孫 奧, 程 杰, 朱東保, 田春平, 王建軍, 閻昌琪

(1.哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動力裝置性能與設(shè)備重點實驗室,哈爾濱 150001;2.武漢第二船舶設(shè)計研究所,武漢 430064)

在發(fā)生全廠斷電事故時,為了保證堆芯余熱能夠被順利導(dǎo)出,先進核電廠廣泛采用了非能動余熱排出的設(shè)計理念。對于具有孤島運行特性的海洋核動力平臺,其非能動余熱排出系統(tǒng)(PRHRS)的設(shè)計理念和運行特性與大型陸基商用反應(yīng)堆有所不同[1-6]。對于采用壓水反應(yīng)堆的海洋核動力平臺,因一回路運行參數(shù)和空間布置的限制,一回路能提供的有效驅(qū)動壓頭較小,直接利用一回路的自然循環(huán)來導(dǎo)出堆芯余熱時,系統(tǒng)的自然循環(huán)流量較小。與此相比,利用與蒸汽發(fā)生器(SG)二次側(cè)相連的非能動余熱排出系統(tǒng)來導(dǎo)出余熱的優(yōu)勢更大,如系統(tǒng)中的流動介質(zhì)存在相變,能夠提供的密度差更大,在余熱排出回路中自然循環(huán)流量更高,并且余熱排出回路中換熱器處于相變換熱工況,換熱過程中高傳熱系數(shù)對應(yīng)的換熱面積較小,能夠有效減小換熱器的尺寸。此外,二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)的工作壓力相對較低,并且與一回路中的放射性物質(zhì)也有實體隔離,在輻射安全方面表現(xiàn)更好[7]。

二次側(cè)PRHRS的啟動過程是指系統(tǒng)投入運行到建立自然循環(huán)的過程,系統(tǒng)能否順利啟動直接影響其安全功能的實現(xiàn)。李亮國等[8]通過實驗對陸基核電廠二次側(cè)PRHRS的啟動特性、穩(wěn)態(tài)運行特性以及換熱特性進行了研究。郗邵等[9]對華龍一號二次側(cè)PRHRS的自然循環(huán)特性進行了瞬態(tài)實驗研究。徐海巖等[10]對陸基核電廠二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)的整體性能響應(yīng)和穩(wěn)態(tài)特性進行了實驗研究。Sun等[11]對二次側(cè)PRHRS進行了提升功率和系統(tǒng)阻力的瞬態(tài)實驗。

除實驗研究之外,系統(tǒng)分析方法也被廣泛應(yīng)用于二次側(cè)PRHRS運行特性的研究中。Zhou等[12]通過RELAP5程序模擬發(fā)現(xiàn),二次側(cè)PRHRS穩(wěn)態(tài)蒸汽流量主要取決于加熱功率;初始啟動液柱越高,自然循環(huán)過程越容易穩(wěn)定。Lü等[13]設(shè)計了一種新型二次側(cè)PRHRS,并使用RELAP5/MOD3.4程序分析了該系統(tǒng)對主要參數(shù)的敏感性。Zhang等[14]針對CPR1000核電站設(shè)計了二次側(cè)PRHRS,發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)排熱能力和自然循環(huán)流量隨著余熱排出換熱器換熱面積的增加而增加;系統(tǒng)瞬態(tài)過程持續(xù)時間隨換熱器換熱面積的增加而縮短。

綜上所述,針對二次側(cè)PRHRS的啟動和運行特性,現(xiàn)有研究主要集中在對SG二次側(cè)加熱功率、SG初始液位、回路阻力以及換熱器換熱面積等因素的影響方面。然而,海洋核動力平臺的運行工況和所處環(huán)境復(fù)雜,除了上述因素外,PRHRS投入運行前初始壓力和冷卻水箱內(nèi)的熱分層現(xiàn)象等對PRHRS啟動特性的影響還尚不明確,特別是缺少可靠的實驗數(shù)據(jù)。為此,筆者以海洋核動力平臺為背景,設(shè)計搭建了二次側(cè)非能動余熱排出模擬系統(tǒng)的實驗裝置,研究不同加熱功率、初始壓力對系統(tǒng)啟動特性的影響,以及余熱排出水箱內(nèi)熱分層對系統(tǒng)啟動過程中重要參數(shù)的影響規(guī)律。

1 實驗裝置

以國內(nèi)某型海洋核動力平臺的二次側(cè)PRHRS為對象,基于?；瘻?zhǔn)則進行設(shè)計和搭建,?；壤绫?所示。

表1 ?；壤?/p>

具體?；^程如下:首先推導(dǎo)出二次側(cè)PRHRS在以自然循環(huán)方式運行過程中所滿足的一維質(zhì)量、動量、能量守恒等控制方程。然后,選取合理的參數(shù)將方程無量綱化,從而獲得系統(tǒng)的相似準(zhǔn)則數(shù)。最后,根據(jù)相似準(zhǔn)則數(shù)及實際條件的限制,確定關(guān)鍵幾何參數(shù)和熱工參數(shù)的?；取Ｗ罱K確定實驗?zāi)Ｐ团c原型的功率比和流量比均為1∶50,壓力比和溫度比均為1∶1。對于自然循環(huán)系統(tǒng)而言,采用等高模擬原則對于準(zhǔn)確模擬自然循環(huán)特性是有利的。然而,受到實驗條件的限制,如實驗廠房高度、平臺載重能力、制造經(jīng)費等,最終確定實驗?zāi)Ｐ团c原型的高度比為1∶4。

實驗裝置由余熱排出系統(tǒng)、輔助運行系統(tǒng)、補水系統(tǒng)、控制系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)測量與采集系統(tǒng)組成。裝置總高約3 m,最大工作壓力為3 MPa。實驗裝置的示意圖如圖1所示。

圖1 實驗裝置示意圖

余熱排出系統(tǒng)由SG模擬體、冷卻水箱、C型傳熱管換熱器(模擬非能動余熱排出換熱器)以及相關(guān)管道、閥門組成,其主要功能是模擬二次側(cè)PRHRS的運行過程。輔助運行系統(tǒng)由SG模擬體、輔助換熱器和相關(guān)管道、閥門組成,該子系統(tǒng)主要用于建立SG模擬體內(nèi)的初始穩(wěn)定狀態(tài)。

C型傳熱管換熱器由5根外徑為19 mm、壁厚為1.5 mm表面經(jīng)拋光的304材質(zhì)不銹鋼傳熱管組成。傳熱管水平段長100 mm,豎直段長500 mm,彎頭彎曲半徑為60 mm,節(jié)距為45 mm。單根傳熱管位于冷卻水箱內(nèi)部的有效換熱長度為888 mm。

冷卻水箱為不銹鋼立方體水箱,其內(nèi)部尺寸為300 mm×300 mm×1 700 mm。水箱頂部開孔與大氣聯(lián)通,下部3面開有視窗,用以觀察水箱內(nèi)部換熱情況。

從反應(yīng)堆一回路傳遞到SG二次側(cè)的堆芯余熱由SG模擬體中的電加熱棒進行模擬,其最大加熱功率為45 kW。電加熱棒加熱去離子水產(chǎn)生飽和蒸汽,飽和蒸汽通過主管道進入輔助換熱器中發(fā)生冷凝。冷凝水通過回水管線回到SG模擬體中再次被加熱。通過以上過程可以建立SG模擬體二次側(cè)的穩(wěn)定運行狀態(tài)。模擬全場斷電事故時,輔助運行回路隔離閥V3、V4關(guān)閉,余熱排出回路隔離閥V1、V2同時開啟。預(yù)存在余熱排出管路中的水在重力作用下流回SG模擬體中。與此同時,SG模擬體中產(chǎn)生的飽和蒸汽通過主管道進入C型傳熱管換熱器中,將熱量傳遞給C型管外側(cè)的冷卻水。冷凝水通過回水管線回到SG模擬體中再次被加熱。系統(tǒng)在上述過程中建立了兩相自然循環(huán)。

采用壓力變送器測量SG模擬體蒸汽腔室壓力。采用K型熱電偶測量SG模擬體出口蒸汽溫度、C型傳熱管換熱器進出口流體溫度以及冷卻水箱內(nèi)部水溫,冷卻水箱內(nèi)部溫度測點如圖2所示。其中,Tf1～Tf10分別為管程不同截面位置的水溫測點。采用差壓變送器測量C型傳熱管換熱器的進出口壓差,采用質(zhì)量流量計測量余熱排出回路凝水質(zhì)量流量。所采集的信號經(jīng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行處理。實驗所選用測量儀表的精度如表2所示。

圖2 水箱內(nèi)溫度測點

表2 測量儀表精度

2 實驗工況

2.1 實驗工況

實驗工況見表3。本實驗中主要變量為SG模擬體加熱功率和余熱排出系統(tǒng)初始投運壓力。工況1～工況3中基礎(chǔ)功率(34 kW)對應(yīng)反應(yīng)堆停堆后的剩余功率,工況4中較低功率(28 kW)比基礎(chǔ)功率低17.6%。初始投運壓力為余熱排出系統(tǒng)投運時SG二次側(cè)壓力,工況1～工況4下投運壓力分別為3.0 MPa、2.5 MPa、2.0 MPa和2.5 MPa。

表3 實驗工況

2.2 實驗數(shù)據(jù)處理

在二次側(cè)PRHRS排熱能力足夠的條件下,系統(tǒng)運行過程大體上可分為2個階段:快速冷卻階段和穩(wěn)定導(dǎo)出余熱階段[13]。在快速冷卻階段,SG中電加熱器的加熱功率低于余熱排出換熱器排熱功率與系統(tǒng)散熱量之和。在穩(wěn)定導(dǎo)出余熱階段,系統(tǒng)加熱功率等于上述二者之和。余熱排出換熱器的排熱功率為:

Q排=qm(hin-hout)

(1)

式中:Q排為余熱排出換熱器的排熱功率,W;qm為系統(tǒng)質(zhì)量流量,kg/s;hin為余熱排出換熱器進口流體比焓,J/kg;hout為換熱器出口流體比焓,J/kg。

3 實驗結(jié)果分析

3.1 初始投運壓力的影響

根據(jù)所設(shè)計的工況,實驗研究了不同投運壓力對二次側(cè)PRHRS啟動特性的影響,實驗結(jié)果見圖3。

(a) 凝水質(zhì)量流量

PRHRS啟動后,余熱排出換熱器內(nèi)預(yù)存的冷卻水(啟動液柱)提供了較大的驅(qū)動壓頭,冷卻水迅速進入SG模擬體中,在此階段系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量快速增大,如圖3(a)所示。與此同時,來自蒸汽發(fā)生器的飽和蒸汽進入余熱排出換熱器中進行換熱,此階段系統(tǒng)排熱功率較大,對應(yīng)系統(tǒng)壓力快速下降。此后,余熱排出換熱器中啟動液柱高度迅速降低,系統(tǒng)自然循環(huán)的驅(qū)動力減小,對應(yīng)系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量逐漸減小。由于自然循環(huán)系統(tǒng)存在自調(diào)節(jié)和自反饋的特點[15],系統(tǒng)驅(qū)動力和阻力逐漸趨于平衡。在實驗工況范圍內(nèi),PRHRS均可建立穩(wěn)定的兩相自然循環(huán)。

在系統(tǒng)啟動階段,系統(tǒng)壓力不斷下降直至達到穩(wěn)定,工況1～工況3中系統(tǒng)達到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時的壓力為1.38 MPa左右,如圖3(b)所示。系統(tǒng)排熱功率的變化過程如圖3(c)所示。在PRHRS投運后的初期,余熱排出換熱器內(nèi)、外流體傳熱溫差相對較大,且此階段系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量相對較高,因而系統(tǒng)排熱功率顯著高于系統(tǒng)加熱功率,系統(tǒng)壓力迅速下降。此后,隨著系統(tǒng)的運行,一方面水箱內(nèi)水溫升高以及系統(tǒng)內(nèi)部壓力下降,導(dǎo)致余熱排出換熱器內(nèi)、外流體傳熱溫差減小;另一方面,系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量也逐漸降低,因而系統(tǒng)排熱功率顯著下降,系統(tǒng)壓力降速減緩,直至系統(tǒng)進入準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)運行階段。

余熱排出換熱器出口溫度的變化過程如圖3(d)所示。系統(tǒng)啟動之后,飽和蒸汽進入換熱器中冷凝,將預(yù)留在換熱器中溫度較低的冷卻水進行置換。當(dāng)這部分流體完全流出換熱器后,換熱器出口流體則為蒸汽凝結(jié)后所形成的過冷水。因此,換熱器出口流體溫度在系統(tǒng)啟動后的40 s內(nèi)經(jīng)歷了先下降后上升的過程。此后,換熱器出口溫度隨著系統(tǒng)的運行又有所降低。這種現(xiàn)象可以解釋為,在PRHRS投運后的初期,換熱器外壁發(fā)生自然對流,浮升力在換熱過程中占主導(dǎo)作用。隨著水箱下部冷卻水受熱上浮,換熱器外壁附近流體運動速度加快,慣性力的作用開始明顯,傳熱管外壁換熱效果有所增強。此階段過后,換熱器出口流體溫度從70 ℃左右迅速上升至100 ℃以上。這是由于系統(tǒng)投運后水箱出現(xiàn)了熱分層,當(dāng)熱分層交界面向下發(fā)展到換熱器所在位置時,由于傳熱管內(nèi)外流體傳熱溫差在短時間內(nèi)迅速減小,導(dǎo)致余熱排出換熱器出口的溫度在短時間內(nèi)快速升高。

最后,當(dāng)熱分層交界面移動到余熱排出換熱器下方,傳熱管內(nèi)外流體平均換熱溫差基本不變。結(jié)合系統(tǒng)壓力和流量等參數(shù)來看,此時系統(tǒng)已達到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)。在系統(tǒng)啟動過程中,冷卻水箱不同高度處水溫隨投運時間的變化也證實了熱分層現(xiàn)象的存在。如圖4所示,在系統(tǒng)啟動后約600 s,位于水箱較高位置的Tf1～Tf4處水溫迅速上升至接近飽和溫度,而處于較低位置Tf5～Tf10處水溫則緩慢上升,表現(xiàn)出了明顯的差異。隨著系統(tǒng)的繼續(xù)運行,Tf5～Tf10處水溫接連出現(xiàn)了短時間內(nèi)迅速上升的現(xiàn)象,說明水箱內(nèi)熱分層交界面在不斷下移。在約2 000 s后,水箱內(nèi)冷卻水基本達到常壓下的飽和溫度,此時水箱內(nèi)也達到了準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)。

圖4 冷卻水箱不同高度處水溫隨時間的變化

以上分析表明,系統(tǒng)投運壓力會影響PRHRS達到漸進穩(wěn)態(tài)的過程,但不會對系統(tǒng)最終的準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)造成影響。系統(tǒng)啟動過程中,系統(tǒng)壓力降幅和降速與投運壓力呈正相關(guān)。冷卻水箱中的熱分層現(xiàn)象會影響PRHRS中余熱排出換熱器出口溫度的演變特性。

3.2 功率的影響

加熱功率對二次側(cè)PRHRS啟動特性的影響如圖5所示。系統(tǒng)啟動階段,工況2和工況4下凝水質(zhì)量流量響應(yīng)曲線的變化趨勢基本一致。而當(dāng)系統(tǒng)達到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時,工況4下系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量約為40.8 kg/h,低于工況2。在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段,系統(tǒng)自然循環(huán)質(zhì)量流量與加熱功率呈正相關(guān),這與Zhou等[12]的模擬結(jié)果一致。

(a) 系統(tǒng)凝水質(zhì)量流量

雖然工況2和工況4下初始投運壓力均為2.5 MPa,但由于系統(tǒng)加熱功率不同,在PRHRS啟動過程中,工況2中系統(tǒng)壓力的降速和降幅均明顯低于工況4。當(dāng)系統(tǒng)達到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時,工況2和工況4下系統(tǒng)壓力分別為1.38 MPa和0.95 MPa,如圖5(b)所示。如圖5(c)所示,盡管在系統(tǒng)啟動過程中,工況2下系統(tǒng)排熱功率高于工況4,但通過比較余熱排出換熱器排熱功率與系統(tǒng)加熱功率的差值可以發(fā)現(xiàn),工況4中二者差值更大。因而,工況4中系統(tǒng)壓力的降幅更大,并且在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段系統(tǒng)壓力更低。

2個工況下余熱排出換熱器出口凝水溫度的變化曲線見圖5(e)。在PRHRS啟動后的初期,工況4中余熱排出換熱器出口凝水溫度較工況2更低。這是由于相對于工況2,相同時刻下工況4中蒸汽飽和溫度更低,蒸汽流速更慢。

由于水箱內(nèi)熱分層的影響,工況4中余熱排出換熱器凝水溫度也出現(xiàn)了短時間內(nèi)迅速上升的現(xiàn)象。此外,由于系統(tǒng)加熱功率相對較低,冷卻水箱內(nèi)熱分層交界面移動速度相對更緩,因而工況4中凝水溫度迅速上升這一現(xiàn)象出現(xiàn)的時間與工況2相比有所延后。

4 結(jié) 論

(1) 在實驗工況范圍內(nèi),二次側(cè)余熱排出系統(tǒng)均能建立穩(wěn)定的自然循環(huán),并能有效導(dǎo)出蒸汽發(fā)生器中的熱量。

(2) 在二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)啟動過程中,初始投運壓力會影響系統(tǒng)達到漸進穩(wěn)態(tài)的過程。系統(tǒng)投運后降壓速率和幅度均隨初始投運壓力的升高而增大。然而,初始投運壓力不會對系統(tǒng)的準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)產(chǎn)生影響。

(3) 二次側(cè)余熱排出系統(tǒng)啟動階段和準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段的運行特性均會受到蒸汽發(fā)生器中加熱功率的影響。啟動過程中系統(tǒng)降壓速率隨著加熱功率的升高而減小。

(4) 冷卻水箱中的熱分層對余熱排出換熱器出口溫度影響較大。熱分層交界面的移動會使得換熱器出口溫度出現(xiàn)短時間內(nèi)迅速上升的現(xiàn)象,并且這一現(xiàn)象出現(xiàn)的時間與系統(tǒng)加熱功率有關(guān)。