胡魚旺,郭樹生,李德睿,張 偉,帥劍云

(中廣核研究院有限公司,廣東 深圳 518026)

近年來,小型壓水堆成為國內(nèi)外核能領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)[1],為實(shí)現(xiàn)安全殼小型化,保證LOCA事故工況下快速抑制安全殼內(nèi)短期壓力峰值,小型堆主要采用非能動抑壓技術(shù)方案。安全殼抑壓系統(tǒng)研發(fā)過程中存在一些特殊的熱工水力現(xiàn)象,如抑壓管進(jìn)出口蒸汽冷凝沖擊現(xiàn)象。針對該特殊熱工水力現(xiàn)象,需進(jìn)行瞬態(tài)載荷建模分析計算。

抑壓管進(jìn)出口蒸汽冷凝沖擊現(xiàn)象的示意圖如圖1所示。正常運(yùn)行工況下,安全殼抑壓系統(tǒng)處于備用狀態(tài),抑壓管的兩端將安全殼干井與抑壓池水空間連通。破口類事故工況下,噴放至安全殼干井的高能介質(zhì)通過壓差經(jīng)抑壓管進(jìn)入抑壓池水空間進(jìn)行冷凝,不可凝氣體進(jìn)入抑壓池氣空間,達(dá)到快速抑制安全殼壓力峰值的目的。在抑壓過程中,未充分冷凝的介質(zhì)將在抑壓管和抑壓池水空間內(nèi)形成汽泡,汽泡湮滅過程中將產(chǎn)生較大的沖擊載荷,對抑壓管和抑壓池內(nèi)部結(jié)構(gòu)和設(shè)備造成沖擊破壞,影響系統(tǒng)正常運(yùn)行。

圖1 抑壓管進(jìn)出口蒸汽冷凝沖擊現(xiàn)象示意圖

針對蒸汽直接接觸冷凝和冷凝模型,國內(nèi)外學(xué)者做過大量研究工作。上世紀(jì)70年代美國學(xué)者Kerney等[2]研究了過冷水中的蒸汽射流凝結(jié)現(xiàn)象,對射流汽羽做了相關(guān)研究;韓國學(xué)者Chun等[3]采用可視化方法研究了蒸汽淹沒射流直接接觸冷凝的流型;鹿來運(yùn)等[4]采用數(shù)值模擬方法建立換熱器冷凝模型并模擬了相關(guān)流型。馬在勇等[5]研究了事故工況下補(bǔ)水箱內(nèi)可發(fā)生的直接接觸冷凝過程并建立了針對性的冷凝傳熱計算方法;劉海強(qiáng)等[6]對安全殼抑壓系統(tǒng)內(nèi)豎直向下浸沒式蒸汽直接接觸冷凝的流型做了相關(guān)研究;王高宇等[7]模擬了應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)過冷的安注水注入冷管段的過程,安注水與管道內(nèi)的蒸汽發(fā)生直接接觸冷凝會導(dǎo)致溫度波動及壓力振蕩;閆良等[8]采用數(shù)值模擬方法研究了蒸汽直接噴射冷凝過程兩相流特征的變化規(guī)律;研究表明,蒸汽噴放流域內(nèi)壓力波動周期隨過冷水溫度升高而降低[9]。針對不可凝氣體的影響,李海波等[10]通過二維軸對稱數(shù)值模型研究了空氣等不凝性氣體對蒸汽射流與過冷水直接接觸冷凝行為和傳熱特性的影響;研究發(fā)現(xiàn),空氣的存在會增加蒸汽射流的擴(kuò)散程度[11]。

本研究基于熱工水力系統(tǒng)分析軟件LOCUST,對安全殼抑壓系統(tǒng)內(nèi)抑壓管進(jìn)出口蒸汽直接接觸冷凝沖擊現(xiàn)象開展了研究。

1 系統(tǒng)建模

小型堆安全殼抑壓系統(tǒng)包含L型抑壓管、豎直型抑壓管、抑壓池水空間和抑壓池氣空間等部件,采用系統(tǒng)程序LOCUST對該系統(tǒng)進(jìn)行建模。

1.1 抑壓管建模

抑壓管包含L型抑壓管及豎直型抑壓管結(jié)構(gòu),兩種類型抑壓管在水面以下的部分是一致的,L型抑壓管的入口高于水空間的液位,因此只允許水蒸氣及不可凝氣體進(jìn)入,而豎直型抑壓管允許水的汽液兩相混合物及不可凝氣體進(jìn)入。

初態(tài)下,L型抑壓管內(nèi)位于抑壓水池自由液面以上的部分充滿不可凝氣體空氣,這部分空氣對系統(tǒng)長時間運(yùn)行的計算影響很小,可以忽略,因此兩種抑壓管采用相同的建模方式,建模節(jié)點(diǎn)圖如圖2所示。

圖2 抑壓管建模節(jié)點(diǎn)圖

1.2 抑壓系統(tǒng)建模

考慮到抑壓系統(tǒng)的對稱性,為合理減少計算量,本研究對完整系統(tǒng)的一半進(jìn)行建模,包括一半的抑壓池(水空間及氣空間)、1個L型抑壓管及2個豎直型抑壓管。此外考慮了抑壓系統(tǒng)幾何布置的不規(guī)則性,將水空間按照抑壓管的分布情況分為三個區(qū)域,具體如圖3所示。L型抑壓管與水空間區(qū)域A相連,豎直型抑壓管分別與水空間區(qū)域B和C相連。

圖3 抑壓系統(tǒng)截面圖

抑壓池環(huán)形氣空間與水空間區(qū)域A相連,環(huán)形氣空間通過連接管與角空間相連,連接管內(nèi)置爆破膜,兩側(cè)壓差高于爆破壓力時,環(huán)形氣空間與角空間連通,抑壓池氣空間體積增大,可以容納更多的不可凝氣體。抑壓系統(tǒng)的建模節(jié)點(diǎn)圖如圖4所示,綜合考慮抑壓池體積大、形狀不規(guī)則以及抑壓管出口布置形式,將抑壓池水空間分別沿水平和垂直方向進(jìn)行分層,水平方向上相鄰區(qū)域采用多接管部件相連,垂直方向分為三層,其中中間區(qū)域與抑壓管兩側(cè)出口相連,底部區(qū)域與抑壓管底部出口相連。由于環(huán)形氣空間與水空間A和兩個角空間連接管三個部件相連,因此采用分支部件模擬來簡化建模。連接管、角空間均采用單一控制體模擬,連接管與角空間采用觸發(fā)閥相連,以此模擬連接管內(nèi)的爆破膜。

圖4 抑壓系統(tǒng)建模節(jié)點(diǎn)圖

2 抑壓系統(tǒng)計算

基于上述建模,對安全殼抑壓系統(tǒng)開展瞬態(tài)計算,考慮了波動管破口及噴淋管破口兩種事故工況,并研究了不可凝氣體對抑壓系統(tǒng)瞬態(tài)特性的影響。

2.1 邊界條件

如上所述,抑壓系統(tǒng)內(nèi)的抑壓管分別為L型和豎直型,幾何結(jié)構(gòu)直接影響了入口流體的狀態(tài),L型抑壓管僅允許水蒸氣及空氣進(jìn)入,因此入口流體僅包含氣相,而豎直型抑壓管入口流體包含氣液兩相。兩種事故工況下,L型抑壓管入口流量如圖5所示。500 s之前,L型抑壓管的流量在波動管破口事故下更大,而500 s之后,在噴淋管破口事故工況下流量更大且變化更劇烈。

圖5 L型抑壓管入口流量

豎直型抑壓管入口流量情況如圖6所示,其流量變化情況相較于L型抑壓管更為劇烈。500 s之前,豎直型抑壓管入口液相及氣相流量,在波動管破口事故工況下變化更劇烈;500 s之后,豎直型抑壓管幾乎都沒有液相水進(jìn)入,而氣相流量的變化情況在噴淋管破口事故下更為劇烈。

2.2 典型事故工況計算

對波動管破口事故、噴淋管破口事故兩組典型事故工況下抑壓系統(tǒng)的瞬態(tài)特性開展模擬,通過計算可以得到事故發(fā)生后半小時內(nèi)安全殼抑壓系統(tǒng)內(nèi)不同部件、位置處,溫度、壓力、流量、含氣率等參數(shù)隨時間的變化情況。抑壓管內(nèi)壓力的變化情況如圖7所示。

圖7 典型事故工況下抑壓管內(nèi)壓力變化

可以看出,破口事故發(fā)生后,隨著水蒸氣進(jìn)入抑壓系統(tǒng),抑壓管內(nèi)壓力波動較為劇烈。事故初期約100s之內(nèi),氣相流量較大時,抑壓管內(nèi)壓力波動較弱,如波動管破口事故及噴淋管破口事故下的L型抑壓管;氣相流量較小時,抑壓管內(nèi)壓力振蕩更為劇烈,噴淋管破口事故工況下,豎直型抑壓管內(nèi)的壓力振蕩相對更為劇烈。事故發(fā)生后半小時內(nèi),抑壓管內(nèi)壓力變化范圍基本在0.05～0.3 MPa之間,從工程應(yīng)用的角度出發(fā)較為安全。

波動管破口事故下,抑壓池水空間及環(huán)形氣空間的壓力變化如圖8所示。從圖中可以看出,破口事故發(fā)生后的半小時內(nèi),抑壓池水空間壓力持續(xù)振蕩,但波動程度遠(yuǎn)小于抑壓管內(nèi)的壓力波動情況,水空間的壓力基本維持在一個較低的水平,說明高能介質(zhì)進(jìn)入抑壓池充分冷凝后,抑壓系統(tǒng)可以有效抑制壓力的上升。環(huán)形氣空間處于系統(tǒng)的下游,壓力較小,且?guī)缀鯖]有壓力振蕩的情況,體現(xiàn)了建模的合理性。

圖8 抑壓池水空間及環(huán)形氣空間壓力變化

兩種事故工況下,抑壓池水空間的溫度變化情況如圖9所示。500 s之前,波動管破口事故下兩種抑壓管的入口流量更大,抑壓池水空間溫度上升更快;500 s之后,波動管破口事故下入口流量較小,水池溫度上升較慢。波動管破口事故下,高溫水的總流量更大,尤其是液相遠(yuǎn)大于噴淋管破口事故,因此抑壓池水溫上升得更多,達(dá)到了近75℃,噴淋管破口事故下水池溫度上升至69℃。

圖9 抑壓池水空間溫度變化對比

2.3 不可凝氣體對系統(tǒng)的影響

反應(yīng)堆安全殼內(nèi)充滿不可凝氣體空氣,發(fā)生破口事故后,高能量的水蒸氣在進(jìn)入抑壓系統(tǒng)的同時,也會夾帶一定量的空氣,大量不可凝氣體進(jìn)入抑壓池氣空間,會造成抑壓系統(tǒng)壓力的上升。

針對噴淋管破口事故工況,假設(shè)入口不可凝氣體的質(zhì)量份額為25%,經(jīng)計算得到抑壓系統(tǒng)各部件、位置的關(guān)鍵參數(shù),抑壓管內(nèi)的壓力變化情況如圖10所示。由于不可凝氣體持續(xù)進(jìn)入抑壓系統(tǒng),系統(tǒng)內(nèi)壓力逐漸上升,在700 s左右接近安全殼承壓限值,此時氣空間與安全殼內(nèi)大空間通過閥門連通,壓力維持在一個相對穩(wěn)定的水平。相較于不考慮不可凝氣體的工況,該組工況下抑壓管內(nèi)壓力振蕩強(qiáng)度較弱,振蕩范圍不超過0.1 MPa。

圖10 入口流體含不可凝氣體時抑壓管內(nèi)壓力變化

該組工況下,抑壓池水空間溫度變化情況如圖11所示。入口流體無不可凝氣體時,抑壓池水溫在半小時后上升至69℃,入口含25%空氣時,抑壓池水溫上升至66℃左右,低于前者。入口氣相流體內(nèi)含不可凝氣體越多,進(jìn)入抑壓系統(tǒng)的高溫水蒸氣越少,攜帶的能量越少,因此抑壓池水溫上升越少。

圖11 入口流體含不可凝氣體時抑壓池水溫變化

3 結(jié)論

針對安全殼抑壓系統(tǒng)抑壓管進(jìn)出口蒸汽冷凝沖擊現(xiàn)象,本研究采用熱工水力系統(tǒng)分析軟件LOCUST進(jìn)行了建模與計算,考慮了波動管破口、噴淋管破口兩種典型事故工況,分析了不可凝氣體對系統(tǒng)瞬態(tài)特性的影響,結(jié)果表明:

(1)大量高能水蒸氣進(jìn)入抑壓池水空間后發(fā)生直接接觸冷凝,可以有效抑制壓力的上升。

(2)抑壓系統(tǒng)運(yùn)行過程中,抑壓管內(nèi)壓力持續(xù)振蕩,抑壓池水溫逐漸上升,入口流量波動越劇烈,抑壓管內(nèi)壓力振蕩越強(qiáng)。

(3)不可凝氣體進(jìn)入抑壓系統(tǒng)后在氣空間聚集,造成系統(tǒng)壓力上升,不可凝氣體成分越多,系統(tǒng)壓力越高,溫度越低;不可凝氣體一定程度上抑制了抑壓管內(nèi)壓力的振蕩。