李亮國(guó)，龍 彪，孫振邦，許嚴(yán)陣，蘇前華,*，吳小航，盧冬華，朱 峰

(1.中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518026； 2.深圳中廣核工程設(shè)計(jì)有限公司，廣東 深圳 518026)

二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出(ASP)系統(tǒng)作為國(guó)內(nèi)二代加型百萬千瓦級(jí)壓水堆核電廠的重要改進(jìn)項(xiàng)，其基于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)閉式自然循環(huán)的基本原理，主要應(yīng)對(duì)全場(chǎng)斷電等超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故，可顯著提高核電廠的固有安全性。在核電廠正常運(yùn)行時(shí)，ASP系統(tǒng)處于備用狀態(tài)，當(dāng)發(fā)生事故后需通過打開ASP系統(tǒng)隔離閥以投入ASP系統(tǒng)。對(duì)于ASP系統(tǒng)需研究ASP系統(tǒng)投入后能否建立自然循環(huán)以及ASP系統(tǒng)建立自然循環(huán)過程中是否存在汽(水)錘、流動(dòng)不穩(wěn)定性等物理現(xiàn)象，同時(shí)，ASP系統(tǒng)的運(yùn)行特性與系統(tǒng)設(shè)備構(gòu)成及布置密切相關(guān)。因此有必要針對(duì)國(guó)內(nèi)二代加型百萬千瓦級(jí)壓水堆核電廠ASP系統(tǒng)研究其啟動(dòng)特性及影響因素。

許多學(xué)者針對(duì)不同堆型的二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)采用軟件模擬、試驗(yàn)研究方法進(jìn)行系統(tǒng)啟動(dòng)特性及其影響因素的研究。盧向暉等[1]采用RELAP5程序?qū)δ扯有桶偃f千瓦級(jí)壓水堆核電廠二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)啟動(dòng)過程中的穩(wěn)定性和汽(水)錘現(xiàn)象進(jìn)行建模分析，研究認(rèn)為閥門的快速啟閉容易引起閥門前后管道中介質(zhì)壓力或動(dòng)能發(fā)生劇烈變化，尤其對(duì)于高溫高壓的蒸汽，瞬間的壓力波動(dòng)會(huì)產(chǎn)生很大的沖擊波(即汽錘和水錘)，研究了全廠斷電事故下系統(tǒng)采用不同的啟動(dòng)方式和啟動(dòng)速度下的啟動(dòng)特性。宮厚軍等[2]對(duì)含有補(bǔ)水箱的二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)通過RELAP程序進(jìn)行了建模分析，研究了補(bǔ)水啟動(dòng)和液柱啟動(dòng)兩種不同啟動(dòng)方式、系統(tǒng)阻力對(duì)二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)啟動(dòng)特性的影響。肖澤軍等[3]通過建造相應(yīng)的試驗(yàn)裝置，針對(duì)AC600二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)開展了試驗(yàn)研究，研究了系統(tǒng)阻力、下降段液柱高度、系統(tǒng)冷熱芯位差等對(duì)系統(tǒng)啟動(dòng)及運(yùn)行特性的影響。Sun等[4]以HPR1000為原型，采用等高模擬的方式設(shè)計(jì)建造了試驗(yàn)裝置，并在該試驗(yàn)裝置上開展了不同啟動(dòng)方式和系統(tǒng)阻力對(duì)系統(tǒng)啟動(dòng)特性的影響研究。

為獲取二代加型壓水堆ASP系統(tǒng)的啟動(dòng)特性及其影響因素，基于多級(jí)雙向?；治?H2TS)方法設(shè)計(jì)建造ASP試驗(yàn)裝置(ASPTF)。在ASPTF上開展不同方式下的ASP系統(tǒng)啟動(dòng)特性試驗(yàn)，研究ASP系統(tǒng)隔離閥動(dòng)作時(shí)間、蒸汽管線阻力、回水管線阻力、蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量、蒸汽釋放閥對(duì)ASP系統(tǒng)啟動(dòng)特性的影響。

1 試驗(yàn)裝置

根據(jù)試驗(yàn)需求與試驗(yàn)?zāi)康?，針?duì)試驗(yàn)過程涉及到的系統(tǒng)與設(shè)備進(jìn)行模化設(shè)計(jì)。目前國(guó)內(nèi)外新建造的系統(tǒng)效應(yīng)試驗(yàn)裝置如美國(guó)的APEX試驗(yàn)裝置、中國(guó)的ACME試驗(yàn)裝置、韓國(guó)的ATLAS試驗(yàn)裝置均采用H2TS的模化設(shè)計(jì)方法[5-8]。針對(duì)ASP系統(tǒng)試驗(yàn)的研究需求，參照國(guó)內(nèi)外同類試驗(yàn)裝置的?；壤Y(jié)合實(shí)際場(chǎng)地條件及關(guān)鍵物理現(xiàn)象?；嗨菩砸?，基于H2TS方法進(jìn)行ASPTF的?；O(shè)計(jì)[9-10]。ASPTF的主要?；壤杏诒?。

表1 ASPTF?；壤齌able 1 Scaling criteria for ASPTF

ASPTF回路系統(tǒng)流程如圖1所示，該裝置主要由一回路系統(tǒng)、二回路系統(tǒng)、安全排放系統(tǒng)、供水系統(tǒng)、測(cè)控系統(tǒng)、電氣系統(tǒng)等組成。

ASPTF中堆芯模擬體采用電加熱模擬核釋熱，一回路的水在主泵模擬體的驅(qū)動(dòng)下通過堆芯模擬體的電加熱組件加熱后進(jìn)入蒸汽發(fā)生器模擬體一次側(cè)，并通過蒸汽發(fā)生器中的U型管將熱量傳遞至蒸汽發(fā)生器二次側(cè)，蒸汽發(fā)生器中二次側(cè)的水受熱變?yōu)檎羝?。正常運(yùn)行時(shí)，ASP系統(tǒng)處于隔離狀態(tài)，冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥打開，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的蒸汽通過冷凝器快關(guān)閥及背壓閥后進(jìn)入冷凝器冷凝后返回至補(bǔ)水系統(tǒng)。當(dāng)ASP系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)，冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥關(guān)閉，蒸汽管線快關(guān)閥與回水管線快關(guān)閥按照測(cè)控系統(tǒng)的自動(dòng)控制信號(hào)依次自動(dòng)打開，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)產(chǎn)生的飽和蒸汽通過內(nèi)置于換熱水箱中的換熱器冷凝后返回至蒸汽發(fā)生器二次側(cè)，并將熱量傳遞至換熱器換熱水箱，敞口換熱水箱將熱量最終傳遞至大氣環(huán)境。

換熱水箱水溫采用T型熱電偶進(jìn)行測(cè)量，其余溫度測(cè)量采用N型熱電偶，熱電偶測(cè)量精度為Ⅰ級(jí)；流量采用文丘里流量計(jì)配合Honeywell STD720差壓變送器獲??；壓力采用Honeywell STG77L壓力變送器獲取，壓力及差壓測(cè)量精度為0.1%。所有采集信號(hào)通過NI系統(tǒng)進(jìn)行處理。ASPTF堆芯模擬體最大功率為1 MW，且可通過測(cè)控系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)功率的調(diào)節(jié)與自動(dòng)控制。

圖1 ASPTF回路系統(tǒng)流程Fig.1 Schematic diagram of ASPTF

2 試驗(yàn)工況與試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)工況

在反應(yīng)堆原型發(fā)生全場(chǎng)斷電等事故工況時(shí)將投運(yùn)ASP系統(tǒng)，當(dāng)ASP系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)對(duì)應(yīng)著特定的堆芯功率，因此本文試驗(yàn)工況中均為同一堆芯加熱功率，試驗(yàn)工況列于表2。

2.2 試驗(yàn)方法與邊界條件

正式試驗(yàn)開展前通過調(diào)節(jié)二回路上的節(jié)流件及閥門以保證ASP系統(tǒng)的阻力系數(shù)與原型的一致。首先進(jìn)行系統(tǒng)狀態(tài)調(diào)整，試驗(yàn)前ASP系統(tǒng)處于隔離狀態(tài)，蒸汽釋放閥處于關(guān)閉狀態(tài)，蒸汽管線阻力系數(shù)與回水管線阻力系數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)值，換熱器換熱管內(nèi)注滿室溫水，換熱水箱中注入室溫水至標(biāo)準(zhǔn)液位。將一回路壓力及加熱功率調(diào)整至額定狀態(tài)，調(diào)整二回路壓力至額定壓力，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)液位至45%WR的標(biāo)準(zhǔn)值。然后執(zhí)行自動(dòng)控制程序，依次打開蒸汽管線隔離閥與回水管線隔離閥，ASP系統(tǒng)隔離閥的標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)作時(shí)間為蒸汽管線隔離閥經(jīng)過10 s打開，間隔5 s后給定回水管線隔離閥打開信號(hào)，回水管線隔離閥歷經(jīng)10 s打開，測(cè)控系統(tǒng)自動(dòng)同步記錄相應(yīng)的信號(hào)直至試驗(yàn)結(jié)束。

表2 試驗(yàn)工況Table 2 Experimental condition

注：εm為蒸汽管線標(biāo)準(zhǔn)阻力系數(shù)；εb為回水管線標(biāo)準(zhǔn)阻力系數(shù)；WR為滿功率下蒸汽發(fā)生器寬量程液位值

開展不同工況試驗(yàn)時(shí)遵循單一變量原則。開展隔離閥動(dòng)作時(shí)間影響試驗(yàn)時(shí)按照表2僅調(diào)整蒸汽管線隔離閥與回水管線隔離閥的動(dòng)作時(shí)間；開展蒸汽管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)，按照表2僅調(diào)整蒸汽管線的阻力系數(shù)；開展回水管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)，按照表2僅調(diào)整回水管線的阻力系數(shù)；開展蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量影響試驗(yàn)時(shí)，按照表2僅調(diào)整蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的初始液位；開展蒸汽釋放閥影響試驗(yàn)時(shí)，按照表2僅在ASP系統(tǒng)投入時(shí)同步往復(fù)開啟蒸汽釋放閥。

2.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與誤差分析

本試驗(yàn)中采用文丘里流量計(jì)測(cè)量得到體積流量，根據(jù)下式進(jìn)行質(zhì)量流量的轉(zhuǎn)換：

(1)

式中：M為質(zhì)量流量；ρ為介質(zhì)密度；v為體積流量。通過Fortran語(yǔ)言編寫試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理程序，計(jì)算中涉及到的水及蒸汽物性通過調(diào)用美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)研究所(NIST)開發(fā)的水物性包得到。根據(jù)誤差傳遞原理，得到質(zhì)量流量的相對(duì)不確定度不大于0.52%。

本試驗(yàn)中換熱器由多根換熱管組成，換熱管由上傾斜段、豎直段、下傾斜段、彎管段組成，每次試驗(yàn)前需向換熱管內(nèi)注水進(jìn)行換熱管內(nèi)初始液位建立，由于換熱管的特殊結(jié)構(gòu)，在建立初始液位時(shí)較難保證換熱管內(nèi)初始液位完全一致。

3 結(jié)果與討論

以試驗(yàn)裝置到達(dá)穩(wěn)定的額定參數(shù)并投入自動(dòng)控制程序執(zhí)行試驗(yàn)控制的時(shí)間點(diǎn)作為0 s，得到不同工況下的試驗(yàn)結(jié)果。

3.1 隔離閥動(dòng)作時(shí)間的影響

圖2 不同隔離閥動(dòng)作時(shí)間下的系統(tǒng)流量Fig.2 Flow rate with different operating time of isolation valve

選取試驗(yàn)裝置ASP系統(tǒng)隔離閥能達(dá)到的最快打開速率為工況1-1，獲取不同隔離閥動(dòng)作時(shí)間下ASP系統(tǒng)流量的變化，如圖2所示。隨著回水管道快關(guān)閥的打開，換熱器換熱管內(nèi)的水在重力的作用下進(jìn)入蒸汽發(fā)生器，由于初始換熱器換熱管內(nèi)的啟動(dòng)液柱的存在，因此形成1個(gè)流量峰值，后隨著自然循環(huán)的建立流量趨于穩(wěn)定。試驗(yàn)過程中，閥門動(dòng)作時(shí)間主要影響換熱器換熱管內(nèi)的初裝水進(jìn)入蒸汽發(fā)生器的時(shí)間，不同隔離閥動(dòng)作時(shí)間的影響試驗(yàn)中ASP系統(tǒng)未出現(xiàn)汽(水)錘現(xiàn)象，試驗(yàn)中均建立了穩(wěn)定的自然循環(huán)，自然循環(huán)流量基本一致。

3.2 蒸汽管線阻力的影響

不同蒸汽管線阻力下ASP系統(tǒng)流量變化如圖3所示。通過調(diào)節(jié)蒸汽管線上的阻力件，得到1.0εm、1.3εm、1.6εm3種不同蒸汽管線阻力下自然循環(huán)流量隨時(shí)間的變化趨勢(shì)基本一致，但由于蒸汽管線阻力的不同，自然循環(huán)流量最終的穩(wěn)定值有所差別。自然循環(huán)流量隨蒸汽管線阻力的增大而降低。

圖3 不同蒸汽管線阻力下的系統(tǒng)流量Fig.3 Flow rate with different drag coefficients of steam pipeline

3.3 回水管線阻力的影響

圖4 不同回水管線阻力下的系統(tǒng)流量Fig.4 Flow rate with different drag coefficients of backwater pipeline

不同回水管線阻力下ASP系統(tǒng)流量變化如圖4所示。通過調(diào)節(jié)回水管線上的阻力件，得到1.0εb、1.3εb、1.6εb3種不同回水管線阻力下自然循環(huán)流量隨時(shí)間的變化趨勢(shì)基本一致，但流量峰值由于換熱管內(nèi)初始水裝量即換熱管內(nèi)初始液柱高度的不同而略有差異。由于回水管線阻力的不同，自然循環(huán)流量最終的穩(wěn)定值有所差別，自然循環(huán)流量隨回水管線阻力的增大而降低。

3.4 蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量的影響

不同蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量下ASP系統(tǒng)流量變化如圖5所示。通過調(diào)節(jié)蒸汽發(fā)生器二次側(cè)初始液位分別為10%WR、20%WR、30%WR、45%WR，隨著回水管道快關(guān)閥的打開，換熱器換熱管內(nèi)的水在重力的作用下進(jìn)入蒸汽發(fā)生器并形成1個(gè)流量峰值，后隨著自然循環(huán)的建立流量趨于穩(wěn)定。從圖5中初始水裝量的積分值可知，在30%WR液位工況下，由于換熱器換熱管內(nèi)的初始水裝量略小于表2中所列其他不同液位工況，其換熱管內(nèi)初始液柱相對(duì)較低進(jìn)而導(dǎo)致其流量峰值略低，但流量變化總體趨勢(shì)一致。

圖5 不同蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量下的系統(tǒng)流量Fig.5 Flow rate with different secondary-side water inventory of steam generator

3.5 蒸汽釋放閥的影響

對(duì)比工況5-1蒸汽釋放閥往復(fù)開啟同步投入ASP系統(tǒng)試驗(yàn)與工況5-2蒸汽釋放閥關(guān)閉同步投入ASP系統(tǒng)試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，蒸汽釋放閥的往復(fù)開啟影響換熱器換熱管內(nèi)初裝水向蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的重力注入過程，且工況5-1中換熱管內(nèi)的初裝水量相對(duì)較少，換熱管內(nèi)初始液柱高度相對(duì)較低導(dǎo)致蒸汽釋放閥往復(fù)開啟試驗(yàn)工況中自然循環(huán)流量的峰值小于蒸汽釋放閥關(guān)閉的工況。在工況5-1中蒸汽釋放閥的往復(fù)開啟造成自然循環(huán)流量有小幅的波動(dòng)，當(dāng)蒸汽釋放閥關(guān)閉后自然循環(huán)流量可恢復(fù)至穩(wěn)定狀態(tài)。由圖6還可知，由于蒸汽釋放閥的往復(fù)開啟，導(dǎo)致二次側(cè)非能動(dòng)系統(tǒng)內(nèi)的一部分蒸汽直接排至大氣，排熱途徑的增加導(dǎo)致?lián)Q熱管內(nèi)的降壓速率高于蒸汽釋放閥關(guān)閉的工況。

圖6 不同蒸汽釋放閥開啟方式下的系統(tǒng)流量和系統(tǒng)壓力Fig.6 Flow rate and pressure with different open modes of VDA

4 結(jié)論

本文系統(tǒng)研究了ASP系統(tǒng)的啟動(dòng)特性及其影響因素，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析與處理，得到如下研究結(jié)果：

1) 隔離閥動(dòng)作時(shí)間影響試驗(yàn)中，ASP系統(tǒng)蒸汽管線與回水管線隔離閥的動(dòng)作時(shí)間主要影響ASP系統(tǒng)的投入以及換熱器換熱管內(nèi)初裝水進(jìn)入蒸汽發(fā)生器的時(shí)間，試驗(yàn)中均最終建立了穩(wěn)定的自然循環(huán)；

2) 蒸汽管線阻力對(duì)系統(tǒng)影響試驗(yàn)中均能建立穩(wěn)定的自然循環(huán)，自然循環(huán)流量隨蒸汽管線阻力的增大而降低；

3) 回水管線阻力對(duì)系統(tǒng)影響試驗(yàn)中均能建立穩(wěn)定的自然循環(huán)，自然循環(huán)流量隨回水管線阻力的增大而降低；

4) 蒸汽發(fā)生器二次側(cè)水裝量對(duì)系統(tǒng)影響試驗(yàn)中，不同蒸汽發(fā)生器液位對(duì)于ASP系統(tǒng)的啟動(dòng)及運(yùn)行特性影響較小，試驗(yàn)中均最終建立了穩(wěn)定的自然循環(huán)；

5) 蒸汽釋放閥對(duì)系統(tǒng)影響試驗(yàn)中，蒸汽釋放閥的往復(fù)開啟引起自然循環(huán)流量的波動(dòng)及降壓速率的增加，當(dāng)蒸汽釋放閥關(guān)閉時(shí)，自然循環(huán)恢復(fù)可至穩(wěn)定狀態(tài)；

6) 在本研究中的所有試驗(yàn)工況中均未出現(xiàn)汽(水)錘現(xiàn)象，ASP系統(tǒng)均建立了自然循環(huán)；

7) 換熱管內(nèi)初裝水的水量即啟動(dòng)液柱高度對(duì)ASP系統(tǒng)啟動(dòng)過程中流量峰值影響較大。