孫婧, 王輝, 李精精, 孫燕宇, 鄭云濤

(中國(guó)核電工程有限公司, 北京 100840)

“華龍一號(hào)”核電廠設(shè)計(jì)的非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)可用于事故后安全殼長(zhǎng)期熱量導(dǎo)出。PCS運(yùn)行將安全殼壓力和溫度降低至可以接受的水平,防止超溫超壓對(duì)安全殼完整性構(gòu)成威脅,對(duì)事故后保持安全殼完整和包容放射性具有重要意義。

不過(guò),在安全殼內(nèi)配置PCS可能會(huì)對(duì)事故下安全殼內(nèi)熱工水力行為產(chǎn)生影響,如導(dǎo)致安全殼大空間溫度及氣體分層等[1];同時(shí),安全殼內(nèi)熱工水力行為也會(huì)影響PCS的排熱能力,如溫度和濃度不均勻可能造成PCS運(yùn)行特性差異[2-4]。

為此,中國(guó)核電工程有限公司在廊坊實(shí)驗(yàn)基地搭建了安全殼綜合性能實(shí)驗(yàn)裝置(platform for integral TH behaviour of containment,PANGU)[5]。該裝置采用縮比?；恕叭A龍一號(hào)”安全殼和PCS,進(jìn)行了一系列PCS影響實(shí)驗(yàn)。

由于以往缺乏實(shí)驗(yàn)支持,在進(jìn)行“華龍一號(hào)”安全殼熱工水力行為分析中,往往采用已有經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式并對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化[6-8]。本文基于PANGU實(shí)驗(yàn)開(kāi)發(fā)了針對(duì)“華龍一號(hào)”的PCS數(shù)值計(jì)算模型,并將該模型與GOTHIC程序建立的“華龍一號(hào)”安全殼模型耦合,分析研究“華龍一號(hào)”核電廠主蒸汽管道破裂嚴(yán)重事故后安全殼內(nèi)熱工水力行為,通過(guò)安全殼溫度、壓力評(píng)估PCS的排熱能力。

1 分析方法及模型

1.1 計(jì)算程序

數(shù)值模擬計(jì)算采用了由美國(guó)電力研究設(shè)計(jì)院開(kāi)發(fā)的安全殼熱工水力計(jì)算分析專用程序GOTHIC[9]。GOTHIC程序在多年發(fā)展中不斷改進(jìn)物理模型,拓展程序功能,參與了若干國(guó)際基準(zhǔn)題項(xiàng)目,已成功應(yīng)用于多個(gè)核電廠的安全殼熱工水力響應(yīng)計(jì)算分析中[10-19]。

該程序基于有限體積法求解多組分、多相的質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程。程序的流體包括連續(xù)液體、液滴及水蒸氣-氣體混合物,在同一控制體內(nèi),這些流體處于熱力學(xué)非平衡狀態(tài),這樣程序可以模擬過(guò)冷液滴在飽和蒸汽中的降落。水蒸氣-氣體流場(chǎng)的氣體組分可以包含多達(dá)8種非凝性氣體。此外,GOTHIC程序還包含了大量的設(shè)備部件模型,如泵和風(fēng)機(jī)、閥門(mén)和門(mén)、熱交換器、爆破閥、噴淋管嘴、冷卻器和加熱器、氫氣復(fù)合器、氫氣點(diǎn)火器等。

1.2 PCS數(shù)值計(jì)算模型

1.2.1 PCS數(shù)值模擬方法

非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)主要關(guān)注的物理現(xiàn)象為氣體對(duì)流傳熱、蒸汽相變傳質(zhì)與傳熱、固體壁面導(dǎo)熱、水膜形成與傳熱等。采用GOTHIC程序模擬PCS時(shí),將換熱器等效為平板熱構(gòu)件,兩側(cè)分別為安全殼內(nèi)控制體(管外即殼側(cè))和外部水箱控制體(管內(nèi)即水側(cè)),如圖1所示。

圖1 PCS模擬示意Fig.1 Sketch of PCS modelling

PCS換熱器管內(nèi)傳熱過(guò)程的模擬采用GOTHIC程序自帶的關(guān)系式DIRECT,其對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算公式為：

H=Nu·k/d

(1)

式中：H為對(duì)流換熱系數(shù);Nu為努賽爾數(shù);k為流體熱導(dǎo)率;d為特征長(zhǎng)度即水力直徑。

PCS換熱器管外冷凝換熱系數(shù)采用實(shí)驗(yàn)關(guān)系式：

(2)

式中：hexp_c為實(shí)驗(yàn)管外換熱系數(shù);pt為混合氣體總壓;Ns為水蒸汽體積分?jǐn)?shù);Δtw為壁面過(guò)冷度;a為基于PANGU實(shí)驗(yàn)得到的修正系數(shù)。

1.2.2 PCS數(shù)值計(jì)算模型對(duì)比驗(yàn)證

選擇PANGU臺(tái)架若干實(shí)驗(yàn)算例與本文PCS計(jì)算模型結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。PANGU臺(tái)架采用了與“華龍一號(hào)”原型等比縮放的設(shè)計(jì),在設(shè)計(jì)過(guò)程中遵循了嚴(yán)格的?；治龉ぷ?。實(shí)驗(yàn)裝置盡可能真實(shí)地模擬蒸汽發(fā)生器、穩(wěn)壓器、換料水池、反應(yīng)堆壓力容器、環(huán)廊等重要隔間。實(shí)驗(yàn)裝置的隔間結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 安全殼綜合性能實(shí)驗(yàn)裝置模型Fig.2 Model of PANGU

根據(jù)PANGU實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu),采用GOTHIC程序建立了該裝置熱工水力計(jì)算模型。比對(duì)驗(yàn)證了典型實(shí)驗(yàn)工況：初始安全殼內(nèi)為1個(gè)大氣壓的空氣,飽和水蒸氣以一定速率注入隔間噴口。圖3給出PCS作用下實(shí)驗(yàn)安全殼內(nèi)壓力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比結(jié)果,誤差在10%以內(nèi),吻合較好。

圖3 PANGU安全殼內(nèi)壓力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.3 Pressure comparison of calculation and experiment

1.3 “華龍一號(hào)”安全殼數(shù)值計(jì)算模型

本文采用GOTHIC程序針對(duì)“華龍一號(hào)”安全殼建立了詳細(xì)的數(shù)值計(jì)算模型,如圖4所示。安全殼數(shù)值計(jì)算模型由多個(gè)流道連接的集總參數(shù)控制體組成。根據(jù)安全殼內(nèi)隔間的分布及連通情況,安全殼共劃分為142個(gè)控制體?？刂企w1代表反應(yīng)堆堆腔,控制體30代表卸壓箱隔間,控制體52代表波動(dòng)管隔間,控制體35和36代表堆腔注水冷卻系統(tǒng)(cavity injection and cooling system,CIS)水箱。其他控制體所對(duì)應(yīng)的房間名稱如表1所示,控制體143為雙層安全殼之間的環(huán)形空間。安全殼模型共定義了328個(gè)流道和356個(gè)熱構(gòu)件。

表1 HPR1000安全殼控制體對(duì)應(yīng)房間Table 1 Containment rooms v.s. nodalizaition number

圖4 HPR1000安全殼模型控制體劃分Fig.4 Nodalization of HPR1000 containment

2 初始和邊界條件

2.1 事故序列選取

對(duì)于核電廠安全殼熱工水力行為分析,一回路大破口失水事故(loss of coolant accident,LOCA)和主蒸汽管道破裂(main steam line break,MSLB)是導(dǎo)致安全殼極限工況的2種始發(fā)事件。由于MSLB事故的質(zhì)能釋放更大,因此本文選取以下典型嚴(yán)重事故序列開(kāi)展分析：始發(fā)事件為安全殼內(nèi)主蒸汽管道破裂(主蒸汽管道大破口)事故疊加主蒸汽隔離閥隔離失效,破口位于安全殼操作平臺(tái)以上,能動(dòng)安注均失效,安全殼噴淋系統(tǒng)失效。

2.2 質(zhì)能釋放源項(xiàng)

GOTHIC程序主要用于計(jì)算安全殼熱工水力相關(guān)問(wèn)題,不用于開(kāi)展核電廠一、二回路熱工水力計(jì)算分析,因而本文采用一體化嚴(yán)重事故計(jì)算分析程序?qū)?.1節(jié)中的嚴(yán)重事故序列開(kāi)展了計(jì)算,得到了水、水蒸氣和氫氣質(zhì)能釋放源項(xiàng),作為GOTHIC安全殼熱工水力模擬計(jì)算的邊界條件。圖5給出了MSLB事故的質(zhì)量流量釋放源項(xiàng)。

圖5 MSLB事故質(zhì)量流量釋放源項(xiàng)Fig.5 Mass flow rate source term of MSLB accident

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 安全殼內(nèi)溫度

圖6給出MSLB事故后安全殼大空間控制體溫度在72 h內(nèi)隨時(shí)間的變化曲線。圖6中MSLB質(zhì)能釋放前100 s內(nèi),最初20 s安全殼大空間各控制體溫度并不均勻,但隨著質(zhì)能釋放流量減小,各控制體溫度逐漸趨于均勻,峰值溫度均為200 ℃左右。主蒸汽管道破口處的質(zhì)能釋放結(jié)束后(如圖5所示),圖6中安全殼內(nèi)各控制體溫度已經(jīng)均勻一致了。3 000 s左右一回路壓力高導(dǎo)致卸壓箱爆破盤(pán)爆破,一回路冷卻劑以水、汽的形式再次向安全殼釋放,安全殼的溫度再次上升,并形成第2個(gè)溫度峰值。23 000 s后冷卻劑釋放逐漸減少,安全殼溫度不再快速上升。隨著CIS注入水蒸發(fā)后進(jìn)入安全殼,安全殼溫度小幅上升,但此時(shí)PCS已經(jīng)開(kāi)始運(yùn)行,安全殼溫度在計(jì)算結(jié)束時(shí)穩(wěn)定在112 ℃左右。

圖6 安全殼大空間控制體溫度Fig.6 Temperature of control volumes of containment upper space

圖7給出安全殼大空間垂直方向7個(gè)控制體溫度變化,控制體96、107、117、123、129、135、141標(biāo)高從+23 m到+62 m逐漸增加。圖中可看到控制體96溫度上升最快,且首先達(dá)到第1個(gè)峰值,這是因?yàn)橹髡羝瓶谫|(zhì)能釋放隔間在其正下方;而控制體107、117、123、129、135、141溫度依次稍有減小,但沒(méi)有明顯的溫度差距。圖8給出安全殼大空間+40 m同一高度上各控制體的溫度變化,其中控制體113、114、115溫度峰值較高,同樣是因?yàn)殡x質(zhì)能釋放隔間更近。

圖7 安全殼大空間豎直方向上7個(gè)控制體溫度Fig.7 Temperature of seven control volumes of containment upper space along vertical direction

圖8 全殼大空間+40 m高度上所有控制體溫度Fig.8 Temperature of control volumes of containment upper space upon +40 m

圖9給出主蒸汽管道破口質(zhì)能釋放隔間控制體85及其上方控制體96和其下方控制體69的溫度變化。在早期質(zhì)能釋放階段,釋放隔間控制體85及其上方控制體96溫度上升較快,而下方控制體69受影響較小。

圖9 主蒸汽破口釋放隔間及2個(gè)相鄰隔間溫度Fig.9 Temperature of compartment of steam line break and adjacent two compartments

圖10給出了安全殼0 m以下設(shè)備隔間的溫度曲線。從圖中可以看到,其早期最高溫度峰值約為175 ℃,各控制體溫度略有差異,且計(jì)算結(jié)束時(shí)溫度約為93 ℃,明顯低于上部大空間溫度。這是由于下部隔間與上部隔間流道較少,攪渾不均勻。該模擬計(jì)算分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致：圖11是PANGU臺(tái)架一個(gè)實(shí)驗(yàn)例,同樣可以看到下封頭溫度要明顯低于上部隔間溫度。

圖10 +0 m以下控制體溫度Fig.10 Temperature of control volumes below +0 m

圖11 PANGU臺(tái)架某實(shí)驗(yàn)例隔間溫度Fig.11 Temperature of different rooms of PANGU experiment

3.2 安全殼內(nèi)壓力

圖12給出了MSLB事故后安全殼大空間的壓力變化曲線。圖中可看到各控制體壓力始終一致。

圖12 安全殼大空間各控制體壓力Fig.12 Pressure of control volumes of containment upper space

當(dāng)主蒸汽管道破口的質(zhì)能釋放進(jìn)入安全殼后,產(chǎn)生第1個(gè)壓力峰值為460 kPa,小于“華龍一號(hào)”安全殼設(shè)計(jì)壓力520 kPa;破口質(zhì)能釋放結(jié)束后安全殼壓力下降,隨著卸壓箱爆破盤(pán)爆破,一回路冷卻劑釋放到安全殼中,產(chǎn)生第2個(gè)壓力峰值為370 kPa,仍小于“華龍一號(hào)”安全殼設(shè)計(jì)壓力520 kPa。此后,安全殼壓力在CIS注入冷水蒸發(fā)后再次上升,但由于PCS在安全殼壓力達(dá)到240 kPa后已經(jīng)啟動(dòng)運(yùn)行,長(zhǎng)期安全殼壓力被控制在330 kPa左右。

3.3 安全殼內(nèi)氣體分?jǐn)?shù)

圖13給出MSLB事故后安全殼大空間控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)變化曲線。圖13中可以看到,與溫度分布類似,在事故后100 s內(nèi)破口質(zhì)能釋放階段,各控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)早期有較大差異,但隨著破口質(zhì)能釋放減小,各控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)趨于一致。由此可見(jiàn)PCS的運(yùn)行未引起明顯的氣體分層。

圖13 安全殼大空間控制體水蒸氣體積分?jǐn)?shù)Fig.13 Steam volume fraction of containment upper space

圖14給出大空間控制體109和安全殼下部隔間控制體8的水蒸氣分?jǐn)?shù)對(duì)比,可以看到下部隔間水蒸氣分?jǐn)?shù)要遠(yuǎn)低于上部大空間。該現(xiàn)象和安全殼溫度計(jì)算結(jié)果類似,同樣是因?yàn)橄虏扛糸g未能與上部隔間充分?jǐn)嚋啞?/p>

圖14 安全殼大空間和下部隔間水蒸氣分?jǐn)?shù)對(duì)比Fig.14 Steam volume fraction comparison of upper and lower compartments

圖15給出MSLB嚴(yán)重事故后安全殼大空間控制體的氫氣體積分?jǐn)?shù)。從圖中可以看到所有控制體的氫氣分?jǐn)?shù)是一致均勻的。由于計(jì)算中沒(méi)有設(shè)置氫氣復(fù)合器,氫氣體積分?jǐn)?shù)不斷上升,在72 h計(jì)算結(jié)束時(shí)體積分?jǐn)?shù)達(dá)到3.3%左右,低于氫氣燃爆限值。

圖15 安全殼大空間各控制體氫氣體積分?jǐn)?shù)Fig.15 Hydrogen volume fraction of containment upper space

3.4 PCS排熱能力

圖16給出了衰變熱和3列PCS的排熱總功率。PCS啟動(dòng)后,由于來(lái)自主蒸汽管道破口的質(zhì)能釋放較大,安全殼內(nèi)溫度、壓力迅速升高,PCS的排熱功率也隨之增加;破口的質(zhì)能釋放減少后,安全殼內(nèi)的溫度、壓力下降,PCS的排熱功率也開(kāi)始下降。3 000 s左右,來(lái)自一回路冷卻劑的質(zhì)能釋放再次使安全殼溫度、壓力上升,PCS排熱功率再次快速上升;當(dāng)冷卻劑釋放逐漸減少后,PCS排熱功率又再次下降。隨著PCS運(yùn)行,PCS回路內(nèi)水溫越來(lái)越高,PCS排熱能力持續(xù)下降。90 000 s左右,PCS水箱溫度達(dá)到飽和溫度,PCS排熱功率在此后基本保持恒定。圖16可以看到,90 000 s后PCS排熱功率和衰變熱功率逐漸趨于相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)。

圖16 衰變熱和PCS總功率Fig.16 Decay heat and PCS power

4 結(jié)論

1)“華龍一號(hào)”核電廠MSLB嚴(yán)重事故后,安全殼溫度和水蒸氣濃度有一小段時(shí)間不均勻,但隨著質(zhì)能釋放減少,溫度、水蒸氣濃度逐漸均勻,未對(duì)后期PCS排熱造成影響,且PCS運(yùn)行未對(duì)溫度、水蒸氣濃度分布造成明顯影響;氫氣體積分?jǐn)?shù)始終是均勻一致的。

2)“華龍一號(hào)”P(pán)CS具有足夠的排熱能力,可以確保安全殼壓力低于設(shè)計(jì)壓力520 kPa,且具有足夠的裕量。

值得注意的是,當(dāng)氫氣復(fù)合器自動(dòng)投入后,可能向安全殼釋放能量且造成氫氣分布一定程度的不均勻,后續(xù)應(yīng)在模型中增加氫氣復(fù)合器模型,以更全面地評(píng)估PCS運(yùn)行和氫氣復(fù)合器運(yùn)行下安全殼熱工水力行為。