柳春源,肖 駿,陳笑松,孫培棟,邢 勉

(1.國家電投集團科學技術(shù)研究院有限公司,北京 102209;2.中山大學,廣東 廣州 510275)

鉛冷快堆指以液態(tài)鉛或鉛鉍合金(LBE)作為冷卻劑的快中子反應(yīng)堆,被GIF列為6種四代堆候選堆型之一,其具有較高的運行溫度、較高的熱效率、冷卻劑與水或空氣不發(fā)生劇烈反應(yīng)等特點,擁有良好的經(jīng)濟性、固有安全性和廣闊應(yīng)用前景。與常規(guī)壓水堆相比,鉛冷快堆堆芯擁有較大的核燃料增殖和核廢料嬗變潛力,有望近期實現(xiàn)工業(yè)化示范[1]。同時,鉛冷快堆小型化潛力巨大,主要歸于以下特性:1) 堆芯燃料功率密度高,所需體積小;2) 一回路系統(tǒng)常壓運行,冷卻劑與水或空氣不發(fā)生劇烈反應(yīng),自然循環(huán)能力強,固有安全性高,系統(tǒng)簡單緊湊;3) 可靈活搭載二回路循環(huán)系統(tǒng),適配空間緊湊超臨界二氧化碳循環(huán)系統(tǒng)。

應(yīng)用場景方面,小型鉛冷快堆適用于以下場景[2],包括:1) 為偏遠離網(wǎng)地區(qū)提供長期穩(wěn)定的電源、熱源或用于制氫和海水淡化,包括偏遠居民區(qū)、極地地區(qū)和海島礦山等;2) 提供陸地移動電源,包括應(yīng)急救援電源和數(shù)據(jù)中心電源等;3) 為深海探索提供動力,包括深海潛航器、深海空間站等。

基于小型核能系統(tǒng)潛在的應(yīng)用前景,國家電投集團科學技術(shù)研究院有限公司提出了兆瓦級緊湊型鉛冷快堆SMILE(small and micro-innovative lead-cooled nuclear energy system)設(shè)計方案。本文針對SMILE設(shè)計方案,開展關(guān)鍵熱工水力準則及瞬態(tài)安全特性進行分析,重點研究瞬態(tài)工況下燃料和冷卻劑性能特性,驗證系統(tǒng)安全性。

1 小型鉛冷快堆SMILE簡介

鑒于小型鉛冷快堆廣闊的應(yīng)用前景,國內(nèi)外多家研究機構(gòu)相繼進行了小型鉛冷快堆設(shè)計研發(fā)。國內(nèi)外部分小型鉛冷快堆匯總列于表1?？梢?大部分堆型設(shè)計電功率為1～20 MW,間接反映出小型核能系統(tǒng)具有很強的市場需求,代表了未來核能發(fā)展的潛在方向。

表1 國內(nèi)外部分小型鉛冷快堆匯總

1.1 小型鉛冷快堆SMILE系統(tǒng)設(shè)計簡介

聚焦偏遠地區(qū)、離網(wǎng)地區(qū)等應(yīng)用場景,國家電投集團科學技術(shù)研究院有限公司自主研發(fā)設(shè)計小型寬氧控緊湊型鉛冷快堆SMILE,其設(shè)計電功率為1 MW,具備體積功率比高、長壽命不換料、非能動安全等技術(shù)特點,其總體技術(shù)參數(shù)列于表2。

表2 SMILE總體技術(shù)參數(shù)[10]

1.2 反應(yīng)堆本體結(jié)構(gòu)

SMILE堆本體筒體由反應(yīng)堆容器筒體結(jié)構(gòu)和頂蓋組成,里面包含內(nèi)部容器、堆芯、堆芯支撐、堆芯上隔板、主冷卻劑泵、6臺螺旋管式直流蒸汽發(fā)生器和控制鼓等部件,如圖1所示。

圖1 SMILE總體結(jié)構(gòu)示意圖[10]

1.3 堆芯布置及控制系統(tǒng)

SMILE燃料元件由富集度為19.75%的UO2陶瓷芯塊、氦氣氣隙組成。燃料組件為六邊形結(jié)構(gòu),燃料元件呈三角形排布,燃料元件中心距為16.22 mm。堆芯有31盒燃料組件,每盒61根燃料元件,共1 891根燃料元件。堆芯橫縱向截面分別如圖2所示。

圖2 SMILE堆芯截面圖[11]

堆芯反應(yīng)性由12個控制轉(zhuǎn)鼓控制,沿著堆芯燃料周向布置。12個控制轉(zhuǎn)鼓分為9個調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)鼓(編號2/3/4/6/7/8/10/11/12)和3個安全轉(zhuǎn)鼓(編號1/5/9)。堆芯外圍有材料為ZrO2-Y2O3的反射層,控制轉(zhuǎn)鼓布置在徑向反射層內(nèi)。調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)鼓負責補償過剩的后備反應(yīng)性以及反應(yīng)堆在運行過程中反應(yīng)性的變化。在緊急停堆工況下,安全轉(zhuǎn)鼓可通過旋入,將反應(yīng)堆迅速調(diào)控為次臨界狀態(tài),實現(xiàn)停堆。

為保證反應(yīng)堆具有良好的固有安全性,設(shè)計要求在壽期初、中和末臨界狀態(tài)下的燃料溫度系數(shù)、冷卻劑溫度系數(shù)和空泡系數(shù)均為負值,從而保證負反饋機制。通過數(shù)值計算,得到堆芯反應(yīng)性系數(shù)(表3)。

表3 SMILE堆芯反應(yīng)性系數(shù)計算結(jié)果[11]

壽期初、中和末臨界狀態(tài)堆芯功率峰值因子計算結(jié)果列于表4?？砂l(fā)現(xiàn),無論是組件功率峰值因子還是燃料棒功率峰值因子都隨燃耗加深越來越小,說明徑向功率分布越來越均勻化。

表4 SMILE堆芯功率峰值因子[11]

1.4 蒸汽發(fā)生器及二回路系統(tǒng)

SMILE蒸汽發(fā)生器選用直流螺旋管式換熱器,其由多組纏繞成螺旋狀的金屬管和外部殼體構(gòu)成,管內(nèi)介質(zhì)為二氧化碳或水,殼側(cè)介質(zhì)為鉛。該換熱器具有結(jié)構(gòu)緊湊、傳熱性能高、溫差應(yīng)力小、破裂可能性小等特點。其外形如圖3所示。

圖3 SMILE蒸汽發(fā)生器

二回路系統(tǒng)是反應(yīng)堆系統(tǒng)的重要組成部分之一。為提高二回路系統(tǒng)的緊湊度,從而減小整個反應(yīng)堆系統(tǒng)的布置空間,SMILE二回路系統(tǒng)方案之一是采用超臨界二氧化碳布雷頓循環(huán)方式。該系統(tǒng)具有體積較小、重量輕、循環(huán)效率高、噪音低等特點[12]?？紤]數(shù)值計算和技術(shù)成熟度,本文二回路系統(tǒng)工質(zhì)選為水,二氧化碳將在后續(xù)研究中討論。

1.5 二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)設(shè)計

對于事故工況堆芯余熱導(dǎo)出問題,結(jié)合SMILE反應(yīng)堆系統(tǒng)高安全性等設(shè)計原則,采用二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng),如圖4所示。該系統(tǒng)主要包含反應(yīng)堆堆芯余熱導(dǎo)出回路和無時限空氣冷卻回路。反應(yīng)堆堆芯余熱導(dǎo)出回路主要包括堆芯蒸汽發(fā)生器、外部水箱和水水換熱器等,工作原理為系統(tǒng)內(nèi)水工質(zhì)在蒸汽發(fā)生器吸收熱量后溫度升高,在自然循環(huán)作用下,非能動流動至水水換熱器,在與外部水箱進行換熱后溫度降低,最終流回蒸汽發(fā)生器,完成整個循環(huán)。無時限空氣冷卻回路主要包括外部水箱和空冷器等,其工作原理是外部常溫空氣在通過通道與外部水箱接觸時會吸收熱量,從而使得溫度升高,在浮力作用下熱空氣上升,實現(xiàn)了水箱內(nèi)熱量載出。

圖4 SMILE二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)示意圖

二次側(cè)非能動余熱排出系統(tǒng)利用了兩個換熱器相互配合的形式,將堆芯余熱非能動導(dǎo)出,保證系統(tǒng)處于安全狀態(tài)。同時,系統(tǒng)設(shè)計可以確保在事故演變后期,鉛工質(zhì)依然保持液態(tài),避免或延緩冷卻劑冷卻凝固的進程。

2 SMILE瞬態(tài)熱工水力安全分析

2.1 系統(tǒng)分析程序ATHLET簡介

ATHLET(analysis of thermal-hydraulics of leaks and transients)是一款由德國核安全技術(shù)咨詢和安全分析中心(GRS)開發(fā)的最佳估算一維系統(tǒng)安全分析程序,適用于壓水堆、沸水堆、石墨水冷堆和CANDU堆等眾多堆型的基準事故和超基準事故分析。ATHLET程序的結(jié)構(gòu)遵循高度模塊化原則,包含數(shù)個基本功能模塊如流體動力學模塊、熱傳導(dǎo)模塊、中子動力學模塊和通用控制模塊等。ATHLET經(jīng)過GRS多年的開發(fā)、完善和驗證,已成為國際上較主流的反應(yīng)堆系統(tǒng)熱工水力安全分析程序之一,獲得德國和歐洲多個國家核安全評價機構(gòu)的認證,可用于核設(shè)施執(zhí)照申請[13-14]。

隨著第四代核能系統(tǒng)的發(fā)展,GRS對ATHLET進行了適用性開發(fā),通過添加金屬物性以及液態(tài)金屬換熱關(guān)系式等,使得其新版本可用于鉛冷快堆的系統(tǒng)熱工水力安全分析[15]。

2.2 熱工水力安全判定準則

當前,由于國內(nèi)外鉛冷快堆堆型概念設(shè)計的先進性和多樣性,尚未提出較成熟統(tǒng)一的熱工水力安全判定準則[16]。根據(jù)SMILE的設(shè)計特點,結(jié)合調(diào)研結(jié)果,提出以下熱工水力安全關(guān)鍵參數(shù)性能判定準則。

1) 液鉛溫度方面。穩(wěn)態(tài)運行時冷卻劑液鉛溫度需高于350 ℃,保證距凝固點有23 ℃以上的裕量。事故工況下允許暫時降至350 ℃以下,但不能過于接近凝固點。全工況條件下液鉛溫度需低于沸點1 740 ℃。

2) 液鉛流速方面。在正常運行工況下,液鉛流速要小于2 m/s[17]。考慮到SMILE的寬氧控特性,為避免發(fā)生大面積的氧化膜剝落,進一步保守規(guī)定正常運行工況下液鉛流速不高于1.5 m/s。

3) 包殼材料耐溫方面。在正常運行工況下,包殼表面溫度須低于550 ℃,避免燃料包殼表面氧化膜被腐蝕破壞[18]。在瞬態(tài)工況下,包殼表面溫度不超過650 ℃。在嚴重事故工況下,包殼表面長期溫度不超過800 ℃,可短暫超過該限值,但必須低于其熔點1 370 ℃。

4) 燃料耐溫方面。燃料棒芯塊中心溫度不超過2 164 ℃。未輻照的二氧化鈾熔點為2 804 ℃,每加深燃耗10 000 MW·d/tU,二氧化鈾熔點下降32 ℃[19]。

2.3 鉛冷快堆典型瞬態(tài)事故簡介

反應(yīng)堆在運行過程中,可能會發(fā)生各種偏離正常運行范圍的異常事件,一旦系統(tǒng)調(diào)節(jié)能力無法應(yīng)對時,便可能導(dǎo)致各種事故工況。在液態(tài)金屬冷卻快堆中,比較典型的事故工況包括超功率瞬態(tài)事故(TOP)、失流瞬態(tài)事故(LOF)、失熱阱瞬態(tài)事故(LOHS)等[19]。

反應(yīng)堆在發(fā)生瞬態(tài)事故時,停堆保護系統(tǒng)會觸發(fā)緊急停堆系統(tǒng)。如果停堆保護系統(tǒng)可正常發(fā)揮作用,則該瞬態(tài)事故稱為有保護瞬態(tài)事故。如果停堆保護系統(tǒng)失效而無法實現(xiàn)緊急停堆,則稱為無保護瞬態(tài)事故。無保護失流瞬態(tài)事故(ULOF)、無保護超功率瞬態(tài)事故(UTOP)和無保護失熱阱瞬態(tài)事故(ULOHS)等是一般需要考慮的超設(shè)計范圍的瞬態(tài)事故。為了研究更惡劣條件下反應(yīng)堆狀態(tài),驗證系統(tǒng)設(shè)計安全性,本文主要針對無保護瞬態(tài)事故進行模擬分析。

2.4 ATHLET計算模型

SMILE一回路主冷卻劑系統(tǒng)的ATHLET模型示意圖如圖5所示(僅顯示1個換熱器)。二回路采用簡化模型,即給定二回路入口水的溫度和流量并給定出口壓力邊界條件。對于堆芯通道分布,根據(jù)SMILE堆芯徑向功率分布,將堆芯簡化為3個冷卻劑通道,分別為外部燃料區(qū)平均通道(CHANNEL1)、內(nèi)部燃料區(qū)熱通道(CHANNEL2)和中心燃料區(qū)最熱通道(CHANNEL3),各通道功率根據(jù)功率峰值因子設(shè)定。

圖5 SMILE一回路主冷卻劑系統(tǒng)模型示意圖

冷卻劑流動路徑如下:液鉛從反應(yīng)堆底部下腔室(LOWERPLENUM)流入堆芯,流經(jīng)堆芯通道后吸收熱量,然后匯入堆芯出口區(qū)域(COREOUT);液鉛在堆芯出口區(qū)域充分混合后,通過上升通道(COREUP)并經(jīng)主泵加壓后分別進入6個換熱器(HEATEX);高溫液鉛通過換熱器將熱量傳遞給換熱器二次側(cè)(SECHEATEX)水,然后匯入換熱器出口區(qū)域充分混合,經(jīng)上升通道(UP)、下降段(DOWNCOMER),最終流入反應(yīng)堆底部下腔室,完成整個循環(huán)。此外,堆內(nèi)自由液面均與反應(yīng)堆頂部氬氣覆蓋腔(AR)連接。氬氣覆蓋腔壓強保持一定數(shù)值。

2.5 穩(wěn)態(tài)計算

開展SMILE系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)性能數(shù)值計算與分析。ATHLET計算得出的SMILE主要穩(wěn)態(tài)熱工水力參數(shù)列于表5。由表5可知,ATHLET的計算結(jié)果與SMILE的設(shè)計參數(shù)基本一致,其中最大相對誤差絕對值不超過1%,因此可認為SMILE的ATHLET建模及參數(shù)設(shè)置合理,可用于后續(xù)的瞬態(tài)熱工水力安全分析。

表5 SMILE主要穩(wěn)態(tài)熱工水力相關(guān)參數(shù)

2.6 瞬態(tài)計算

針對無保護失流瞬態(tài)事故、無保護超功率瞬態(tài)事故和無保護失熱阱瞬態(tài)事故工況,開展SMILE關(guān)鍵熱工水力性能研究。

1) 無保護失流瞬態(tài)事故(ULOF)

由于SMILE的一回路冷卻方式設(shè)計采用強迫循環(huán),因此需要研究非能動停堆系統(tǒng)失效條件下,因斷電、卡軸或斷軸等因素導(dǎo)致的主冷卻劑泵停轉(zhuǎn)情況下系統(tǒng)的狀態(tài)。

初始工況:反應(yīng)堆于100%功率的額定工況下運行。瞬態(tài)工況:觸發(fā)事故工況后,一回路主冷卻劑泵故障,在惰轉(zhuǎn)10 s后徹底停轉(zhuǎn)。此過程中,二回路換熱正常,非能動停堆系統(tǒng)失效。中子動力學采用點堆模型,考慮燃料多普勒效應(yīng)和冷卻劑溫度效應(yīng)。

ULOF事故時各參數(shù)隨時間的變化如圖6所示。由圖6可看出,事故后,堆芯功率在100 s內(nèi)迅速下降至不足額定功率的20%。在事故后約400 s后,堆芯功率開始緩慢回升,并在事故后約1 600 s重新達穩(wěn)態(tài),約為額定功率的43%?？梢?在非能動停堆系統(tǒng)失效的情況下,主泵完全停轉(zhuǎn)不會導(dǎo)致反應(yīng)堆自動停堆,而是通過負反饋調(diào)節(jié),在經(jīng)歷瞬態(tài)后重新以一個較小的功率運行。

圖6 ULOF事故時各參數(shù)隨時間的變化

結(jié)合圖6中反應(yīng)性變化規(guī)律可知,堆芯冷卻能力急劇減小導(dǎo)致冷卻劑溫度和燃料棒溫度大幅升高,從而引入了大量負反應(yīng)性,總反應(yīng)性下降至約-275 pcm。之后,由于反應(yīng)堆迅速建立起了自然循環(huán),通過堆芯的冷卻劑流量開始回升,堆芯冷卻能力增強,冷卻劑溫度和燃料棒溫度下降,總反應(yīng)性回升至0附近。此后,在經(jīng)歷一個較小的波動后,堆芯反應(yīng)性在事故后約1 600 s時達到新的穩(wěn)態(tài)值,即此時堆芯功率重新達穩(wěn)態(tài)。在整個過程中,多普勒反應(yīng)性占主導(dǎo)作用,對SMILE應(yīng)對ULOF事故時的安全響應(yīng)起著至關(guān)重要的作用。

主泵停轉(zhuǎn)后,歸一化堆芯冷卻劑流量驟降至額定流量的約-2.6%,表明此時堆芯內(nèi)發(fā)生了冷卻劑逆流現(xiàn)象。此后,反應(yīng)堆迅速建立起自然循環(huán),冷卻劑流量迅速回升并在事故后約200 s達到峰值,約為額定流量的19%。冷卻劑流量在事故后約1 600 s時達到新的穩(wěn)態(tài)值,約為額定流量的17%。該結(jié)果顯示SMILE在ULOF事故時可繼續(xù)排出堆芯熱量,具有良好的自然循環(huán)性能,有效遏制事故后果。

正常運行工況下,由于在模型設(shè)置時,堆芯出口與換熱器一次側(cè)入口間、換熱器一次側(cè)出口與堆芯入口間為絕熱條件且未有內(nèi)部熱源,因此溫度保持一致。在事故工況下,堆芯功率和堆芯冷卻劑流量都在下降,且后者下降幅度大于前者下降幅度,導(dǎo)致堆芯出口溫度上升,在事故后約100 s時達到峰值,約為590 ℃。之后,由于冷卻劑流量回升,堆芯出口溫度逐漸回落至約555 ℃。隨著堆芯功率及冷卻劑流量重新達穩(wěn)態(tài),堆芯出口溫度也在事故后約1 600 s時達到新的穩(wěn)態(tài),約為575 ℃。換熱器一次側(cè)入口溫度變化趨勢與堆芯出口溫度變化趨勢基本一致,但存在一定滯后。對于換熱器一次側(cè)出口溫度,由于換熱器熱交換能力變化不大,盡管換熱器一次側(cè)入口溫度有較大幅度的升高,但同時冷卻劑流量驟降,因此換熱器一次側(cè)出口溫度出現(xiàn)較大幅的降低,最低降至約340 ℃,并同樣在事故后約1 600 s時重新達到穩(wěn)態(tài),約為350 ℃。堆芯入口溫度在事故工況初期逐漸下降,但下降速度較之換熱器一次側(cè)出口溫度減緩許多,重新達穩(wěn)態(tài)時兩者溫度數(shù)值基本相等。整個循環(huán)中個,冷卻劑最低溫度約為340 ℃,距離凝固點327 ℃尚有一定裕量,說明SMILE在面對ULOF事故時不會出現(xiàn)冷卻劑凝固的嚴重后果。

由于堆芯冷卻劑流量下降幅度大于堆芯功率下降幅度,導(dǎo)致最熱棒包殼最高溫度先驟升至約605 ℃,而后由于冷卻劑流量回升速度較之堆芯功率回升速度更快,堆芯冷卻能力有所恢復(fù),包殼最高溫度開始下降。最后隨著堆芯功率逐漸回升,包殼最高溫度再次上升,并在事故后約1 600 s時達到穩(wěn)態(tài),約為580 ℃。在事故演變過程中,包殼最高溫度峰值和穩(wěn)定值均在最高溫度限值800 ℃以下,但都超過了550 ℃,長期可能會對氧化層造成破壞,需要進一步研究。同時,最熱棒芯塊中心最高溫度變化趨勢與包殼最高溫度變化趨勢相似,其峰值和穩(wěn)定值均遠低于燃料芯塊的安全溫度限值2 164 ℃。

2) 無保護超功率瞬態(tài)事故(UTOP)

SMILE的堆芯反應(yīng)性通過調(diào)節(jié)反應(yīng)鼓的角度實現(xiàn),有可能發(fā)生反應(yīng)鼓轉(zhuǎn)向驅(qū)動裝置故障,且非能動停堆系統(tǒng)失效,從而突然引入一個預(yù)期外的正反應(yīng)性,需要重點研究。

初始工況:反應(yīng)堆于100%功率的額定工況下運行。瞬態(tài)工況:事故工況觸發(fā)后,一個價值最大的控制鼓驅(qū)動裝置失控,從而在15 s內(nèi)引入0.627＄(469 pcm)的反應(yīng)性。此過程中,二回路換熱正常,非能動停堆系統(tǒng)失效。中子動力學采用點堆模型,考慮燃料多普勒效應(yīng)和冷卻劑溫度效應(yīng)。

UTOP事故時各參數(shù)隨時間的變化如圖7所示。可發(fā)現(xiàn),在事故工況觸發(fā)后,堆芯功率迅速上升并且出現(xiàn)了兩個峰值,第1個峰值出現(xiàn)在事故后約第15 s,即反應(yīng)性完全引入的時刻,此時堆芯功率約為額定功率的3.6倍。隨后在反應(yīng)性負反饋調(diào)節(jié)下,堆芯功率降低,并在事故后約60 s出現(xiàn)第2個峰值,約為額定功率的2.3倍。在事故工況觸發(fā)后約1 000 s,堆芯功率重新達到穩(wěn)態(tài),該穩(wěn)態(tài)值約為額定功率的1.8倍,表明反應(yīng)堆在一個較高的功率下運行。堆芯功率出現(xiàn)兩個峰值的現(xiàn)象機理如下。事故后反應(yīng)性完全引入時,堆芯總反應(yīng)性達到峰值,堆芯瞬發(fā)中子通量也達到峰值,此時堆芯功率達到其第1個峰值。隨后,在反應(yīng)性負反饋調(diào)節(jié)作用下,總反應(yīng)性下降,瞬發(fā)中子通量隨之下降,從而堆芯功率開始下降。隨著緩發(fā)中子在裂變反應(yīng)中逐漸積累,在事故后約60 s其通量達到峰值,總反應(yīng)性有所升高,故而堆芯功率在此時出現(xiàn)第2個峰值。

圖7 UTOP事故時各參數(shù)隨時間的變化

事故后由于堆芯功率的上升,堆芯冷卻能力不足導(dǎo)致冷卻劑溫度和燃料芯塊溫度上升,從而引入較大的負反應(yīng)性以彌補外部反應(yīng)性。其中,多普勒反應(yīng)性占主要作用,其絕對值遠大于冷卻劑溫度反應(yīng)性,堆芯重新達穩(wěn)態(tài)時多普勒反應(yīng)性和冷卻劑溫度反應(yīng)性均維持在負值,表明此時冷卻劑溫度和燃料芯塊溫度均高于初始狀態(tài)。盡管事故引入了469 pcm反應(yīng)性,但在迅速的負反饋調(diào)節(jié)下,總反應(yīng)性并未上升至469 pcm,而是約為其1/2,即約240 pcm。

事故后堆芯功率的上升使得堆芯自然循環(huán)能力得到增強,歸一化堆芯冷卻劑流量因此上升,并在事故后約126 s時達到峰值,約為額定流量的1.19倍。隨著堆芯功率的不斷下降,冷卻劑流量開始回落并在事故后約600 s時重新達到新的穩(wěn)態(tài),約為額定流量的1.15倍。對于冷卻劑最大流動速度是否滿足設(shè)計準則,分析流道截面積最小的部位的流動速度,經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)最大流速約為0.4 m/s,小于流速安全限值1.5 m/s,滿足設(shè)計準則?？梢?在發(fā)生UTOP事故時,SMILE良好自然循環(huán)性能可在一定程度上增強堆芯冷卻能力,體現(xiàn)了其較高的固有安全特性。

事故后,盡管堆芯功率和堆芯冷卻劑流量均上升,但前者上升幅度明顯大于后者的,因此堆芯冷卻能力不足,同時換熱器換熱能力在事故前后差異不大,故導(dǎo)致堆芯進出口溫度和換熱器一次側(cè)進出口溫度均上升。堆芯出口溫度在事故后約50 s達到并隨后穩(wěn)定在約575 ℃。換熱器一次側(cè)入口溫度走勢與堆芯出口溫度基本一致,但存在一定滯后。換熱器一次側(cè)出口溫度則在事故后約100 s達到新穩(wěn)態(tài),數(shù)值約為440 ℃。堆芯入口溫度上升速度較換熱器一次側(cè)出口溫度減緩許多,在事故后約400 s時重新穩(wěn)定在約440 ℃。在UTOP事故前后,堆芯進出口冷卻劑溫差和換熱器一次側(cè)進出口溫差分別約為80 ℃和135 ℃,由此也可看出事故初期堆芯冷卻能力存在一定不足。事故工況下,冷卻劑最高溫度約為575 ℃,距離其沸點有非常大的裕量,避免冷卻劑沸騰的風險。

事故后,由于堆芯輸熱能力不足,最熱棒芯塊中心最高溫度和包殼最高溫度均顯著上升。其中,最熱棒芯塊中心最高溫度在事故后約70 s時快速升高,最大值約為1 600 ℃,但其仍然處于燃料最高溫度限值2 164 ℃以下,并未出現(xiàn)燃料熔化風險。其后,隨著堆芯功率的不斷下降,最熱棒芯塊中心迅速降溫并逐漸趨于穩(wěn)定,約為900 ℃。包殼最高溫度則在事故后迅速升高并重新穩(wěn)定在接近600℃,該溫度處于事故安全溫度限值800 ℃以下。

3) 無保護失熱阱瞬態(tài)事故(ULOHS)

在二回路泵停轉(zhuǎn)、二回路給水中斷或給水管道斷裂等可能情況下,SMILE會發(fā)生失去二回路熱阱,且非能動停堆系統(tǒng)失效,因此需要進行深入研究。

初始工況:反應(yīng)堆于100%功率的額定工況下運行。瞬態(tài)工況:事故工況觸發(fā)后,二回路泵故障,給水流量在10 s內(nèi)降至零。此過程中,一回路主冷卻劑泵正常,非能動停堆系統(tǒng)失效。中子動力學采用點堆模型,考慮燃料多普勒效應(yīng)和冷卻劑溫度效應(yīng)。

圖8為ULOHS事故時各參數(shù)隨時間的變化。在事故工況下,二回路熱阱喪失,導(dǎo)致反應(yīng)堆堆芯熱量無法排出,冷卻劑溫度升高。在堆芯負反饋效應(yīng)作用下,總反應(yīng)性快速下降,在約100 s內(nèi)降至約-100 pcm。隨后,反應(yīng)性下降速度減緩,并在事故后約9 000 s時穩(wěn)定在-280 pcm附近。此時反應(yīng)堆處于次臨界狀態(tài),實現(xiàn)了自動停堆。在負反應(yīng)性作用下,堆芯功率在事故后內(nèi)迅速下降,約500 s后降至額定功率的10%左右,約800 s后時便降至0,進入停堆狀態(tài)。此后,堆芯功率來自于燃料衰變熱,衰變熱初期不足額定功率的5%,并且隨時間逐漸衰減。

圖8 ULOHS事故時各參數(shù)隨時間的變化

失去二回路熱阱后,堆芯熱量在堆內(nèi)積累,造成堆芯進出口溫度迅速上升。堆芯出口溫度先快速升高,約為510 ℃。隨后由于堆芯功率下降加之余熱排出系統(tǒng)發(fā)揮作用,升溫速度逐漸減緩并在事故后約9 000 s達到最高值,約為550 ℃。之后,堆芯衰變熱功率的進一步衰減使得堆芯出口溫度在事故后約9 000 s時開始緩慢下降,遏制了事故影響。同時,堆芯入口溫度陡升并在事故后約600 s便超過了500 ℃,隨后升溫速率下降,入口溫度保持與出口溫度極小的溫差和相同的走勢,并同樣在事故后約9 000 s時開始緩慢下降。由以上結(jié)果可知,在失去二回路熱阱的事故工況下,堆內(nèi)冷卻劑溫度僅在反應(yīng)堆的自動停堆和余熱排出系統(tǒng)的作用下出現(xiàn)一定幅度的升高。

事故后,最熱棒芯塊中心最高溫度下降,在事故后約600 s時達到最低值,此時該溫度與包殼溫度接近,約為512 ℃。其下降是由于事故后堆芯功率驟降,燃料棒內(nèi)部失去大部分熱量來源,盡管失去了二回路熱阱,堆芯內(nèi)仍舊有溫度更低的冷卻劑帶走燃料棒熱量。之后因為燃料棒與冷卻劑溫差接近于0,燃料芯塊內(nèi)熱量已無法向外傳導(dǎo),故其溫度開始上升,并在事故后約9 000 s時達到峰值,約為550 ℃。隨后,在余熱排出系統(tǒng)作用下,冷卻劑溫度開始下降,燃料芯塊溫度也隨之下降。包殼最高溫度在事故初期快速上升,隨后與燃料芯塊溫度走勢相同?？梢?在失去二回路熱阱的情況下,反應(yīng)堆在負反饋調(diào)節(jié)下迅速自動停堆,燃料棒溫度在事故初低于設(shè)計限值,并在事故后期在余熱排出系統(tǒng)的作用下逐漸下降。

3 結(jié)語

為驗證鉛冷微堆SMILE的熱工設(shè)計合理性和固有安全特性,本文使用系統(tǒng)分析程序ATHLET對其進行典型無保護事故工況下的瞬態(tài)熱工水力安全分析。結(jié)果表明,SMILE具有的良好自然循環(huán)性能和熱工特性,其在面對典型無保護瞬態(tài)事故工況下,均具備良好的固有安全特性,未引發(fā)嚴重的事故后果。

同時,根據(jù)模擬計算結(jié)果,SMILE在發(fā)生無保護失流瞬態(tài)事故時,燃料包殼溫度高于防止氧化保護膜破損的最高溫度限值,可能對反應(yīng)堆的安全運行造成威脅。因此下一步將通過研發(fā)高溫耐腐蝕材料等手段,消除或減弱其對系統(tǒng)安全運行的影響,進一步提升SMILE的安全性能。