謝 菲，陳志鵬，李金才，解 衡

（清華大學(xué) 核能與新能源技術(shù)研究院，先進(jìn)核能技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，先進(jìn)反應(yīng)堆工程與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084）

核供熱堆的一體化布置是指將反應(yīng)堆整個(gè)一回路系統(tǒng)（堆芯、控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)、主換熱器、堆內(nèi)構(gòu)件等）都放置在反應(yīng)堆壓力容器內(nèi)，沒有外延的粗管道和其他大型、復(fù)雜設(shè)備。一體化核供熱堆總的安全原則［1］是：不僅在其正常運(yùn)行和發(fā)生設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故時(shí)，甚至在超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故下，均應(yīng)保護(hù)工作人員的健康、安全，免受放射性的過量輻射；保證不讓超過限值的放射性物質(zhì)釋放；無場外應(yīng)急行動要求。一體化核供熱堆有可靠的停堆保護(hù)措施、多重回路設(shè)計(jì)及良好的失水響應(yīng)特性，因此，該堆具有很高的固有安全性。

在典型一體化自然循環(huán)核供熱堆主回路中，主冷卻劑自下而上流經(jīng)堆芯、上升段到達(dá)上腔室，再從側(cè)向流入主換熱器，最后流過下降段到達(dá)堆芯下部入口聯(lián)箱，完成主回路自然循環(huán)。主回路自然循環(huán)的驅(qū)動力是堆芯和上升段中的熱水與主換熱器和下降段中的冷水的密度差。一體化自然循環(huán)反應(yīng)堆是借助氣空間內(nèi)水的蒸發(fā)、凝結(jié)及氮?dú)獾目蓧嚎s性，將主冷卻劑壓力維持在一定范圍內(nèi)，省去了加熱噴淋系統(tǒng)、防止容積沸騰等裝置，因而結(jié)構(gòu)簡單。清華大學(xué)自主開發(fā)設(shè)計(jì)的NHR 系列即是采用氣空間穩(wěn)壓器的一體化核供熱堆的典型代表［2］。近年來，NHR 系列的熱工參數(shù)逐步提升，以適用于城市集中供熱、生產(chǎn)工業(yè)蒸汽、海水淡化等非發(fā)電領(lǐng)域。氣空間的穩(wěn)壓能力對整個(gè)反應(yīng)堆一回路系統(tǒng)的安全性有重要影響，需要對其進(jìn)行深入研究。

本文主要是建立一體化自然循環(huán)核供熱堆的計(jì)算模型，通過分析安全閥誤開啟、斷管事故和負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)工況，研究上部氣空間體積對核供熱堆性能的影響。

1 模型簡述

計(jì)算模型參考了清華大學(xué)的摩洛哥海水淡化項(xiàng)目（NHR-10）參數(shù)［3-4］，具體參數(shù)列于表1。堆功率與NHR-10 相同，壓力提高了1 倍，其中NHR-10的氣空間設(shè)計(jì)體積為4m3，在滿足運(yùn)行和安全要求的情況下可適當(dāng)緊湊堆的結(jié)構(gòu)，因此本文分析了氣空間體積為0.6、1、2、3m3的情況。圖1為采用水堆系統(tǒng)動態(tài)分析程序RETRAN-02［5］建立的模型簡圖，共有26個(gè)控制體元。

表1 模型主要初始狀態(tài)參數(shù)Table 1 Primary initial parameters of model

圖1 主回路系統(tǒng)模型簡圖Fig.1 Model scheme of primary loop

本文所用模型簡介如下：1）反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)采用一維、均勻混合熱力平衡模型；2）堆芯采用6組緩發(fā)中子點(diǎn)堆動力學(xué)模型及一維中子動力學(xué)模型；3）采用可自調(diào)穩(wěn)態(tài)初始化控制系統(tǒng)模型；4）采用Henry過冷沸騰模型；5）邊界條件為初始功率取額定功率加5%的測量誤差，主冷卻劑系統(tǒng)初始壓力取額定壓力加最大5%的測量誤差。

2 安全閥誤開啟事故

2.1 假設(shè)條件

通常安全閥的機(jī)械故障可能導(dǎo)致安全閥的誤開啟，造成壓力容器內(nèi)氮?dú)夂退魵獾幕旌蠚怏w直接向泄放水箱排放。計(jì)算模型如圖1所示。分析采用如下假設(shè)：1）安全閥內(nèi)徑為30mm，位于壓力殼上部氣空間；2）泄放水箱的體積為1.5m3，內(nèi)裝水0.8m3。

2.2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖2示出安全閥誤開啟事故中不同上部氣空間體積下堆相對功率和堆芯流量的變化。由圖2可見：堆相對功率和堆芯流量先增大，在70～160s期間保持不變；然后堆相對功率繼續(xù)增大，而堆芯流量降低，大約在200s時(shí)，反應(yīng)堆由于堆功率過高而緊急停堆，此時(shí)流量迅速降低。堆相對功率先增大的原因是安全閥誤開啟事故發(fā)生后，氣空間壓力先下降，堆芯流量增加，冷卻劑平均溫度降低，引入正反應(yīng)性，使得堆功率上升。堆芯流量先增大的原因是事故發(fā)生后，泄放飽和蒸汽，系統(tǒng)排出熱量增加，下降管出口溫度降低，冷卻劑密度增大，所以堆芯質(zhì)量流量增大。堆功率上升到一定階段，因?yàn)槿剂蠝囟炔粩嘣黾?，多普勒效?yīng)引入負(fù)反應(yīng)性，使得堆功率維持一段時(shí)間不變。而在泄放水箱和上部氣空間壓力平衡時(shí)堆芯流量也相對不變。在160s左右，因?yàn)樾狗潘浜蜕喜繗饪臻g壓力平衡后噴放量減少，下降管出口溫度提高，堆功率繼續(xù)增大。隨著堆功率增大（約在160～200s期間），下降管出口溫度提高，冷卻劑密度減小，堆芯流量減小直至緊急停堆后迅速降低。不同的氣空間體積停堆時(shí)間不同，氣空間體積越小，緊急停堆時(shí)間越晚。

圖2 安全閥誤開啟事故下堆相對功率和堆芯流量的變化Fig.2 Change of normalized power and core flow rate in inadvertent opening of safety valve

事故瞬態(tài)進(jìn)程中的最小偏離泡核沸騰比（MDNBR）和總失水量與上部氣空間體積的關(guān)系列于表2。由表2 可見：上部氣空間體積越小，MDNBR 越小，發(fā)生偏離泡核的時(shí)間越晚；初始上部氣空間體積越大，事故過程中系統(tǒng)總失水量越大。

圖3示出安全閥誤開啟事故下上部氣空間壓力和泄放水箱壓力隨時(shí)間的變化。由圖3可見，泄放水箱壓力不斷升高，上部氣空間壓力不斷降低，大約在70s時(shí)兩者達(dá)到相對平衡。初始上部氣空間體積越大，達(dá)到平衡的壓力越大。

表2 不同上部氣空間體積下MDNBR 和總失水量Table 2 MDNBR and total water loss at different upper gas space volumes

圖3 安全閥誤開啟時(shí)上部氣空間壓力和泄放水箱壓力隨時(shí)間的變化Fig.3 Upper gas space and discharge water tank pressures vs.time in inadvertent opening of safety valve

因此在安全閥誤開啟事故中，不同的上部氣空間體積的影響是不同的。上部氣空間體積較小時(shí)，總失水量相對較小，但其過程中MDNBR 偏??；上部氣空間體積較大時(shí)，總失水量相對較大，所以要全面考慮氣空間體積的取值。

3 負(fù)荷跟蹤

3.1 假設(shè)條件

在反應(yīng)堆運(yùn)行過程中，主換熱器負(fù)荷瞬時(shí)變化時(shí)，一回路系統(tǒng)跟隨運(yùn)行。假設(shè)主換熱器的負(fù)荷瞬時(shí)從100%下降到50%。

3.2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖4示出負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)工況下不同上部氣空間體積時(shí)核供熱堆相對功率的變化。由圖4可見，氣空間體積對堆功率跟隨負(fù)荷的變化影響很小，在本文中，約在1 500s之后，堆功率即跟隨負(fù)荷到50%。

圖4 負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)工況下堆相對功率的變化Fig.4 Variation of normalized power in load tracking transient

圖5示出負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)工況下不同上部氣空間體積時(shí)上部氣空間壓力的變化。由圖5可看出，當(dāng)上部氣空間體積為0.6m3時(shí)系統(tǒng)壓力變化幅度最大（是初始壓力的1.71倍），達(dá)到平衡時(shí)系統(tǒng)壓力最大（是初始壓力的1.61 倍）。因?yàn)楫?dāng)主換熱器的負(fù)荷瞬時(shí)從100%下降到50%時(shí)，堆芯平均溫度升高。上部氣空間越小，上部氣空間溫度越高，飽和蒸汽分壓越高，且上部氣空間體積越小，N2分壓也越高，因此壓力變化也最大。達(dá)到平衡時(shí)上部氣空間壓力過高對堆的安全性有一定的影響，因此，上部氣空間體積設(shè)計(jì)參數(shù)不宜太小，建議大于等于1m3。

圖5 負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)工況下上部氣空間壓力的變化Fig.5 Variation of upper gas space pressure in load tracking transient

4 斷管事故

4.1 假設(shè)條件

堆外斷管通過接管控制來模擬。分析采用如下假設(shè)：

1）從體元10（主換熱器出口死水區(qū)）通過一接管在堆外破斷，破損管道內(nèi)徑為20 mm，在1s時(shí)引水管在堆殼外斷裂；

2）堆外水箱體積為15m3，壓力為0.1MPa，溫度為25 ℃。

4.2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖6示出堆外斷管事故下不同上部氣空間體積時(shí)堆功率的變化。由于堆殼內(nèi)冷卻劑的流失，當(dāng)液面降低到一定程度時(shí)觸發(fā)液位下降保護(hù)信號，引起緊急停堆。由圖6 可見，上部氣空間體積越小，壓力下降得越快，緊急停堆時(shí)刻越早。

圖6 堆外斷管事故下堆相對功率的變化Fig.6 Variation of normalized power in broken pipe outside pressure vessel accident

圖7示出堆外斷管事故下上部氣空間壓力的變化。由圖7可見，上部氣空間體積越大，上部氣空間壓力下降得越慢。上部氣空間體積為0.6、1、2、3 m3分別對應(yīng)總失水量約為917、975、985、1 026kg，說明堆外斷管事故中堆芯失水量均隨上部氣空間體積的增大而增大。換熱器頂部有2m3的水，即使總失水量為1 026kg，堆芯也被水淹沒，也可確保在此事故過程中堆芯的安全。

圖7 堆外斷管事故下上部氣空間壓力的變化Fig.7 Variation of upper gas space pressure in broken pipe outside pressure vessel accident

5 結(jié)論

通過對一體化自然循環(huán)核供熱堆進(jìn)行負(fù)荷跟蹤瞬態(tài)分析、安全閥誤開啟和堆外斷管事故分析可知：

1）上部氣空間過小，在負(fù)荷跟蹤時(shí)可能會引起上部氣空間壓力過高；

2）在安全閥誤開啟、堆外斷管事故下，堆芯失水量均隨上部氣空間體積的增大而增大。

綜合考慮事故和瞬態(tài)過程后果，應(yīng)選擇合適的上部氣空間體積滿足反應(yīng)堆運(yùn)行和安全的要求。考慮到反應(yīng)堆建造的經(jīng)濟(jì)成本，氣空間的體積不應(yīng)過大，因此，對于本文建立的一體化自然循環(huán)核供熱堆模型，建議選擇的氣空間體積為1～2m3。

［1］ 朱繼洲，奚樹人，單建強(qiáng)，等.核反應(yīng)堆安全分析［M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，2004.

［2］ 張亞軍，王秀珍.200 MW 低溫供熱堆研究進(jìn)展及產(chǎn)業(yè)化發(fā)展前景［J］.核動力工程，2003，24（2）：180-188.ZHANG Yajun，WANG Xiuzhen.Application of the 200 MW low temperature nuclear heating reactor［J］.Nuclear Power Engineering，2003，24（2）：180-188（in Chinese）.

［3］ Pre-project of a nuclear desalination demonstration plant for Tan-Tan Morocco［R］.Beijing：Tsinghua University，1998.

［4］ 鄭文祥，董鐸，張方達(dá).摩洛哥坦坦地區(qū)核能海水淡化示范項(xiàng)目［J］.核動力工程，2000，21（1）：48-51.ZHENG Wenxiang，DONG Duo，ZHANG Fangda.Project of a nuclear desalination demonstration plant for Tan-Tan Morocco［J］.Nuclear Power Engineering，2000，21（1）：48-51（in Chinese）.

［5］ RETRAN-02程序員手冊［R］.RETRAN 開發(fā)小組，譯.北京：核工業(yè)部核電軟件中心，1987.