馮進(jìn)軍，馮文卿，周克峰，楊志義，石俊英，種毅敏，＊，柴國(guó)旱

（1.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京 100082；2.中國(guó)核電工程有限公司，北京 100840）

600 MW壓水堆安注箱設(shè)計(jì)研究

馮進(jìn)軍1，馮文卿2，周克峰1，楊志義1，石俊英1，種毅敏1，＊，柴國(guó)旱1

（1.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京 100082；2.中國(guó)核電工程有限公司，北京 100840）

本文用美國(guó)核管會(huì)熱工水力程序TRACE和圖形化建模軟件SNAP，建立了600 MW兩環(huán)路壓水堆一回路和二回路熱工水力系統(tǒng)分析模型，并對(duì)安注箱的各設(shè)計(jì)方案進(jìn)行大破口失水事故（LBLOCA）模擬計(jì)算，通過(guò)對(duì)比各設(shè)計(jì)方案在LBLOCA事故下計(jì)算出的峰值包殼溫度，研究安注箱在大破口失水事故工況下的安注性能，最后給出了優(yōu)化的設(shè)計(jì)方案，并提出了可行的設(shè)計(jì)改進(jìn)建議。研究結(jié)果表明，上腔室和下降段同時(shí)注入的方式較冷段注入和下降段注入更有效，且恰當(dāng)?shù)剡x取初始安注箱壓力，可有效降低峰值包殼溫度，提高LOCA裕量。

TRACE；SNAP；壓水堆；大破口失水事故；安注箱

600 MW兩環(huán)路壓水堆核電機(jī)組是在法國(guó)M310三環(huán)路核電機(jī)組的成熟設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，由3個(gè)環(huán)路減少為2個(gè)環(huán)路，功率也相應(yīng)地從900 MW降低至600 MW。由于減少了1個(gè)環(huán)路，安注箱（ACC）數(shù)量也從3個(gè)減少為2個(gè)。當(dāng)發(fā)生冷段雙端剪切斷裂大破口失水事故（LBLOCA），且破口位于ACC注入點(diǎn)下游時(shí)，破損環(huán)路安注箱中的安注水將會(huì)通過(guò)破口全部排放至安全殼，無(wú)法為堆芯提供有效應(yīng)急冷卻。僅有一條完整環(huán)路的安注箱能發(fā)揮作用，ACC安注能力減少了1／2。而M310三環(huán)路機(jī)組在類(lèi)似事故情景中，有兩條完整環(huán)路安注箱可用，安注能力僅減少約1／3。600 MW兩環(huán)路壓水堆減法的反應(yīng)堆設(shè)計(jì)，在一定程度上能減少安注系統(tǒng)的冗余，因此，本文對(duì)此開(kāi)展研究，分析安注箱在不同注入點(diǎn)以及不同初始?jí)毫ο聦?duì)峰值包殼溫度的影響并找出優(yōu)化的設(shè)計(jì)方案。

1 計(jì)算程序

本文采用的核安全分析軟件為熱工水力計(jì)算程序TRACE和圖形化建模軟件SNAP。

1.1 TRACE

TRACE是最佳估算系統(tǒng)分析程序，由美國(guó)核管制委員會(huì)（NRC）資助開(kāi)發(fā)。TRACE程序采用了先進(jìn)的兩流體六方程基本模型，另外還針對(duì)可溶毒物和不凝結(jié)氣體增加了專(zhuān)門(mén)的求解方程［1－2］。程序中的VESSEL模型可對(duì)PWR和BWR壓力容器進(jìn)行三維熱工水力建模和求解，并可與三維中子動(dòng)力學(xué)程序PARCS進(jìn)行熱核耦合計(jì)算［3－4］。

TRACE中的安注箱模型采用了兩區(qū)模型，即水區(qū)和氮?dú)鈪^(qū)。由于氮?dú)夂退南嗳苄苑浅Ｐ?，所以?xún)蓞^(qū)模型足以模擬反應(yīng)堆LOCA事故中安注箱的注射流量。模型中假設(shè)事故過(guò)程中安注箱總體積不變、水區(qū)的濃硼水不可壓縮、一回路冷卻劑不會(huì)倒流入安注箱，根據(jù)能量、質(zhì)量、動(dòng)量和體積守恒原理，采用TRACE程序便可準(zhǔn)確計(jì)算安注箱在事故瞬態(tài)工況下的各項(xiàng)參數(shù)，從而用最佳估算的方式模擬反應(yīng)堆失水事故過(guò)程中安注箱的非能動(dòng)安注行為。

1.2 SNAP

SNAP程序是一套事故分析輔助軟件，由NRC資助開(kāi)發(fā)，該程序使用了模塊化設(shè)計(jì)方法，可為核電廠(chǎng)建模工作提供便利，提高事故分析人員的工作效率。SNAP程序的功能包括為核電廠(chǎng)建模工作提供圖形化界面、檢查已建立模型中存在的錯(cuò)誤、控制計(jì)算進(jìn)程、顯示計(jì)算結(jié)果和動(dòng)畫(huà)制作等［5］。

2 研究對(duì)象

研究對(duì)象為600 MW兩環(huán)路壓水堆，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)列于表1。

表1 主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters

3 600 MW壓水堆TRACE模型建立

首先收集和處理擬分析對(duì)象的設(shè)計(jì)參數(shù)，如幾何尺寸等；然后分別對(duì)系統(tǒng)關(guān)鍵部件建模，并對(duì)部件進(jìn)行獨(dú)立的穩(wěn)態(tài)調(diào)試，確認(rèn)部件運(yùn)行參數(shù)符合設(shè)計(jì)值后，再對(duì)其他部件建模和調(diào)試；最后將系統(tǒng)全部部件連接在一起進(jìn)行穩(wěn)態(tài)聯(lián)調(diào)和后續(xù)事故計(jì)算。

壓力容器是核電廠(chǎng)熱工水力模型中的重要部件，由堆芯活性段、堆芯旁流、壓力容器下降段、上封頭、上腔室、下封頭和下腔室等組成。其中，堆芯活性段、堆芯旁流和下降段的冷卻劑流體由豎管模擬，軸向分別分為10、6和8段；核燃料由熱結(jié)構(gòu)組件模擬，詳細(xì)描述了燃料芯塊、間隙氣體和包殼的幾何尺寸、結(jié)塊劃分、熱導(dǎo)率和熱容等相關(guān)參數(shù)；核功率則由功率組件模擬，輸入?yún)?shù)包括額定功率、反應(yīng)性反饋系數(shù)、軸向功率分布和衰變熱等。

蒸汽發(fā)生器也是核電廠(chǎng)系統(tǒng)中的重要熱工水力部件之一。蒸汽發(fā)生器分為一次側(cè)和二次側(cè)，通常使用PIPE組件進(jìn)行模擬，值得注意的是，蒸汽發(fā)生器一次側(cè)需模擬成倒U型結(jié)構(gòu)才能更準(zhǔn)確捕捉事故過(guò)程中的物理現(xiàn)象細(xì)節(jié)。蒸汽發(fā)生器的傳熱管由熱結(jié)構(gòu)模擬，在傳熱管熱結(jié)構(gòu)中可指定傳熱管的材料、幾何尺寸和傳熱特性等參數(shù)，而傳熱面積需經(jīng)一定調(diào)節(jié)才能使蒸汽發(fā)生器一次側(cè)和二次側(cè)各部分溫度接近設(shè)計(jì)值。

穩(wěn)壓器同樣是核電廠(chǎng)系統(tǒng)中的重要部件之一。與RELAP5不同，TRACE不需使用PIPE組件模擬穩(wěn)壓器，而是使用集成的PRIZER組件對(duì)穩(wěn)壓器建模，PRIZER組件中可設(shè)置汽空間體積、水空間體積、穩(wěn)壓器壓力整定值、電加熱器功率和切斷電加熱器的水位定值等參數(shù)。穩(wěn)壓器波動(dòng)管由PIPE組件模擬，卸壓閥用VALVE組件模擬，應(yīng)使用準(zhǔn)確的流道面積、流動(dòng)阻力和水力學(xué)直徑等參數(shù)確保穩(wěn)壓器模型的性能盡量接近真實(shí)情況。

其他系統(tǒng)部件主要包括主管道、安注箱、高壓安注、低壓安注、主泵和二回路蒸汽管道等。其中主泵用PUMP組件模擬，高壓安注和低壓安注由FILL組件模擬，其他則由PIPE組件組成。將上述所有的組件連接起來(lái)，并將一回路和二回路通過(guò)蒸汽發(fā)生器傳熱管耦合起來(lái)，就形成了完整的600 MW壓水堆TRACE模型（圖1、2）。最后對(duì)完整的系統(tǒng)模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)調(diào)試計(jì)算，查看一次側(cè)冷卻劑溫度、壓力、流量，以及二回路蒸汽壓力、溫度、流量和循環(huán)倍率等重要參數(shù)，并精心調(diào)節(jié)系統(tǒng)各部分壓降系數(shù)，使系統(tǒng)各項(xiàng)熱工水力參數(shù)盡量接近核電廠(chǎng)設(shè)計(jì)值。

4 研究方法與計(jì)算結(jié)果

根據(jù)安注箱注入點(diǎn)位置的不同，分3種設(shè)計(jì)方案，即冷段注入、下降段直接注入以及上腔室和下降段同時(shí)注入（表2）。對(duì)3種設(shè)計(jì)方案分別進(jìn)行冷段大破口失水事故模擬計(jì)算，研究安注箱在不同接入點(diǎn)的注入性能。最后針對(duì)初始安注箱壓力，進(jìn)行熱棒峰值包殼溫度敏感性研究，根據(jù)計(jì)算分析結(jié)果提出設(shè)計(jì)改進(jìn)建議。

圖1 600 MW壓水堆一次側(cè)TRACE模型Fig.1 600 MW PWR primary side TRACE model

一回路系統(tǒng)中等效直徑大于34.5 cm的破裂定義為主管道大破口。該事故為Ⅳ類(lèi)事故，即極限事故。大破口失水事故發(fā)生后，反應(yīng)堆要經(jīng)歷一系列復(fù)雜的熱工水力過(guò)程，這些過(guò)程通常分為3個(gè)階段，即噴放階段、再充水階段和再淹沒(méi)階段［6］。噴放階段指從破口發(fā)生，一回路冷卻劑向安全殼內(nèi)噴放開(kāi)始，到一次側(cè)系統(tǒng)壓力和安全殼壓力達(dá)到平衡，下降段冷卻劑流動(dòng)逆轉(zhuǎn)為止的過(guò)程；再充水階段指安注水流經(jīng)下降段充滿(mǎn)下腔室的過(guò)程；當(dāng)安注水淹沒(méi)到堆芯底部，進(jìn)入再淹沒(méi)階段，安注水持續(xù)注入堆芯直至整個(gè)堆芯被重新淹沒(méi)［7］。通過(guò)對(duì)大破口失水事故的模擬計(jì)算可驗(yàn)證安注系統(tǒng)的有效性。

在本研究分析中，使用了最佳估算程序＋保守假設(shè)的方法，以確保計(jì)算結(jié)果具有一定的保守性。最佳估算［8］方法和保守假設(shè)方法使用的前提假設(shè)條件列于表3［9］。

圖2 600 MW壓水堆二次側(cè)TRACE模型Fig.2 600 MW PWR secondary side TRACE model

表2 安注箱設(shè)計(jì)方案Table 2 Accumulator design schemes

表3 大破口失水事故前提假設(shè)Table 3 LBLOCA precondition assumptions

4.1 CASE1

本設(shè)計(jì)方案的優(yōu)點(diǎn)是在M310成熟設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上改動(dòng)最小，直接減少1個(gè)環(huán)路，不需太大變動(dòng)（圖3）；缺點(diǎn)是當(dāng)發(fā)生冷段大破口失水事故時(shí)，僅剩1條完整環(huán)路安注箱能有效注入堆芯，安注水量損失一半，安注能力可能不夠。因此，有必要對(duì)該方案進(jìn)行計(jì)算分析，核實(shí)在LBLOCA事故中是否能確保峰值包殼溫度（PCT）不超過(guò)安全限值1 204℃［10］。本計(jì)算使用最佳估算程序＋保守假設(shè)的方法，事故假設(shè)列于表3，結(jié)果示于圖4。

圖3 CASE1設(shè)計(jì)方案Fig.3 CASE1 designing scheme

圖4 熱棒包殼最高溫度（CASE1）Fig.4 Max cladding temperature of hot stick（CASE1）

計(jì)算結(jié)果分析如下。

1）在模擬的冷段大破口失水事故過(guò)程中，熱棒包殼最高溫度超過(guò)了安全限值1 204℃。由于使用了保守假設(shè)，本計(jì)算結(jié)果具有較高的置信度。

2）由于破損環(huán)路安注箱安注流量無(wú)法進(jìn)入堆芯，相當(dāng)于損失了一半的安注能力，剩余的完整環(huán)路的安注箱不足以在事故過(guò)程中提供足夠的安注水，導(dǎo)致再淹沒(méi)階段推遲，堆芯裸露時(shí)間延長(zhǎng)，因此熱棒包殼最高溫度超過(guò)了安全限值。

3）在M310設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上簡(jiǎn)單減少1個(gè)環(huán)路，不能確保大破口失水事故中的堆芯安全，必須對(duì)安注系統(tǒng)進(jìn)行相應(yīng)設(shè)計(jì)改進(jìn)，增強(qiáng)安注效果。

4.2 CASE2

考慮到600 MW兩環(huán)路壓水堆由于減少1個(gè)環(huán)路而導(dǎo)致安注能力不足的問(wèn)題，可進(jìn)行設(shè)計(jì)改進(jìn)，在壓力容器側(cè)面開(kāi)孔，將安注系統(tǒng)直接接入壓力容器下降段內(nèi)（圖5），可避免由于冷管段大破口而造成1個(gè)安注箱失效的問(wèn)題。為進(jìn)一步研究該改進(jìn)方案的有效性，對(duì)該方案在大破口失水事故中的最高包殼溫度進(jìn)行計(jì)算分析，本計(jì)算使用了最佳估算程序＋保守假設(shè)的方法，事故假設(shè)列于表3，結(jié)果示于圖6。

圖5 CASE2設(shè)計(jì)方案Fig.5 CASE2 designing scheme

圖6 熱棒包殼最高溫度（CASE2）Fig.6 Max cladding temperature of hot stick（CASE2）

計(jì)算結(jié)果分析如下。

1）在模擬的冷段大破口失水事故過(guò)程中，熱棒包殼最高溫度未超過(guò)安全限值1 204℃。PCT裕量約150℃。由于使用了保守假設(shè)，本計(jì)算結(jié)果具有較高的置信度。

2）將安注系統(tǒng)直接接入下降段后，破損環(huán)路安注箱的安注水不會(huì)全部從破口流失，當(dāng)噴放階段結(jié)束后，系統(tǒng)內(nèi)外壓力平衡，兩個(gè)安注箱剩余的安注水將大量注入堆芯，為堆芯提供冷卻，因此在本節(jié)模擬的冷段大破口失水事故過(guò)程中，熱棒包殼最高溫度遠(yuǎn)低于CASE1，且始終未超過(guò)安全限值1 204℃。

3）下降段直接注入的安注方案對(duì)兩環(huán)路壓水堆是十分必要的。

4.3 CASE3

國(guó)內(nèi)大多數(shù)壓水堆核電機(jī)組的安注箱都接在冷管段上，在冷管段大破口失水事故中，安注水需從冷管段注入，經(jīng)下降段到達(dá)堆芯底部，再?gòu)南露现饾u淹沒(méi)堆芯，因此堆芯上部燃料裸露時(shí)間較長(zhǎng)，傳熱條件惡劣，這也是PCT通常出現(xiàn)在堆芯上部的原因。若安注水能同時(shí)從壓力容器上腔室和下降段同時(shí)注入堆芯頂部和底部，則能極大減少堆芯頂部燃料的裸露時(shí)間，且對(duì)堆芯頂部熱點(diǎn)直接進(jìn)行降溫冷卻，極大提高安注效果。因此在下降段直接注入方案的基礎(chǔ)上，本文研究了上腔室和下降段同時(shí)注入的方案（圖7），并對(duì)該方案在大破口失水事故中的最高包殼溫度進(jìn)行計(jì)算分析，本計(jì)算使用了最佳估算程序＋保守假設(shè)的方法，事故假設(shè)列于表3，結(jié)果示于圖8。

圖7 CASE3設(shè)計(jì)方案Fig.7 CASE3 designing scheme

計(jì)算結(jié)果分析如下。

1）在本節(jié)模擬的冷段大破口失水事故過(guò)程中，熱棒包殼最高溫度僅約900℃，遠(yuǎn)低于安全限值1 204℃，該方案具有約300℃的PCT裕量，明顯優(yōu)于其他兩種方案。由于使用了保守假設(shè)，本計(jì)算結(jié)果具有較高的置信度。

圖8 熱棒包殼最高溫度（CASE3）Fig.8 Max cladding temperature of hot stick（CASE3）

2）由于安注箱安注流量能直接注入堆芯頂部熱點(diǎn)位置，降溫冷卻效果非常明顯，以至于后續(xù)溫度峰均低于第一個(gè)溫度峰（圖9，CASE1和CASE2中后續(xù)溫度峰均高于第一個(gè)溫度峰），噴放階段由于堆芯冷卻劑逆流在流動(dòng)滯止點(diǎn)上形成的第一個(gè)包殼溫度峰成為整個(gè)大破口失水事故過(guò)程中的PCT。

圖9 CASE1、2、3熱棒包殼最高溫度比較Fig.9 Comparison of hot stick max cladding temperature for CASE1，2 and 3

3）由于上腔室直接注入方式的阻力較繞經(jīng)下降段再通過(guò)堆芯底部注入的方式低，再淹沒(méi)階段進(jìn)程也顯著加快，約250 s時(shí)堆芯已完全冷卻至穩(wěn)定狀態(tài)，而其他兩個(gè)方案的計(jì)算結(jié)果顯示，300 s時(shí)堆芯尚未完全冷卻至安全穩(wěn)定狀態(tài)。

4.4 安注箱初始?jí)毫γ舾行?/p>

敏感性研究方案如下：以CASE2為研究對(duì)象，取安注箱初始?jí)毫Ψ謩e為1.5、2.0、2.6、3.0、3.5、3.7、4.2和4.7 MPa進(jìn)行LBLOCA計(jì)算，并分析事故過(guò)程中的最高包殼溫度。敏感性研究使用最佳估算程序＋保守假設(shè)的方法，計(jì)算結(jié)果具有較高的置信度。事故假設(shè)列于表3，計(jì)算結(jié)果示于圖10、11。

圖10 不同安注箱初始?jí)毫Φ淖罡甙鼩囟菷ig.10 Max cladding temperature for different ACC initial pressures

圖11 峰值包殼溫度與安注箱初始?jí)毫Φ年P(guān)系Fig.11 PCT vs ACC initial pressure

安注箱初始?jí)毫γ舾行匝芯拷Y(jié)果表明，在2.0～3.0 MPa之間存在更適合本文研究的600 MW兩環(huán)路壓水堆的安注箱初始?jí)毫?，?.6 MPa，在該初始條件下計(jì)算出的最高包殼溫度較安注箱初始?jí)毫υ谄渌秶鷷r(shí)顯著下降。因?yàn)檫^(guò)高的初始?jí)毫?huì)導(dǎo)致安注箱中的水在事故早期過(guò)多地從下降段環(huán)腔旁通至破口，使能進(jìn)入堆芯的有效水體積減小；而過(guò)低的壓力則會(huì)在大破口失水事故中導(dǎo)致安注流量不足，而使堆芯裸露時(shí)間延長(zhǎng)，最終造成較高的最高峰值包殼溫度。因此在設(shè)計(jì)階段應(yīng)對(duì)安注箱初始?jí)毫M(jìn)行壓力譜分析，以發(fā)現(xiàn)最佳的設(shè)計(jì)取值范圍，使ACC在一回路失水事故中發(fā)揮最大的安注性能。同時(shí)通過(guò)安注箱初始?jí)毫ψV分析，還能發(fā)現(xiàn)設(shè)計(jì)上應(yīng)盡量避免的危險(xiǎn)取值范圍，如3.0～4.0 MPa之間會(huì)出現(xiàn)PCT非常接近安全限值的情況，這樣的結(jié)果是由ACC壓力、堆芯壓力和安全殼背壓等參數(shù)綜合作用造成的。

5 結(jié)論

本文用SNAP程序建立了600 MW兩環(huán)路壓水堆模型，并用TRACE程序?qū)Ω靼沧⑾湓O(shè)計(jì)進(jìn)行了大破口失水事故模擬計(jì)算，最后通過(guò)敏感性研究比較和分析了各種工況下的峰值包殼溫度，找出了最佳的設(shè)計(jì)方案，并提出可行的設(shè)計(jì)改進(jìn)建議。

1）CASE2和CASE3在本文分析的大破口失水事故工況下可保證安全，而CASE1計(jì)算出的PCT會(huì)超過(guò)安全限值。以CASE2為例，在事故發(fā)生后，改進(jìn)后的安注系統(tǒng)從下降段直接注入的方式有效地發(fā)揮了作用，安注水能及時(shí)注入堆芯，完成再充水和再淹沒(méi)過(guò)程，使最高包殼溫度始終低于限值1 204℃，確保不會(huì)發(fā)生系統(tǒng)性燃料損壞［10］。

2）3種方案的對(duì)比分析表明，最有效的安注設(shè)計(jì)方案是上腔室和下降段同時(shí)注入的方式（圖7）。使用該方式可對(duì)堆芯頂部熱點(diǎn)區(qū)域直接進(jìn)行降溫冷卻，同時(shí)也可極大加快再淹沒(méi)的速度。但該改進(jìn)方案需要的改動(dòng)大，在已運(yùn)行的核電廠(chǎng)現(xiàn)場(chǎng)較難實(shí)施，但在以后的新機(jī)型設(shè)計(jì)中，可充分考慮。在壓力容器側(cè)面開(kāi)孔，實(shí)現(xiàn)直接注入的方案具有可參考的工程應(yīng)用實(shí)例，如AP1000機(jī)組的壓力容器側(cè)面設(shè)計(jì)有專(zhuān)門(mén)的開(kāi)孔，通過(guò)直接注入管線(xiàn)連接到安注箱，實(shí)現(xiàn)了壓力容器直接注入的安注方式。因此本文提出的改進(jìn)建議在工程上具有可實(shí)施性。

3）通過(guò)ACC初始?jí)毫γ舾行匝芯堪l(fā)現(xiàn)，采用與三環(huán)路壓水堆完全一樣的安注箱初始?jí)毫Σ⒉灰欢ㄍ耆m合兩環(huán)路機(jī)組。通過(guò)計(jì)算可繪制出PCT與安注箱初始?jí)毫ψV，搜索到更適合該堆型的安注箱初始?jí)毫?，使其在大破口失水事故中最高包殼溫度顯著降低，提高安全裕量。在進(jìn)行更多深入的評(píng)估后，這可能成為一個(gè)相對(duì)較易實(shí)現(xiàn)的設(shè)計(jì)改進(jìn)方向。

［1］ 馮進(jìn)軍，柴國(guó)旱，周克峰，等.TRACE和SNAP程序在深水池式低溫供熱堆中的應(yīng)用［J］.核安全，2013，12（2）：7-12.

FENG Jinjun，CHAI Guohan，ZHOU Kefeng，et al.The application of TRACE and SNAP code to DLHGR［J］.Nuclear Safety，2013，12（2）：7-12（in Chinese）.

［2］ 周克峰，陳召林，馮進(jìn)軍，等.MELCOR程序在HTGR事故分析中的最新進(jìn)展［J］.核安全，2013，12（3）：62-67.

ZHOU Kefeng，CHEN Zhaolin，F(xiàn)ENG Jinjun，et al.Latest progress of HTGR accident analysis in MELCOR［J］.Nuclear Safety，2013，12（3）：62-67（in Chinese）.

［3］ US Nuclear Regulatory Commission.TRACE V 5.0 theory manual［M］.Washington：Division of Safety Analysis Office，2010.

［4］ US Nuclear Regulatory Commission.TRACE V 5.0 user’s manual［M］.Washington：Division of Safety Analysis Office，2010.

［5］ US Nuclear Regulatory Commission，Applied Programming Technology Inc.Symbolic Nuclear Analysis Package（SNAP）user’s manual［M］.Bloomsburg：Applied Programming Technology Inc，2007.

［6］ 柴國(guó)旱，石俊英，賈寶山，等.TRAC-PF1程序的發(fā)展和應(yīng)用研究，75-19-03-03［R］.北京：清華大學(xué)，1990.

［7］ 陳嚴(yán)，賈寶山.TRAC-PF1在大破口LOCA分析中的應(yīng)用［J］.原子能科學(xué)技術(shù)，1989，23（5）：75-80.

CHEN Yan，JIA Baoshan.The application of TRAC-PF1 to the analysis of large break LOCA［J］.Atomic Energy Science and Technology，1989，23（5）：75-80（in Chinese）.

［8］ 李經(jīng)緯.秦山核電二期工程反應(yīng)堆熱工水力設(shè)計(jì)［J］.核動(dòng)力工程，1999，20（4）：308-312.

LI Jingwei.Reactor thermal-hydraulic design for Qinshan Phase 2 nuclear power project［J］.Nuclear Power Engineering，1999，20（4）：308-312（in Chinese）.

［9］ 殷煜皓，林支康，梁國(guó)興，等.核電廠(chǎng)大破口事故建模與初始參數(shù)不確定性分析［J］.揚(yáng)州大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2012，15（1）：42-46.

YIN Yuhao，LIN Zhikang，LIANG Guoxing，et al.Large-break loss of coolant accident modeling and the uncertainty analysis of initial parameters［J］.Journal of Yangzhou University：Natural Science Edition，2012，15（1）：42-46（in Chinese）.

［10］楊蘭和.秦山核電二期擴(kuò)建工程最終安全分析報(bào)告［R］.杭州：中核集團(tuán)核電秦山聯(lián)營(yíng)有限公司，2009.

Study on Design of 600 MW PWR Accumulator

FENG Jin-jun1，F(xiàn)ENG Wen-qing2，ZHOU Ke-feng1，YANG Zhi-yi1，SHI Jun-ying1，CHONG Yi-min1，＊，CHAI Guo-han1
（1.Nuclear and Radiation Safety Center，
Ministry of Environmental Protection，Beijing 100082，China；
2.China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Beijing 100840，China）

In this paper，the TRACE and SNAP were used to establish two-loop PWR thermal hydraulic system analysis model.The different accumulator design schemes were calculated and analyzed under LBLOCA.The safety injection effect was accessed according to simulation results by comparing peak cladding temperature of each design under LBLOCA.In the end，the possible way to optimize design was found through this study.The research results show that the upper plenum and downcomer injection at the same time is more effective than the cold leg injection or the downcomer injection，and the proper selection of initial accumulator pressure can lower peak cladding temperature and increase LOCA safety margin.

TRACE；SNAP；PWR；LBLOCA；accumulator

TL333

A

1000-6931（2015）09-1611-08

10.7538／yzk.2015.49.09.1611

2014-05-13；

2014-07-26

哈爾濱工程大學(xué)專(zhuān)項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目（HEUFN1303）；環(huán)保公益性行業(yè)科研專(zhuān)項(xiàng)資助項(xiàng)目（201309054）作者簡(jiǎn)介：馮進(jìn)軍（1978—），男，湖北襄陽(yáng)人，高級(jí)工程師，碩士，從事核反應(yīng)堆事故分析研究

＊通信作者：種毅敏，E-mail：chongyimin＠chinansc.cn