鄭云濤, 孫燕宇, 周藍宇, 黃樹亮

(中國核電工程有限公司, 北京 100840)

非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)[1-3]利用非能動的自然驅(qū)動力將安全殼內(nèi)的熱量通過換熱器傳遞至安全殼外的水箱和大氣環(huán)境。PCS投入運行后將會影響安全殼內(nèi)的熱工水力行為,如安全殼內(nèi)大氣流動、大氣溫度、大氣壓力及非凝性氣體的分布等;同時,安全殼內(nèi)的大氣環(huán)境條件又會影響PCS的運行和帶熱,PCS與安全殼之間存在強烈的動態(tài)耦合關(guān)系。因此,PCS模擬成為近年來的研究重點[4-5]。

諾貝貝等[6]自主編制了非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的熱工水力分析程序PCCS-C,該程序采用集總參數(shù)法,忽略了傳熱管徑向的溫度變化和水箱內(nèi)的溫度分層,能夠趨勢性地估算非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的運行特性。黃政[7]針對非能動安全殼冷卻系統(tǒng)(passive containment cooling system,PCCS)建立了一維的均相流自然循環(huán)回路計算模型,并與單節(jié)點的安全殼計算模型通過牛頓迭代法計算了PCCS和安全殼之間的瞬態(tài)運行情況。Bang等[8]利用GOTHIC程序3D模型建立了閉式循環(huán)PCCS計算模型,計算結(jié)果表明GOTHIC模型對PCCS的模擬是合理的。Bang等[9]還利用GOTHIC程序3D模型建立了開式循環(huán)PCCS計算模型,并與閉式循環(huán)PCCS的運行特性進行了對比,GOTHIC程序能夠很好地模擬出PCCS的運行及與安全殼之間的動態(tài)響應。目前國內(nèi)對非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的模擬研究大多采用保守假設或簡化模擬的自編程序,缺少對該系統(tǒng)與安全殼之間的熱工水力現(xiàn)象和運行特性的完整模擬研究。

因此,本文以“華龍一號”安全殼綜合試驗裝置為研究對象,采用GOTHIC 3D模型對非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的模擬進行了研究,獲得了PCS模擬方法,可為PCS的研究設計提供輔助分析方法。

1 分析方法與模型

本研究采用多節(jié)點的集總參數(shù)控制體模擬安全殼綜合試驗裝置的安全殼部分,采用3D控制體模擬3列PCS的系統(tǒng)回路,節(jié)點劃分示意如圖1所示。PCS計算模型主要包括下降段管道、換熱器母管、換熱器傳熱管、上升段管道、汽水分離器和換熱水箱。其中,下降段、上升段、換熱器母管和換熱器傳熱管均采用3D控制體的1D模式模擬;汽水分離器和換熱水箱均采用三維網(wǎng)格劃分。各控制體之間的連接采用流道模擬,并且對于上升段、汽水分離器和換熱水箱之間的流道開啟氣體可壓縮模型和液體閃蒸模型[10]。

圖1 PCS 3D模型節(jié)點劃分示意Fig.1 Nodalization of PCS based on 3D model

換熱器傳熱管采用熱構(gòu)件模擬,通過傳熱管熱構(gòu)件兩側(cè)的控制體將PCS計算模型與安全殼計算模型關(guān)聯(lián)成為安全殼綜合試驗計算模型。由于傳熱管管內(nèi)沸騰和管外冷凝同時存在,本文選擇擴散層模型(diffusion layer model,DLM)中的DLM-FM模型[8-12]模擬傳熱管外冷凝現(xiàn)象。該冷凝模型包含了壁面邊界層內(nèi)霧的形成和壁面處水膜湍流強化換熱等特性。傳熱管內(nèi)選擇FILM模型[8-11]模擬沸騰現(xiàn)象。

2 計算模型的驗證

選擇安全殼綜合試驗冷卻劑喪失事故(loss of coolant accident,LOCA)試驗序列對PCS計算模型進行驗證。安全殼壓力溫度響應計算和試驗對比情況如圖2所示,主要參數(shù)計算值與試驗值的對比見表1。從比較結(jié)果可以看出,安全殼壓力峰值和大氣溫度峰值計算值均與試驗值非常接近,長期平衡階段安全殼壓力偏差均在±3%以內(nèi),其他參數(shù)偏差均在±10%以內(nèi),可以認為計算結(jié)果與試驗符合較好。

表1 主要參數(shù)計算值與試驗值對比Table 1 Comparison between calculated and experimental values of main parameters

圖2 安全殼壓力溫度響應Fig.2 Response of containment pressure and temperature

LOCA試驗序列前期階段,PCS換熱水箱的水溫較低,換熱器出入口溫度均低于飽和溫度,系統(tǒng)運行處于單相自然循環(huán)階段。隨著系統(tǒng)的運行,PCS換熱水箱出現(xiàn)比較穩(wěn)定的溫度分層現(xiàn)象,如圖3所示。但受汽水分離器的攪混流動影響,PCS換熱水箱的溫度梯度逐漸減小至各高度溫度趨于一致,然后達到飽和狀態(tài)。

圖3 水箱溫度分層Fig.3 Temperature stratification of water tank

隨著PCS換熱器出口溫度的升高,當PCS上升段溫度達到當?shù)貕毫︼柡蜏囟葧r,管內(nèi)開始出現(xiàn)閃蒸現(xiàn)象(圖4),PCS進入兩相自然循環(huán)過渡階段。閃蒸瞬間相變使管內(nèi)塌陷液位降低、空泡份額增加,從而導致?lián)Q熱水箱和換熱器之間的壓差增加,系統(tǒng)自然循環(huán)流量隨之升高。由于自然循環(huán)流量的迅速升高,換熱水箱內(nèi)溫度相對較低的水瞬間進入換熱器內(nèi),換熱器出口溫度降低,上升段內(nèi)空泡份額也隨之降低,換熱水箱和換熱器之間的壓差則相應減小,從而使自然循環(huán)流量降低。同時,閃蒸使流體在上升段內(nèi)迅速膨脹,從而在流道中產(chǎn)生壓降,流道有效損失系數(shù)增加,反過來將阻礙自然循環(huán)的流動。該過程在PCS運行過程中重復出現(xiàn),即閃蒸引起PCS自然循環(huán)流量出現(xiàn)流動不穩(wěn)定性[13](圖5),PCS換熱器出口溫度也隨之波動(圖6)。當換熱水箱溫度達到飽和溫度后,隨著進入安全殼內(nèi)的蒸汽流量達到穩(wěn)定值,安全殼及PCS的運行參數(shù)均平穩(wěn)變化或周期性變化(圖5、6),PCS進入兩相自然循環(huán)穩(wěn)定階段。整個PCS運行過程中,下降段和上升段壓降占比對比如圖7所示。單相自然循環(huán)階段,下降段壓降占比比上升段高,即下降段流動阻力更大;兩相自然循環(huán)階段,由于閃蒸作用,上升段壓降占比比下降段高。

圖4 上升段出口處蒸汽體積份額Fig.4 Outlet steam volume fraction of riser

圖5 PCS自然循環(huán)流量Fig.5 Natural circulation flow rate of PCS

圖6 PCS換熱器出口溫度Fig.6 Outlet temperature of heat exchanger

圖7 下降段和上升段壓降占比Fig.7 Proportion of pressure drop in downcomer and riser

從圖5和圖6中還可以看出,進入兩相自然循環(huán)穩(wěn)定階段,雖然3列PCS的自然循環(huán)流量和換熱器出口溫度均出現(xiàn)周期性波動,但1號PCS的自然循環(huán)流量比另外2列低,波動幅度更大;1號PCS換熱器出口溫度也比另外2列高,波動幅度也更大。這是由于LOCA試驗序列中蒸汽源項由靠近1號PCS側(cè)的隔間噴入,并且1號PCS的管路布置與2號和3號不同,從而導致3列PCS的運行情況均存在一定差異。

3 關(guān)鍵參數(shù)影響分析

根據(jù)安全殼綜合試驗計算模型與試驗的對比結(jié)果發(fā)現(xiàn)：由于質(zhì)能釋放位置和管路布置的影響,1號PCS流量波動幅度較大,運行穩(wěn)定性低于2號和3號PCS;PCS下降段管道阻力較大,不利于系統(tǒng)的自然循環(huán);汽水分離器與換熱水箱之間的流動模擬不夠精確,影響換熱水箱溫度分層的穩(wěn)定性等。針對這些關(guān)鍵部件參數(shù),本文通過改變質(zhì)能釋放位置、增加下降段管徑和取消汽水分離器進一步分析了這些參數(shù)的影響情況。

3.1 質(zhì)能釋放位置

LOCA試驗序列中質(zhì)能釋放位置更靠近1號PCS,為了評價質(zhì)能釋放位置對PCS運行的影響,假設質(zhì)能釋放由安全殼中間位置進入,計算結(jié)果對比如圖8所示。安全殼壓力、大氣溫度與LOCA試驗序列驗證計算的幾乎一致,各列PCS自然循環(huán)流量和換熱器出口溫度的波動情況也與LOCA試驗序列驗證計算的一致。計算結(jié)果表明,質(zhì)能釋放位置對各列PCS的運行影響很小,各列PCS的運行特性更多與其管路幾何布置相關(guān),GOTHIC 3D模型能夠正確反映出幾何布置對管道的流動影響。

圖8 關(guān)鍵參數(shù)對安全殼壓力溫度的影響Fig.8 Influence of key parameters on containment pressure and temperature

3.2 下降段管徑

試驗裝置中PCS下降段管徑比上升段管徑小,為了評價下降段管徑對PCS運行的影響,增加下降段管徑且大于上升段,計算結(jié)果對比如圖8、9所示。安全殼壓力和大氣溫度的峰值及長期階段平衡值均降低,PCS自然循環(huán)流量明顯提高。各列PCS自然循環(huán)流量和換熱器出口溫度因閃蒸導致的波動幅度均比LOCA試驗序列對比計算的(圖5)更大,下降段管徑對各列PCS的運行影響顯著。整個PCS運行過程中,無論是單相自然循環(huán)階段還是兩相自然循環(huán)階段,下降段壓降占比均比上升段低。與LOCA試驗序列對比計算結(jié)果(圖7)相比,下降段管徑增加后,下降段流動阻力明顯降低,GOTHIC 3D模型能夠合理地模擬出管徑變化后的壓降和因閃蒸引起的流道有效損失系數(shù)變化。

圖9 下降段管徑增加后關(guān)鍵參數(shù)變化Fig.9 The changes of key parameter with the increase of riser diameter

3.3 汽水分離器

汽水分離器與換熱水箱之間的流動會影響到水箱溫度分層和溫度梯度變化,假設PCS無汽水分離器,上升段直接與換熱水箱連通,計算結(jié)果對比如圖8、10所示。安全殼壓力和大氣溫度的峰值及長期階段平衡值均升高,換熱水箱的溫度梯度減小。各列PCS自然循環(huán)流量和換熱器出口溫度的波動幅度也比LOCA試驗序列對比計算的(圖5、6)更小。特別是進入長期平衡階段后,換熱器出口溫度波動非常小,系統(tǒng)運行更穩(wěn)定,雖然安全殼壓力和大氣溫度有所升高,但變化幅度不大。由此可以看出,汽水分離器對安全殼壓力溫度響應分析的影響有限。因此,GOTHIC 3D模型對汽水分離器的簡化模擬對于安全分析是適用的。

圖10 無汽水分離器時關(guān)鍵參數(shù)變化Fig.10 The changes of key parameter without steam separator

4 結(jié)論

1)采用3D控制體、流道、熱構(gòu)件以及傳熱模型等能夠偏真實地模擬出PCS的系統(tǒng)回路,其計算結(jié)果與試驗符合較好,安全殼壓力偏差均在±3%以內(nèi),其他參數(shù)均在±10%以內(nèi),滿足安全分析要求。

2)基于GOTHIC 3D模型的PCS模擬方法能夠準確模擬出PCS的重要熱工水力現(xiàn)象、運行特性以及安全殼與PCS之間的耦合動態(tài)響應過程,如水箱溫度分層、閃蒸現(xiàn)象、自然循環(huán)流動不穩(wěn)定性等。

3)該方法能夠合理、正確反映出各關(guān)鍵部件參數(shù)的影響情況,如質(zhì)能釋放位置對PCS的運行影響很小,PCS下降段管徑對系統(tǒng)的運行影響明顯,汽水分離器的模擬對安全殼壓力溫度響應分析的影響有限。

本文方法可用于PCS的模擬和分析工作。但該方法對更廣范圍設計參數(shù)內(nèi)的適用性、敏感性和不確定性仍需開展進一步研究。