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(環(huán)境保護部核與輻射安全中心，北京 100082)

CAP1400是我國自主開發(fā)的具有自主知識產(chǎn)權(quán)的三代非能動壓水堆核電技術(shù)，在AP1000的基礎(chǔ)上提升了功率，并對反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)、專設(shè)安全設(shè)施、主要核島輔助系統(tǒng)和主設(shè)備以及核島廠房布置等進行了重新設(shè)計和系統(tǒng)性的優(yōu)化[1-2]。因此，針對CAP1400主蒸汽管道破裂事故開展分析研究是有必要的。

主蒸汽管道破裂是設(shè)計基準事故中反應(yīng)堆一次側(cè)熱輸出增加的重要工況之一[3]，破口流量的上升使得堆芯有重返臨界和重返功率的可能性。本文重點關(guān)注這方面對事故的影響。

1 程序介紹及節(jié)點模型

1.1 程序介紹

本文采用SNAP程序進行圖形化模型建立及計算結(jié)果后處理，SNAP(Symbolic Nuclear Analysis Package)程序是由NRC資助開發(fā)的圖形化分析程序包，功能包括創(chuàng)建和編輯工程分析軟件的輸入、提交計算申請、過程監(jiān)視以及程序之間的相互調(diào)用，可以有效提高事故分析的效率。使用RELAP5/MOD 3.3程序進行瞬態(tài)計算，Relap 5是輕水堆冷卻系統(tǒng)事故工況的瞬態(tài)行為最佳估算程序[4]，其功能幾乎覆蓋了核電廠全部熱工水力工況。RELAP5/MOD 3.3版本是由美國核管會(NRC)于2001年，經(jīng)過大量的實驗數(shù)據(jù)和運行經(jīng)驗反饋，對RELAP5系列程序的升級和改進后發(fā)布的，已有廣泛應(yīng)用[5]。采用VIPRE程序進行子通道熱工水力分析。VIPRE-W程序是由美國西屋公司研制用來考慮水力和核對堆芯及熱通道焓升影響的一個三維子通道程序。

1.2 節(jié)點模型

根據(jù)事故分析需要，采用RELAP5/MOD 3.3程序，建立了CAP1400反應(yīng)堆系統(tǒng)模型，示意圖如圖1所示。模型包括兩條環(huán)路，每條環(huán)路根據(jù)冷卻劑流動方向，分別包括一根冷卻劑主管道熱管段，一臺蒸汽發(fā)生器，兩臺反應(yīng)堆冷卻劑泵，兩根冷管段。另外，系統(tǒng)還包括穩(wěn)壓器、波動管、閥門及用于運行控制和安全觸發(fā)的儀表。

2 事故描述與基本假設(shè)

2.1 事故描述

主蒸汽管道破裂事故假設(shè)主蒸汽管道破裂引起蒸汽從破口排放，破口的蒸汽流量在發(fā)生破裂后的短暫時間內(nèi)迅速增加，而后，隨著蒸汽壓力下降而減小。反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)能量的過多移出導(dǎo)致反應(yīng)堆冷卻劑溫度和壓力下降。由于堆芯具有負的慢化劑溫度系數(shù)，溫度下降將引入正的反應(yīng)性，從而使得反應(yīng)堆功率上升[6]。

如果在停堆后有一束具有最大反應(yīng)性價值的控制棒組件卡在它完全抽出的位置上，這就增加了堆芯重返臨界和重返功率的可能性。主蒸汽管道破裂之后重返功率可能是一個潛在的重要問題。因為假設(shè)一束具有最大反應(yīng)性價值的控制棒組件卡在它完全抽出的位置上，會產(chǎn)生一個高的功率峰因子。本節(jié)的目的是分析反應(yīng)堆功率運行時發(fā)生主蒸汽管道破裂事故，以關(guān)注在反應(yīng)堆停堆前或停堆期間堆芯保護是否依然有效。分析從初始熱態(tài)滿功率開始至PRHR和CMT投入。

主蒸汽管道破裂事故分析的初始工況采用與安分報告相同的初始數(shù)值。

2.2 基本假設(shè)及驗收準則

根據(jù)不同的主蒸汽管道破口尺寸，事故被劃分為Ⅲ類或Ⅳ類工況，保守考慮，本報告采用Ⅱ類工況的驗收準則，具體包括：最小DNBR高于95/95DNBR限值，以保證燃料包殼完整性；超功率限值條件下，不應(yīng)發(fā)生燃料熔化；RCS和主蒸汽系統(tǒng)壓力不應(yīng)高于設(shè)計壓力的110%；在不發(fā)生其他單一失效的情況下，不能導(dǎo)致更嚴重的事故工況。該事故的主要假設(shè)包括：

(1)與堆芯相關(guān)的假設(shè)

1)慢化劑溫度系數(shù)：假設(shè)慢化劑溫度系數(shù)為絕對值最大值；

2)多普勒效應(yīng)：多普勒反應(yīng)性系數(shù)為絕對值最小值；

3)快中子壽命：取0.000 019 8 s；

4)停堆反應(yīng)性：假設(shè)控制棒組件中負反應(yīng)性價值最大的一組卡死在堆頂。

(2)控制和保護系統(tǒng)

根據(jù)破口尺寸，下列停堆信號將給熱態(tài)滿功率主蒸汽管道破裂事故提供必要的保護：

1)超溫ΔT;

2)穩(wěn)壓器低壓力;

3)S信號:①蒸汽管道低壓力信號；②冷段低溫信號。

(3)初因事件與功能假設(shè)。

反應(yīng)堆功率為100%，0 s時刻，主蒸汽管道破裂，保守假設(shè)給水流量與蒸汽流量相匹配。分析時認為喪失廠外電是該事故的潛在后果，不需要詳細分析喪失廠外電工況。

3 計算結(jié)果分析

3.1 破口譜分析

本節(jié)分析了CAP1400熱態(tài)滿功率主蒸汽管道0.009～0.15 m2的破口譜，如圖2所示。結(jié)果表明，結(jié)果表明，直到0.058 m2的蒸汽管道破口都不會觸發(fā)反應(yīng)堆停堆。反應(yīng)堆不停堆工況與負荷過增事故相似，反應(yīng)堆達到一個新的與蒸汽增加相對應(yīng)的功率水平。對于0.059～0.105 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由超功率ΔT信號觸發(fā)停堆。對于0.106～0.15 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由蒸汽管道低壓力安注信號觸發(fā)停堆。

圖1 CAP1400一回路系統(tǒng)節(jié)點模型Fig.1 The node model for primary coolant system of CAP1400

圖2 破口譜Fig.2 The break spectrum

從DNB和燃料中心熔化(kW/m)保護角度考慮，在分析計算中，超功率ΔT觸發(fā)停堆時，破口尺寸越大，達到的停堆功率越大，最極限的工況是破口尺寸為超功率觸發(fā)停堆的最大破口尺寸0.105 m2。

3.2 事故序列對比及關(guān)鍵參數(shù)分析

針對極限工況進行詳細計算，0 s時刻不含穩(wěn)壓器回路的主蒸汽管道破裂，引起蒸汽流量迅速增加，事故序列如表1所示。

表1 CAP1400 MSLB事故序列Table 1 Sequence of MSLB accident for CAP1400

將計算所得的關(guān)鍵參數(shù)進行分析，詳細變化曲線如圖3～圖9所示。

如圖9所示，破口發(fā)生后，破口的蒸汽流量在發(fā)生破裂后的短暫時間內(nèi)迅速增加，而后，隨著蒸汽壓力下降而減小。蒸汽流量的增加使得二回路帶熱增加，一回路冷卻劑溫度下降，受慢化劑溫度系數(shù)和多普勒功率系數(shù)共同影響，堆芯引入正反應(yīng)性，功率和熱流密度不斷上升，如圖3、圖4所示。功率上升至115%超功率停堆整定值后，超功率ΔT信號觸發(fā)停堆，反應(yīng)堆功率迅速下降。

由于存在慢化劑溫度系數(shù)和多普勒功率系數(shù)，控制棒插入、功率驟降的過程中會引入較大的正反應(yīng)性，使得功率在停堆后存在略微反彈的現(xiàn)象，如圖3。停堆后功率約降至40%，分析是由于RELAP5為國際通用的最佳估算系統(tǒng)分析程序，破口流量使用Henry-Fauske模型進行計算，上游出現(xiàn)氣泡即認為進入兩相臨界流，計算的破口流量波動較小，使得停堆后得到的核功率較高。

堆芯熱流密度變化趨勢同核功率變化趨勢類似，如圖4所示。在破口發(fā)生后逐漸上升，停堆后快速降低，由于存在較大的慢化劑溫度系數(shù)，停堆后核功率較大，熱流密度較高。

圖3 瞬態(tài)歸一化核功率Fig.3 Nuclear power vs time

圖4 堆芯熱流密度Fig.4 Heat flus vs time

破口發(fā)生后，二回路帶熱增加，導(dǎo)致一回路冷卻劑系統(tǒng)壓力不斷下降，如圖5所示。引入正反應(yīng)性后，反應(yīng)堆功率上升，產(chǎn)熱增加，至停堆前，壓力下降趨勢逐漸減弱消失，壓力出現(xiàn)微弱回升。停堆后，由于堆芯產(chǎn)熱驟降，壓力也隨之快速下降。圖6為穩(wěn)壓器和波動管水體積變化的對比曲線。穩(wěn)壓器和波動管水體積變化趨勢同穩(wěn)壓器壓力變化趨勢相同。為關(guān)注在反應(yīng)堆停堆前或停堆期間堆芯保護是否依然有效，本文所計算的主蒸汽管道破裂事故從初始熱態(tài)滿功率開始，至PRHR和CMT投入結(jié)束。其中穩(wěn)壓器低-2水位觸發(fā)CMT動作的極限整定值為26 m3，瞬態(tài)計算時間為23.6 s。

圖5 穩(wěn)壓器壓力Fig.5 RCS pressure vs time

圖6 穩(wěn)壓器和波動管水體積Fig.6 RCS water volume vs time

圖7、圖8為壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力變化的曲線。停堆前，由于破口導(dǎo)致的二回路帶熱增加，壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力不斷降低。停堆后，堆芯產(chǎn)熱和二回路流量都快速下降。二回路流量下降如圖9。二回路流量降低造成的帶熱能力下降同停堆造成的堆芯產(chǎn)熱降低相互作用，但由于二回路流量下降幅度較小，使得停堆后，二回路帶熱能力較強，故壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力除在剛停堆后出現(xiàn)微弱的回升外，隨后仍繼續(xù)下降。

圖7 壓力容器入口溫度Fig.7 RCS temperature vs time

圖8 蒸汽發(fā)生器壓力Fig.8 Steam generator pressure vs time

圖9 蒸汽流量Fig.9 Steam mass flow vs time

3.3 DNBR

根據(jù)系統(tǒng)程序的計算結(jié)果選取極限點，將極限點的狀態(tài)參數(shù)(如堆芯流量、熱流密度、溫度、壓力等)提供給物理方向?qū)I(yè)人員，采用三維堆芯核設(shè)計程序ANC計算該極限點對應(yīng)的不同功率分布。計算分為4個循環(huán)，每個循環(huán)根據(jù)功率向上、向下傾斜情況不同又分為6個工況。針對這24個不同的功率分布，采用同安分報告相同的F對DNBR進行計算，得到的最小DNBR 1.914即為事故對應(yīng)的最小DNBR。滿功率MSLB事故DNBR的驗收準則為1.5， DNBR滿足驗收準則。

4 結(jié) 論

本文使用最佳估算程序RELAP5/mod3.3為CAP1400核電廠熱態(tài)滿功率主蒸汽管道破裂事故建立穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)模型，參照安分報告中的基本假設(shè)，開展破口譜分析，并就關(guān)鍵熱工水力參數(shù)進行了分析。

本文分析了0.009～0.15m2的蒸汽管道破口譜。結(jié)果表明直到0.058 m2的蒸汽管道破口都不會觸發(fā)反應(yīng)堆停堆。對于0.059～0.105 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由超功率ΔT觸發(fā)停堆。對于0.106～0.15 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由蒸汽管道低壓力安注信號觸發(fā)停堆。從燃料中心熔化保護角度考慮，最極限的工況是0.105 m2。分析表明，對于最極限的工況仍滿足壓力和DNBR的驗收準則。結(jié)論認為，CAP1400反應(yīng)堆在主蒸汽管道破裂事故下安全可靠。