盛美玲,張 欣,梁 瀟,丘錦萌

(華龍國際核電技術有限公司,北京 100036)

先進輕水堆的發(fā)展方向之一是采用非能動設計理念,即安全系統(tǒng)采用簡化的非能動系統(tǒng),核蒸汽供應系統(tǒng)則為成熟的三代壓水堆工程設計,這種簡化的安全系統(tǒng)配置和成熟的核蒸汽供應系統(tǒng)設計帶來的經(jīng)濟效益是很可觀的[1]。

現(xiàn)有華龍一號機組安全系統(tǒng)主要采用能動+非能動的設計理念,應對設計基準事故主要采用能動的專設安全系統(tǒng),如安全注入系統(tǒng)、安全殼噴淋系統(tǒng)、應急給水系統(tǒng)等[2-4]。隨著華龍一號機組的工程推進,相關研發(fā)機構(gòu)也開展了不少提升華龍一號安全性和經(jīng)濟性的相關研究,如安注箱注入特性優(yōu)化研究[5]、場外應急優(yōu)化研究[6]、反應堆及一回路系統(tǒng)設計優(yōu)化改進[7]、核電廠的輻射防護最優(yōu)化設計[8]、非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)管道布置優(yōu)化分析[9]、華龍一號核電項目工期優(yōu)化方案研究[10]、核電廠防火設計優(yōu)化經(jīng)驗總結(jié)[11]。上述優(yōu)化研究主要針對工程項目已有系統(tǒng)和設備開展的研究,而采用能動安全系統(tǒng)的配置仍有較大的經(jīng)濟性提升需求,優(yōu)化方向之一是采用非能動安全系統(tǒng)的配置,即利用非能動安全注入系統(tǒng)、非能動余熱排出系統(tǒng)、非能動安全殼熱量導出系統(tǒng),配合一回路主動卸壓系統(tǒng)和二次側(cè)蒸汽排大氣系統(tǒng)應對設計基準事故。這種優(yōu)化改進不僅減少了能動設施,也簡化了事故應對的操作和控制邏輯,提高了事故緩解的可靠性。

現(xiàn)有華龍一號機組采用了雙層混凝土安全殼,應對設計擴展工況的安全殼熱量導出冷卻方式之一是采用非能動系統(tǒng)配置,在安全殼內(nèi)設置換熱器,安全殼外布置高位換熱水箱作為熱阱,在設計擴展工況下通過非能動自然循環(huán)模式導出安全殼熱量[12]。華龍一號機組的非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)用于應對設計擴展工況,且已開展充分的理論分析、性能研究、實驗驗證和工程示范應用[13-18]。

華龍一號安全系統(tǒng)持續(xù)改進與優(yōu)化創(chuàng)新方案之一是將非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)應對設計基準事故,取消能動的專設安全系統(tǒng)即安全殼噴淋系統(tǒng)。與嚴重事故相比,設計基準事故工況下安全殼內(nèi)的溫度更低、蒸汽冷凝換熱系數(shù)更小,因此現(xiàn)有的非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)在設計基準事故工況下的導熱功率較小。為了能夠在設計基準事故工況下導出更多的熱量,則需要提高非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的換熱性能,如增加安全殼內(nèi)換熱器的換熱面積或換熱器數(shù)量,但這種解決思路在現(xiàn)有布置方案中很難實現(xiàn),會導致安全殼布置空間要求大幅增加,反而進一步導致設計基準事故工況下?lián)Q熱條件的惡化,不利于安全殼熱量的導出。

目前,國內(nèi)正在開展大量非能動系統(tǒng)研究,尤其是非能動系統(tǒng)應對設計基準事故的研究,但采用冰室作為安全殼內(nèi)的非能動熱阱的方式尚沒有相關研究和應用。為保證在設計基準事故工況下非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的容量需求與反應堆廠房布置空間的合理性,并確保安全殼內(nèi)熱量的有效導出,本文研究設計安全殼非能動熱阱系統(tǒng),采用安全殼內(nèi)布置非能動熱阱冰室的手段來吸收設計基準事故下安全殼內(nèi)的部分熱量,平衡現(xiàn)有非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)在應對設計基準工況時的換熱性能下降而無法導出的熱量,保證安全殼熱量導出的容量需求,維持事故工況下安全殼內(nèi)的溫度和壓力在安全限值內(nèi)以及持續(xù)地將堆芯余熱導出到安全殼外。

1 系統(tǒng)方案

安全殼非能動熱阱系統(tǒng)主要通過反應堆廠房的合理布置,將反應堆冷卻劑系統(tǒng)所含高能介質(zhì)區(qū)域和其他非高能區(qū)域設置成兩類隔間,兩類隔間由布置有冰塊的冰室隔間連通。在機組正常運行期間各隔間相互獨立,事故工況下通過壓差開啟冰室隔間,連通各區(qū)域,通過高溫蒸汽流過冰室隔間實現(xiàn)對安全殼的降溫降壓。其中,冰室隔間內(nèi)設置了分層布局的冰桶架,冰桶架上安裝了可更換的冰桶籃,每個冰桶籃內(nèi)存放著隨機配比的各種形狀的冰塊(立方體、長方體、球形、橢球形、環(huán)球形等),在每層冰桶架周圍設置了融化后冰水的收集槽,冰桶籃之間設置間隔通道以便高溫蒸汽通過。

在反應堆正常運行期間,冰室隔間溫度維持在-10～-7 ℃,由冷水機組維持低溫狀態(tài),冰室隔間的入口和出口均處于關閉狀態(tài)。在設計基準事故期間,如失水事故(LOCA),安全殼內(nèi)高能介質(zhì)所覆蓋區(qū)域溫度、壓力升高,當安全殼內(nèi)不同隔間的壓差達到一定值時,冰室隔間的入口打開,非能動熱阱系統(tǒng)開始啟動,安全殼內(nèi)尤其是一回路設備隔間內(nèi)的高溫蒸汽和不可凝氣體流入冰室隔間,沿冰室隔間的豎直通道向上流動,并被冰室隔間內(nèi)的冰塊冷卻。冰室隔間內(nèi)的冰塊融化,融化后的冰水通過重力向下流動,流出冰室隔間,進一步流入內(nèi)置換料水箱或一回路設備隔間。經(jīng)過冰室冷卻后的蒸汽和不可凝氣體通過冰室隔間的出口排放至安全殼其他空間,在冰室隔間內(nèi)所有冰塊融化后,堆芯余熱繼續(xù)由非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的換熱器導出安全殼。

冰塊中含有硼酸晶體,在事故后溶解進入水中,進而流入內(nèi)置換料水箱或反應堆冷卻劑系統(tǒng),以降低反應堆堆芯反應性。同時,冰室隔間融化的含硼水可補充事故后安全殼內(nèi)的滯留損失水量和回流損失水量,以減少對非能動安全注入系統(tǒng)內(nèi)置換料水箱的容量要求。

考慮到有充足的時間進入安全停堆狀態(tài),在喪失能動的冷水機組系統(tǒng)后,保溫層能夠維持冰室隔間的冰塊在7天內(nèi)不會融化。

根據(jù)上述功能和運行要求,安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的整體示意圖如圖1所示。安全殼非能動熱阱系統(tǒng)主要由冰室隔間、冷水機組、冷凍水泵、相關閥門和管線等組成,冷水機組主要由蒸發(fā)器、風冷冷凝器、壓縮機、節(jié)流閥等組成。冰室隔間需設置合理的保溫層,降低能量損失。

圖1 安全殼非能動熱阱系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of containment passive heat sink system

2 系統(tǒng)容量研究

安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的設計目標是:在發(fā)生設計基準事故工況下,采用安全殼非能動熱阱系統(tǒng)和安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱吸收一部分安全殼內(nèi)熱量,并配合非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)將安全殼內(nèi)其他熱量導出至安全殼外,保證安全殼內(nèi)的溫度、壓力在安全限值以下,確保安全殼的完整性。因此,需要研究安全殼非能動熱阱系統(tǒng)冰室的吸熱性能和冰塊容量確保滿足安全要求,同時為冷水機組參數(shù)的確定以及反應堆廠房內(nèi)的布置提供輸入,確保安全殼非能動熱阱系統(tǒng)合理可行。

為保證設計基準事故下安全殼內(nèi)溫度、壓力在安全限值內(nèi),基于現(xiàn)有華龍一號的堆芯衰變熱曲線、非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)和安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱的吸熱功率水平,可以明確設計基準事故工況下需要冰塊吸取的堆芯衰變熱,以便明確冰塊的總?cè)萘俊０踩珰し悄軇訜嶷逑到y(tǒng)冰室的吸熱功率主要取決于冰塊的融化速率和非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的換熱性能,冰塊的融化速率與冰室結(jié)構(gòu)、布置位置、事故后蒸汽流量、蒸汽溫度、蒸汽分壓、不凝結(jié)氣體含量等相關。根據(jù)布置方案和冰室隔間內(nèi)冰塊的布置結(jié)構(gòu),分析事故工況下冰塊的吸熱功率隨時間的變化,可以明確安全殼非能動熱阱系統(tǒng)在配合現(xiàn)有華龍一號非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的配置情況下,保證設計基準事故工況下安全殼的溫度、壓力不超過限值。根據(jù)安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的冰塊容量和冰室隔間布置方案及保溫要求、低溫維持狀態(tài),計算保溫層要求、冷水機組的功率和耗電量。

2.1 冰塊容量研究

發(fā)生設計基準事故后,安全殼非能動熱阱系統(tǒng)將安全殼內(nèi)的蒸汽冷卻,冰塊融化吸熱,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)利用布置在安全殼內(nèi)的換熱器進行導熱,并考慮安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱的吸熱,上述3個部分的吸熱、導熱能力與事故后反應堆堆芯向安全殼內(nèi)釋放的熱量,形成熱量平衡關系。

ΦDe=Φsink+Φice+ΦPCS

(1)

其中:ΦDe為堆芯衰變熱,堆芯衰變熱曲線如圖2所示;Φsink為安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱的吸熱功率,MW;Φice為冰塊的吸熱功率,MW;ΦPCS為非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)換熱功率,MW。根據(jù)工程經(jīng)驗,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)在設計基準事故下(安全殼內(nèi)溫度約為120 ℃)兩相穩(wěn)定運行階段的換熱功率ΦPCS為3.3 MW,事故后長期階段安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱的吸熱功率Φsink取包絡值為8 MW。

圖2 堆芯衰變熱曲線Fig.2 Core decay heat curve

安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的主要功能是吸收安全殼內(nèi)的熱量,保證安全殼內(nèi)的溫度、壓力在安全限值以下,而安全殼溫度和壓力的分析要有足夠的持續(xù)時間,尤其是產(chǎn)生最大安全殼峰值壓力的工況,需要驗證事故期間24 h內(nèi)的過程[19]。因此,在對冰室進行性能分析時至少考慮到事故后24 h以上。

(2)

其中:Qice為事故后24 h內(nèi)累計吸收熱量,MJ;τ為事故后持續(xù)時間,s。

根據(jù)堆芯衰變熱曲線和現(xiàn)有華龍一號非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)在設計基準工況下穩(wěn)定運行階段的導熱能力、事故后長期階段安全殼內(nèi)結(jié)構(gòu)熱阱的吸熱水平,可以保守計算得到所需冰室隔間內(nèi)冰塊的累積吸收熱量Qice為1.3×106MJ。冰塊累積吸收熱量主要由冰塊升溫吸收的顯熱、冰塊融化吸收的融化潛熱、冰塊融化后水升溫到安全殼大氣溫度吸收的顯熱組成:

Qice=micecp_ice(Tice_w-T0)+

miceLf_ice+micecp_w(Tcon-Tice_w)

(3)

其中:mice為冰塊總質(zhì)量,kg;cp_ice為冰的比定壓熱容,2.09 kJ/(kg·℃);Tice_w為冰水混合物溫度,取0 ℃;T0為冰塊初始溫度,取-10 ℃;Lf_ice為冰的融化潛熱,334 kJ/kg;cp_w為水的比定壓熱容,取4.2 kJ/(kg·℃);Tcon為事故后安全殼內(nèi)環(huán)境溫度,取120 ℃。

聯(lián)合式(2)、(3)求得冰塊的理論存放量為mice=1.68×106kg。

在采用冰塊吸熱來控制安全殼內(nèi)溫度和壓力時,需要與安全殼非能動熱量導出系統(tǒng)換熱器的設備配置、冰室布置等進行耦合計算,控制合理的冰融化速率保證安全殼內(nèi)溫度、壓力處于合理的區(qū)間范圍。

2.2 冷水機組性能參數(shù)

冰室隔間在電站正常運行期間處于備用狀態(tài),由冷水機組間斷式運行期間保持低溫狀態(tài)。因為冷水機組為非安全級設計,因此需要考慮在喪失能動的冷水機組系統(tǒng)后,保溫層能夠維持冰室隔間的冰塊7天內(nèi)不會融化,以具備較高的安全性,因此需要在冰室隔間外設置保溫層。保溫層的厚度取決于冰室的傳熱面積、環(huán)境溫度、保溫材料的導熱系數(shù)等因素。

KiceAice(Tcon-Tice)τ≤cp_icemice(Tice_w-T0)

(4)

Kice=1/(1/hice+δ/λ+1/hcon)

(5)

其中:Kice為冰室隔間向安全殼環(huán)境的總體傳熱系數(shù),W/(m2·K);Aice為冰室隔間向安全殼環(huán)境散熱的總等效面積,m2;Tcon為機組正常運行期間的安全殼環(huán)境溫度,取38 ℃;Tice為冰室隔間環(huán)境溫度,取-10 ℃;τ為冷水機組喪失后持續(xù)時間,取7天即6.048×105s;hice為冰室隔間內(nèi)壁面對流換熱系數(shù),取20 W/(m2·K);δ為保溫層厚度,m;λ為保溫材料導熱系數(shù),W/(m·K);hcon為冰室隔間外壁面對流換熱系數(shù),取9.1 W/(m2·K)。

根據(jù)冰室隔間布置位置和冰室容量進行初步估算,得到冰室整體的有效傳熱面積為1 448 m2;環(huán)境溫度考慮反應堆廠房內(nèi)功率運行期間的最高溫度38 ℃;為保證7天內(nèi)冰室不融化,根據(jù)式(4)計算求得Kice≤0.835 W/(m2·K);保溫材料選取工業(yè)成熟的發(fā)泡聚氨酯材料,導熱系數(shù)為0.024 W/(m·K),計算得到保溫層的厚度為25 mm,即可滿足冰室隔間的保溫要求[20-21]。

安全殼非能動熱阱系統(tǒng)在反應堆正常運行期間,冰室隔間溫度維持在-10～-7 ℃,由冷水機組維持低溫狀態(tài),冷水機組的負荷主要是冰室隔間通過保溫層與安全殼內(nèi)空間產(chǎn)生的傳熱。采用25 mm厚的發(fā)泡聚氨酯保溫層,冰室隔間與安全殼內(nèi)空間的傳熱系數(shù)為0.835 W/(m2·K),環(huán)境溫度考慮反應堆廠房內(nèi)功率運行期間的最高溫度38 ℃,冰室內(nèi)冰塊溫度考慮最低溫度-10 ℃,計算得到為了維持冰室內(nèi)溫度狀態(tài),需要62 kW的冷水機組持續(xù)運行[22-23]。

根據(jù)冷水機組的功率以及常規(guī)冷機的綜合制冷系數(shù)(COP值),計算非能動熱阱系統(tǒng)冷水機組的耗電量。COP值選取3,冷水機組1 a的耗電量為1.81×105kW·h。類比于廣州市建筑面積3 450 m2的11層框架結(jié)構(gòu)居住建筑,層高3.6 m,夏季室溫設定26 ℃,冬季室溫設定18 ℃,外窗遮陽系數(shù)均為0.75,在不同體型系數(shù)下的空調(diào)年耗電量約為1.42×105kW·h[24]。因此安全殼非能動熱阱系統(tǒng)需要的冷水機組全年耗電量較低,市場上此類設備配套成熟,運行安全可靠。

2.3 布置方案研究

采用冰室作為安全殼非能動熱阱,依賴冰塊融化進行大量吸熱,冰室隔間需要布置在反應堆廠房內(nèi),且便于事故后的高溫、高壓氣體流過冰室隔間。冰室隔間的四周需預留一定通道,以便布置保溫層。

由于事故后峰值壓力、非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的換熱性能均與反應堆廠房尺寸相關,為保證反應堆廠房盡量緊湊和非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的換熱性能,安全殼非能動熱阱系統(tǒng)除冰室隔間外,冷水機組、冷凍水泵以及相關的閥門均布置在反應堆廠房外,如布置在核輔助廠房。

華龍一號安全系統(tǒng)優(yōu)化方案采用非能動安全注入系統(tǒng)執(zhí)行事故后的非能動注入功能,內(nèi)置換料水箱的容積需滿足事故要求和換料用水,根據(jù)定容分析計算,容積在2 000 m3以上。非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)在安全殼內(nèi)布置幾組換熱器。冰室隔間內(nèi)冰塊重量為1 680 t,考慮冰室上、下部操作空間,冰室隔間的總?cè)莘e在3 000 m3以上。安全殼非能動熱阱系統(tǒng)冰室隔間的布置空間受上述因素限制,基于現(xiàn)有華龍一號反應堆廠房的布局,具體布置圖如圖3所示。

基于現(xiàn)有華龍一號反應堆廠房的合理布局,可以保證高能介質(zhì)區(qū)域隔間、非高能介質(zhì)區(qū)域隔間和冰室隔間的合理布置,滿足安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的功能要求,配合現(xiàn)有華龍一號非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的容量,可以保證設計基準事故工況下維持安全殼溫度、壓力在安全限值內(nèi)和事故后持續(xù)導出堆芯余熱到安全殼外。

3 安全功能容量論證

結(jié)合現(xiàn)有華龍一號的廠房布置和非能動的安全系統(tǒng)設備容量配置,通過安全殼熱工分析軟件建立安全殼熱工水力分析模型,開展安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的安全性能評估和容量論證。本文重點分析在現(xiàn)有華龍一號機組布置方案下,僅配置非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)和配置非能動熱阱系統(tǒng)兩種方案。根據(jù)核電廠安全分析相關要求,需要選取最惡劣工況作為包絡工況開展安全功能容量論證,對于設計基準事故工況下安全殼溫度、壓力響應而言,大LOCA是壓水堆核電站的最惡劣工況,因此本文重點分析大LOCA工況下安全殼內(nèi)溫度、壓力隨時間的變化,分析評估不同方案下的安全系統(tǒng)配置能否滿足要求。

根據(jù)安全殼熱工水力分析需要,對于僅配置現(xiàn)有非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的布置方案,安全殼內(nèi)設置了15個隔間模塊;配置安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的布置優(yōu)化后,安全殼內(nèi)設置為6個隔間模塊,其中隔間示意圖詳見圖3的隔間序號及名稱,兩種配置方案的各隔間模塊的名稱及體積列于表1、2。

表1 配置非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的隔間模塊Table 1 Compartment module of passive containment cooling system

表2 配置安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的隔間模塊Table 2 Compartment module of containment passive heat sink system

現(xiàn)有華龍一號反應堆冷卻劑系統(tǒng)水裝量為212 000 kg。其他重要邊界條件參數(shù)主要包括非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的熱交換器和冰室隔間相關參數(shù),如表3所列。

表3 安全功能容量論證其他重要邊界參數(shù)Table 3 Other important boundary parameters for safety function capacity demonstrate

本文通過安全殼熱工分析軟件模擬分析發(fā)生大LOCA工況的安全殼溫度、壓力響應情況,共設置了4種工況:1) 工況1,現(xiàn)有華龍一號安全殼配置方案,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)不啟動;2) 工況2,現(xiàn)有華龍一號安全殼配置方案,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)啟動;3) 工況3,配置安全殼非能動熱阱方案,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)不啟動;4) 工況4,配置安全殼非能動熱阱方案,非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)啟動。

根據(jù)模擬計算,4種工況的安全殼溫度、壓力隨時間的變化如圖4所示。

圖4 不同工況下安全殼溫度和壓力隨時間的變化Fig.4 Variation of containment temperature and pressure with time under different cases

現(xiàn)有華龍一號安全殼的設計壓力為0.52 MPa(絕對壓力),極限承載的安全殼破損壓力取0.7 MPa(絕對壓力)。通過安全殼熱工分析可以看出,在未啟動非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)時(工況1、3),因為安全殼熱量無法順利導出到安全殼外,導致安全殼最終超過極限承載而破損。計算結(jié)果表明:現(xiàn)有華龍一號的系統(tǒng)配置方案在未啟動非能動熱量導出系統(tǒng)時事故后約14.85 h安全殼破損;采用安全殼非能動熱阱配置方案后,事故后24 h安全殼壓力達到0.276 MPa(絕對壓力),超過設計基準事故工況下24 h后安全殼壓力低于設計壓力一半(即0.26 MPa(絕對壓力))的限值要求,并在事故后約41.85 h安全殼破損。通過工況1、3對比表明,如果不配置或不啟動安全殼熱量導出系統(tǒng),安全殼內(nèi)設置非能動熱阱系統(tǒng)僅能延后安全殼破損的時間,無法緩解安全殼超壓的風險。

工況2計算結(jié)果表明,現(xiàn)有華龍一號非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)啟動情況下,事故后24 h安全殼壓力達到0.51 MPa(絕對壓力),在事故后約31.6 h達到安全殼壓力峰值0.519 8 MPa(絕對壓力),雖然未超過安全殼的設計壓力,但無法滿足應對設計基準事故的限值要求。工況4計算結(jié)果表明:通過合理的冰室隔間設計,在設計基準事故工況下,安全殼的溫度和壓力都能控制在較低水平,從事故后0.75 h開始安全殼壓力緩慢上升,在事故后24 h安全殼壓力達到0.194 MPa(絕對壓力),隨著冰的持續(xù)融化和非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的持續(xù)導熱,事故后約40.9 h達到壓力峰值0.259 MPa(絕對壓力),仍低于安全殼設計壓力一半。后續(xù)隨著非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的持續(xù)運行,安全殼壓力緩慢下降,保證了安全殼的完整性,同時安全殼內(nèi)的溫度也維持在110 ℃左右。

通過上述4種工況的計算分析表明,僅靠現(xiàn)有華龍一號的非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)雖能維持安全殼壓力不超過設計壓力限值,但無法滿足應對設計基準事故的安全要求。僅設置非能動熱阱冰室隔間雖能在設計基準事故工況下維持事故后24 h內(nèi)的安全殼壓力處于較低水平,但無法長期導出安全殼熱量,最終仍會導致安全殼破損。在現(xiàn)有華龍一號非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的基礎上增加非能動熱阱系統(tǒng)冰室隔間,通過合理的冰室隔間布置,可在設計基準事故工況下有效控制安全殼內(nèi)的溫度和壓力,保證安全殼的完整性。

4 結(jié)論

針對現(xiàn)有華龍一號機組的非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)性能無法滿足設計基準事故工況下的安全要求,本文研發(fā)設計出一套安全殼非能動熱阱系統(tǒng),用于設計基準事故后安全殼內(nèi)吸收熱量,降低安全殼內(nèi)的溫度和壓力。采用冰室作為非能動熱阱,工藝系統(tǒng)簡單,吸熱效果顯著,增加了設計基準事故熱阱的多樣性。

基于現(xiàn)有華龍一號的反應堆廠房布置格局和非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)的設備性能,完成了應對設計基準事故時所需的安全殼非能動熱阱系統(tǒng)的容量要求分析,通過熱量平衡計算,進行了冰室容量分析、冷水機組性能計算,并基于現(xiàn)有華龍一號的配置方案和新提出的非能動熱阱系統(tǒng)配置方案,開展了不同組合工況下大LOCA的安全功能論證。計算結(jié)果表明,本文提出的安全殼非能動熱阱配置方案能滿足應對設計基準事故的功能要求。

基于現(xiàn)有華龍一號機組的成熟技術特征,采用冰室作為安全殼非能動熱阱系統(tǒng),并配合非能動安全殼熱量導出系統(tǒng),在設計基準事故下冷卻安全殼是可行的。未來可應用到實際工程中,但在機組研發(fā)和方案設計階段,仍需開展大量的研究工作,尤其是詳細的系統(tǒng)設計、安全分析、成熟技術和先進理念的平衡設計評估等。