罗斯铝镁合金材料AlMg3制成，其20℃下力学性能参数为：抗张强度Rm=175 MPa，屈服强度 Rp0.2=70 MPa，杨氏模量 E=67.7 GPa，泊松比υ=0.33，热膨胀系数α=23×106K–1，导热系数=105 W·m–1·K–1。图2是AlMg3机械性能随温度的变化，由图2，20 K温度附近，其抗张强度和屈服强度显著增大，分别达到450和150 MPa。CNS装置设计中真空筒的安全系数为 1.6，由此得到真空筒的最大应力限值为270 MPa。

图2 AlMg3合金的抗张强度和屈服强度随温度的变化Fig.2 AlMg3 tensile strength Rm and yield strength Rp0.2 v.s. temperature.

2 有限元计算模型

为得到液氢溅射事故情形下溅射区域真空筒壁的应力分布，用COSMOS/M 2.8建立有限元模型，采取8节点实体单元分析，见图3。约束条件为上边界节点位移限制，即垂直方向上位移和绕纵轴旋转位移均为零。

应力分析计算中计入温度对材料物性参数的影响。载荷作用主要有热载荷作用和真空筒受到的外压作用两种，其中外压大小为2×105Pa。

计算中液氢溅射影响区域面积设定为 10 mm×10 mm，且保守假设溅射影响区域真空筒壁温为 20 K，即将真空筒和液氢间换热系数看作无限大。真空筒外部重水包围，外壁面和重水间有对流换热。重水温度设为50℃，换热计算的定性温度取20℃。根据我们的已有计算结果[4]，这种条件下自然对流换热系数实际大小为～420 W·m–2·℃–1，这里保守取换热系数α=1000 W·m–2·℃–1。

图3 真空筒的有限元模型Fig.3 Finite element model of VC.

3 计算结果

图4是有限元分析计算得到真空筒在液氢溅射区域及其附近的温度和应力分布，其中最大应力出现在溅射区域边缘地带，大小为195 MPa，应力超出140 MPa区域内的温度普遍低于30 K。

图4 溅射区域温度(a)和应力(b)分布Fig.4 Temperature(a) and stress intensity (b) distribution in cross-section through the impact area.

对溅射面积15 mm×15 mm和5 mm×5 mm情形分别进行了同样计算，这时最大应力分别达到 213和183 MPa，均小于应力限值270 MPa。

4 讨论

真空筒是整个冷中子源装置中唯一能提供第三级安全防御功能的部件，是保证冷源任何事故都不影响到反应堆安全性的最后一道、也是最重要的隔离屏障[3]，必须确保其结构强度能满足将来运行过程中各种正常和非正常使用条件的需要。

冷中子源正常运行过程中，如果包括慢化剂室在内的低温液氢回路发生液氢泄漏、并溅射到真空筒内壁上，会在溅射区域形成热应力集中现象。通过有限元应力分析与计算发现，当但溅射区域为10 mm×10 mm时，真空筒壁产生的最大热应力为195 MPa，当溅射区域为5 mm×5 mm时，最大热应力为213 MPa，最大应力均小于应力限值。表明液氢溅射到真空筒内表面的事故不会对真空筒的结构完整性构成威胁。

慢化剂室破裂引起液氢溅射到真空筒内壁上的事故是冷源装置可能发生的最严重事故之一，因冷中子源装置在设计上采取纵深安全防御策略，这种严重事故发生的概率极小。一旦发生，虽能保证事故过程中真空筒不会破裂，但真空筒壁和低温液氢的接触会引起溅射区域附近的材料晶体结构改变，引起材料的力学性能和机械性能变化，因此在这种事故的后期处理中，应对真空筒是否适宜继续在役使用进行详细分析和评估。

1 丁大钊, 叶春堂, 赵志祥, 等. 中子物理学(下册). 北京:原子能出版社, 2001. 819–858

DING Dazhao, YE Chuntang, ZHAO Zhixiang, et al. Neutron physics (Vol. 2). Beijing: Atomic Energy Press, 2001. 819–858

2 胡春明, 代君龙, 沈文德, 等. 核技术, 2005, 28(3): 209–212

HU Chunming, DAI Junlong, SHEN Wende, et al. Nucl Tech, 2005, 28(3): 209–212

3 胡春明, 唐凤平, 郑 洲, 等. 核技术, 2008, 31(2): 157–160

HU Chunming, TANG Fengping, ZHENG Zhou, et al. Nucl Tech, 2008, 31(2): 157–160

4 胡春明. 原子能科学技术, 出版中

HU Chunming. At Energy Sci Technol, in press