二回路非能動余熱排出系統(tǒng)設計要素分析

張紅巖，師二兵，方成躍

1海軍裝備部艦船辦公室，北京100071

2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

二回路非能動余熱排出系統(tǒng)設計要素分析

張紅巖1，師二兵2，方成躍2

1海軍裝備部艦船辦公室，北京100071

2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

［目的］為研究二回路非能動余熱排出系統(tǒng)（PRHRS）的運行特性，［方法］借助瞬態(tài)熱工安全分析程序RELAP5，建立主冷卻劑系統(tǒng)和二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的仿真模型。對二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的3個關鍵設計要素（設計負荷、應急補水箱及蒸汽側隔離閥開啟速度）開展全部電源喪失事故及單側主給水管道斷裂事故工況下的瞬態(tài)計算和對比分析，［結果］分析結果表明：設計負荷需綜合考慮系統(tǒng)安全性與冷卻速率；應急補水箱向蒸汽發(fā)生器注水有利于事故后的初期冷卻，而降低隔離閥開啟速度可改善系統(tǒng)的啟動特性。［結論］計算分析結果可為核動力裝置二回路非能動余熱排出系統(tǒng)設計提供參考。

二回路系統(tǒng)；非能動余熱排出系統(tǒng)；設計負荷；應急補水箱；隔離閥開啟速度；RELAP5

0 引 言

非能動安全是指利用自然循環(huán)、壓縮流體儲能、重力驅動等一些簡單但是從不失效的物理規(guī)律的作用，在反應堆發(fā)生事故后，不需要依賴運行人員操縱和外部能源供給而執(zhí)行功能的設計［1］。非能動的設計簡化了系統(tǒng)，降低了人因失誤的可能性，具有更高的安全性和可靠性。非能動余熱排出系統(tǒng)（Passive Residual Heat Removal System，PRHRS）作為非能動安全設計的重要組成部分，對于核電站和核動力裝置的安全運行具有重大意義，其主要功能是事故工況下，當反應堆的正常排熱系統(tǒng)失效時，安全導出堆芯衰變熱，防止堆芯過熱惡化，以及事故的進一步擴大［2］。

二回路非能動余熱排出系統(tǒng)，其原理是利用一回路主冷卻劑的自然循環(huán)將堆芯余熱通過蒸汽發(fā)生器導出至二回路，利用二回路蒸汽—水的自然循環(huán)將熱量通過余熱排出熱交換器導出至熱阱。二回路非能動余熱排出系統(tǒng)與蒸汽發(fā)生器連接成閉合回路，與主冷卻劑系統(tǒng)形成隔離，有利于放射性產物的包容［3］。目前，采用二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的核電站有：韓國先進反應堆APR1400核電站［4］、韓國模塊式一體化先進反應堆SMART核電站［5］、俄羅斯KLT-40S核動力裝置［6］等。

非能動余熱排出系統(tǒng)的設計負荷是系統(tǒng)設計的出發(fā)點，決定了系統(tǒng)的排熱能力；應急補水箱在部分核電站和核動力裝置的非能動余熱排出系統(tǒng)設計中有應用，用于事故后補償蒸汽發(fā)生器液位的降低；是否設置蒸汽側隔離閥決定了非能動余熱排出系統(tǒng)與主蒸汽系統(tǒng)的連接方式。目前，對二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的研究主要集中于系統(tǒng)的運行特性，對上述關鍵設計要素的系統(tǒng)性討論較少。本文將以某型核電站為研究對象，考慮二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的若干設計要素，并借助RELAP5系統(tǒng)分析程序進行計算和對比分析。

1 二回路非能動余熱排出系統(tǒng)

二回路非能動余熱排出系統(tǒng)由非能動余熱排出熱交換器、連接到熱交換器的蒸汽管道、冷凝回水管道、布置在管道上的閥門以及放置熱交換器的冷卻水箱組成，余熱排出熱交換器入口與主蒸汽管道連接，出口與蒸汽發(fā)生器主給水管道連接，如圖1所示。

圖1 非能動余熱排出系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic diagram of PRHRS

正常運行時，主蒸汽隔離閥和主給水隔離閥打開，余熱排出系統(tǒng)隔離閥關閉，非能動余熱排出系統(tǒng)處于備用狀態(tài)。在事故工況下，一回路冷卻劑通過自然循環(huán)將堆芯熱量導出至蒸汽發(fā)生器。蒸汽發(fā)生器吸收熱量，貯存水蒸發(fā)，液位降低，當達到蒸汽發(fā)生器寬量程低液位信號值時，觸發(fā)非能動余熱排出系統(tǒng)蒸汽側隔離閥開啟，回流側隔離閥延遲10 s后開啟，產生的蒸汽沿蒸汽管道流入非能動余熱排出熱交換器，在熱交換器內冷凝。冷凝后的液體依靠重力回流至蒸汽發(fā)生器，通過蒸汽—水的自然循環(huán)，將堆芯熱量導出至冷卻水箱。由于余熱排出熱交換器的布置在垂直方向上與蒸汽發(fā)生器具有一定的高度差，且余熱排出系統(tǒng)蒸汽管道為飽和蒸汽，回水管道為冷凝水，冷熱管道之間具有較大的密度差，因此，整個系統(tǒng)具有較大的自然循環(huán)能力［7］。

2 非能動余熱排出系統(tǒng)設計負荷討論

非能動余熱排出系統(tǒng)的設計負荷直接決定了其導出堆芯剩余釋熱的能力，是非能動余熱排出系統(tǒng)和熱交換器設計的出發(fā)點。不同的設計負荷對應不同的非能動余熱排出熱交換器傳熱面積。

從安全系統(tǒng)單一故障準則的角度考慮，二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的最小設計負荷需保證在事故工況下只有單個系列投入運行時可以應對堆芯剩余釋熱量，避免出現堆芯熱量無法導出的情況。從對主冷卻劑系統(tǒng)的冷卻速率的角度考慮，非能動余熱排出系統(tǒng)的設計負荷不宜過大，以防止冷卻能力過強，主冷卻劑溫度下降速率過大，產生材料熱應力等問題；對于壓水堆核電站，反應堆冷卻劑系統(tǒng)的冷卻速率一般不超過30℃/h［8］。

每個蒸汽發(fā)生器主蒸汽管道都連接了相同系列的非能動余熱排出系統(tǒng)。在發(fā)生全部電源喪失事故時，2個系列非能動余熱排出系統(tǒng)均可投入運行。在發(fā)生單側主給水管道斷裂事故時，破損環(huán)路側蒸汽發(fā)生器排空，該側非能動余熱排出系統(tǒng)無法投入運行，故只有一個系列非能動余熱排出系統(tǒng)投入運行。以全部電源喪失事故和單側主給水管道斷裂事故為例，對比分析了5種不同設計負荷的計算結果，如表1所示。

表1 多設計負荷工況設計參數及計算結果Table 1 Design parameters and calculation results under various design capacities

圖2所示為全部電源喪失事故下冷卻劑平均溫度變化曲線。在發(fā)生全部電源喪失事故后1 172 s，非能動余熱排出系統(tǒng)投入運行，堆芯熱量被有效導出，冷卻劑平均溫度出現下降；隨著非能動余熱排出系統(tǒng)設計負荷的增大，其對主冷卻劑系統(tǒng)的冷卻作用增強，冷卻劑平均溫度下降速率增大。在計算時間范圍內，工況1的平均溫度下降速率滿足標準要求。

圖2 全部電源喪失事故冷卻劑平均溫度比較Fig.2 Coolant average temperature comparison of station blackout accident

在單側主給水管道斷裂事故發(fā)生工況下，因只有單側完整環(huán)路非能動余熱排出系統(tǒng)投入運行，堆芯余熱無法快速導出，故主系統(tǒng)壓力和溫度會迅速上升，有可能產生一回路容積沸騰，穩(wěn)壓器滿溢的情況，因此以熱管段冷卻劑溫度和穩(wěn)壓器液位作為分析考察的重點［9］。

圖3所示為單側主給水管道斷裂事故下主要熱工參數變化曲線。事故初期，非能動余熱排出系統(tǒng)的吸熱量低于堆芯剩余釋熱量。隨著反應堆功率的降低，非能動余熱排出系統(tǒng)的吸熱量在某一時刻與堆芯剩余釋熱量匹配，在該時刻隨設計負荷的減小而向后推移，如圖3（a）所示。圖3（b）所示為熱管段冷卻劑溫度變化曲線，圖3（c）所示為穩(wěn)壓器液位變化曲線。由圖可知，事故發(fā)生后，冷卻劑溫度上升，比容增大，穩(wěn)壓器液位升高，在非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量與堆芯剩余釋熱量匹配后，堆芯熱量被有效導出，熱管段冷卻劑溫度和穩(wěn)壓器液位逐漸降低。對于工況2～5，事故進程中主冷卻劑系統(tǒng)熱管段冷卻劑溫度未達到對應壓力下的飽和溫度，主冷卻劑系統(tǒng)未出現整體沸騰，穩(wěn)壓器液位低于穩(wěn)壓器內空間總高度，穩(wěn)壓器未出現滿溢。對于工況1，由于非能動余熱排出系統(tǒng)的吸熱量在較長時間內無法與堆芯剩余釋熱量匹配，完整環(huán)路蒸汽發(fā)生器貯存的水被蒸干，堆芯熱量無法有效導出，故導致熱管段冷卻劑溫度達到飽和溫度，穩(wěn)壓器滿溢。圖3（d）所示為工況1堆芯通道空泡份額變化曲線，在事故進程中，堆芯通道出現汽化。

圖3 單側主給水管道斷裂事故計算結果比較Fig.3 Calculation results comparison of one-side feedwater line break accident

對于上述5種不同的設計負荷工況：在發(fā)生全部電源喪失事故時，2個系列非能動余熱排出系統(tǒng)均投入運行，堆芯熱量均可以被有效導出，反應堆處于安全狀態(tài)，其中工況1的冷卻劑平均溫度下降速率符合標準要求，其余工況由于設計負荷過大，冷卻劑溫度下降過快，降溫速率均遠高于標準要求。在發(fā)生單側主給水管道斷裂事故時，只有單側完整環(huán)路非能動余熱排出系統(tǒng)投入運行，工況2～5非能動余熱排出系統(tǒng)均可保證反應堆處于安全狀態(tài)，工況1由于非能動余熱排出系統(tǒng)設計負荷過小，堆芯出現汽化，穩(wěn)壓器滿溢，導致非能動余熱排出系統(tǒng)已無法保證反應堆安全。

非能動余熱排出系統(tǒng)為滿足單一故障準則，其設計負荷需保證單個系列投入運行時仍可應對停堆剩余釋熱量，確保反應堆安全，但這種設計導致多個系列非能動余熱排出系統(tǒng)共同運行時，冷卻能力過強，冷卻劑降溫過快，會對主冷卻劑系統(tǒng)材料產生較大的熱應力。為應對該問題，文獻［10］通過搭建實驗臺架，開展了余熱排出速率控制方面的研究，通過手動調節(jié)二回路非能動余熱排出系統(tǒng)回水管線上的球閥開度，改變余熱排出系統(tǒng)的自然循環(huán)流量，進而改變對主冷卻劑系統(tǒng)的冷卻速率［10］。文獻［11］在非能動余熱排出系統(tǒng)的基礎上增設了事故工況下耗汽運行排熱方案，由于該方案分擔了事故進程中堆芯剩余釋熱量，因此非能動余熱排出系統(tǒng)設計負荷有所降低［11］。

3 非能動余熱排出系統(tǒng)應急補水箱討論

在二回路出現系統(tǒng)故障（如失去蒸汽負荷和蒸汽發(fā)生器水裝量）、發(fā)生失去熱阱事件時，二回路導出熱量減少，堆芯產生的熱量多于由蒸汽發(fā)生器導出的熱量，將導致蒸汽發(fā)生器貯存的水蒸發(fā)，蒸汽發(fā)生器液位降低。對于二回路非能動余熱排出系統(tǒng)，蒸汽發(fā)生器液位降低，傳熱管裸露，將導致其換熱能力下降；若出現蒸汽發(fā)生器排空，則自然循環(huán)無法建立，堆芯熱量無法導出。因此，有些核電站的二回路非能動余熱排出系統(tǒng)在設計上增加了應急補水箱（例如，SMART和IRIS核電站），通過應急補水箱注水來補償蒸汽發(fā)生器液位的降低。

圍繞二回路非能動余熱排出系統(tǒng)應急補水箱展開討論，以單側主給水管道斷裂事故為例，對比分析有應急補水箱的非能動余熱排出系統(tǒng)和無應急補水箱的非能動余熱排出系統(tǒng)對事故工況的緩解能力。2種方案的原理如圖4和圖5所示。應急補水箱的水裝量為蒸汽發(fā)生器水裝量的50%。

圖4 有應急補水箱方案示意圖Fig.4 Schematic diagram of PRHRS with emergency makeup tank

圖5 無應急補水箱方案示意圖Fig.5 Schematic diagram of PRHRS without emergency makeup tank

在發(fā)生單側主給水管道斷裂事故后，破損側蒸汽發(fā)生器快速排空，完整側非能動余熱排出系統(tǒng)在蒸汽發(fā)生器低液位信號觸發(fā)下投入運行。對于有應急補水箱的非能動余熱排出系統(tǒng)，應急補水箱隔離閥與非能動余熱排出系統(tǒng)隔離閥同時開啟，應急補水箱的水通過重力作用注入蒸汽發(fā)生器。

圖6所示為蒸汽發(fā)生器液位隨時間變化的對比曲線。由圖可知，應急補水箱在觸發(fā)后，向蒸汽發(fā)生器注水，補償了蒸汽發(fā)生器液位的降低，在整個事故進程中，有應急補水箱方案的蒸汽發(fā)生器液位始終高于無應急補水箱方案。圖7所示為非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量與堆芯功率隨時間變化的對比曲線。圖8所示為非能動余熱排出系統(tǒng)自然循環(huán)流量隨時間變化的對比曲線。由圖可知，對于有應急補水的方案，在應急補水和非能動余熱排出系統(tǒng)一起觸發(fā)后，應急注水對整個系統(tǒng)有驟冷作用，導致該方案非能動余熱排出系統(tǒng)自然循環(huán)流量低于無應急補水方案，因此其非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量低于無應急補水方案，與堆芯功率的匹配時間晚于無應急補水方案。盡管如此，在應急補水驟冷作用下，有應急補水的方案在事故初期熱管段冷卻劑溫度和穩(wěn)壓器液位均低于無應急補水方案（圖9和圖10），從保證反應堆安全的角度考慮，在事故發(fā)生后，該方案更有利于反應堆安全。在應急補水結束后，驟冷作用逐漸減弱，2種方案的熱工參數變化逐漸趨于一致。

在單側主給水管道斷裂事故發(fā)生后，應急補水對主系統(tǒng)的驟冷作用使反應堆更趨于安全；另一方面，應急補水可以有效補償蒸汽發(fā)生器液位的降低，為非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量與堆芯剩余釋熱量的匹配爭取了時間。

圖6 單側主給水管道斷裂事故蒸汽發(fā)生器液位對比Fig.6 Steam generator water level comparison of one-side feedwater line break accident

圖7 單側主給水管道斷裂事故非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量對比Fig.7 PRHRS heat absorption comparison of one-side feedwater line break accident

圖8 單側主給水管道斷裂事故非能動余熱排出系統(tǒng)自然循環(huán)流量對比Fig.8 PRHRS natural circulation flowrate comparison of one-side feedwater line break accident

圖9 單側主給水管道斷裂事故熱管段冷卻劑溫度對比Fig.9 Hot leg coolant temperature comparison of one-side feedwater line break accident

圖10 單側主給水管道斷裂事故穩(wěn)壓器液位對比Fig.10 Pressurizer water level comparison of one-side feedwater line break accident

4 非能動余熱排出系統(tǒng)蒸汽側隔離閥開啟速度討論

對于二回路非能動余熱排出系統(tǒng)，與蒸汽發(fā)生器較為理想的連接方式是入口設置常開閥門，出口設置常關的失效開啟（Fail open）閥門，這種連接方式可以保證非能動余熱排出熱交換器在備用狀態(tài)下仍然保持與蒸汽發(fā)生器一樣的壓力，在投入運行時避免了對設備形成較大的熱沖擊，并可避免因為閥門瞬間開啟引發(fā)的壓力和流量震蕩問題［12］。但是蒸汽側沒有與蒸汽發(fā)生器隔離，在裝置變負荷、蒸汽發(fā)生器壓力變化時會有蒸汽流入流出非能動余熱排出系統(tǒng)管路，影響到整個動力系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。對于裝置負荷多變的船用核動力裝置，在非能動余熱排出系統(tǒng)蒸汽側設置隔離閥顯得更加必要。

本節(jié)針對蒸汽側和回流側均設置隔離閥的非能動余熱排出系統(tǒng)與蒸汽發(fā)生器連接方式進行啟動瞬態(tài)研究，對比分析了4種蒸汽側隔離閥的開啟速度工況下，非能動余熱排出系統(tǒng)啟動瞬間的壓力和流量震蕩現象。在計算模型中，0 s發(fā)生全部電源喪失事故，1 160 s非能動余熱排出系統(tǒng)投入運行，蒸汽側隔離閥在1 160 s后勻速開啟，回流側隔離閥在1 170 s瞬間開啟，4種工況蒸汽側隔離閥全開時間分別為1，2，5，10 s。

圖11和圖12所示分別為不同蒸汽側隔離閥開啟速度下，非能動余熱排出系統(tǒng)壓力、入口流量變化曲線。由圖可知，蒸汽側隔離閥全開時間超過1 s后，隔離閥的開啟僅會引起非能動余熱排出系統(tǒng)小幅度的壓力波動，不會出現大幅度的壓力震蕩；非能動余熱排出系統(tǒng)入口流量震蕩峰值隨著開啟速度的降低而減?。徽羝麄雀綦x閥需要10 s全開時，已經沒有明顯的壓力波動，流量震蕩峰值降低至4.5 kg/s。

減小非能動余熱排出系統(tǒng)蒸汽側隔離閥的開啟速度，可以減弱開啟瞬間的壓力波動和流量震蕩，改善系統(tǒng)的啟動特性。

圖11 全部電源喪失事故非能動余熱排出系統(tǒng)壓力對比Fig.11 PRHRS pressure comparison of station blackout accident

圖12 全部電源喪失事故非能動余熱排出系統(tǒng)入口流量對比Fig.12 PRHRS inlet flowrate comparison of station blackout accident

5 結 論

本文借助RELAP5系統(tǒng)分析程序對二回路非能動余熱排出系統(tǒng)的3個設計要素（設計負荷、應急補水箱、啟動方式）進行了瞬態(tài)計算和對比分析，主要結論如下：

1）二回路非能動余熱排出系統(tǒng)設計負荷的確定需要綜合考慮單一故障準則（即單系列運行保證反應堆安全的能力）和冷卻速率要求。

2）事故發(fā)生后，二回路應急補水對主系統(tǒng)的驟冷作用使反應堆更趨于安全；應急補水可以有效補償蒸汽發(fā)生器液位的降低，為二回路非能動余熱排出系統(tǒng)吸熱量與堆芯剩余釋熱量的匹配爭取時間。

3）減小非能動余熱排出系統(tǒng)蒸汽側隔離閥的開啟速度，可以減弱開啟瞬間的壓力波動和流量震蕩，改善系統(tǒng)的啟動特性。

［1］彭敏俊.船舶核動力裝置［M］.北京：原子能出版社，2009.

［2］孫漢虹，程平東，繆鴻興，等.第三代核電技術AP1000［M］.北京：中國電力出版社，2010.

［3］嚴春.先進反應堆非能動余熱排出系統(tǒng)設計［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學，2010.YAN C.Design of passive residual heat removal system for advanced reactor［D］.Harbin：Harbin Engineering University，2010.

［4］BAE B U，YUN B J，KIM S，et al.Design of conden?sation heat exchanger for the PAFS（passive auxiliary feedwater system）of APR+（advanced power reactor plus）［J］.Annals of Nuclear Energy， 2012， 46：134-143.

［5］KIM K K，LEE W，CHOI S，et al.SMART：the first licensed advanced integral reactor［J］.Journal of Ener?gy and Power Engineering，2014，8（1）：94-102.

［6］BALUNOV B F，SHCHEGLOV A A，IL'IN V A，et al.An experimental substantiation of the emergency cooldown system project for the KLT-40S reactor in?stallation of a floating nuclear cogeneration station［J］.Thermal Engineering，2011，58（5）：418-423.

［7］張往鎖.先進反應堆非能動余熱排出系統(tǒng)特性研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學，2012.ZHANG W S.Research on characteristics of passive re?sidual heat removal system for advanced reactor［D］.Harbin：Harbin Engineering University，2012.

［8］中華人民共和國核工業(yè)部.壓水堆核電廠余熱排出系統(tǒng)設計準則：EJT 328-1988［S］.北京：中國標準出版社，1988.

［9］俞冀陽，俞爾俊.核電廠事故分析［M］.北京：清華大學出版社，2012.

［10］KIM S，BAE B U，PARK Y，et al.Integral effect test on operational performance of PAFS（passive auxilia?ry feedwater system）for CIV opening stroke［C］//Pro?ceedings of ICONE-23.Chiba，Japan，2015.

［11］SHI E B，FANG C Y，WANG C，et al.The investiga?tion of passive accident mitigation scheme for ad?vanced PWR NPP［J］.Annals of Nuclear Energy，2015，85：590-596.

［12］羅漢炎.百萬千瓦級壓水堆二次側PRHR系統(tǒng)設計及熱工計算［D］.廣州：華南理工大學，2014.LUO H Y.Thermal hydraulic calculation and design of secondary passive residual heat removal system in 1000MWe PWR［D］.Guangzhou：South China Uni?versity of Technology，2014.

Design factors analyses of second-loop PRHRS

ZHANG Hongyan1，SHI Erbing2，FANG Chengyue2
1 Ship Office，Naval Armament Department of PLAN，Beijing 100071，China
2 China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China

In order to study the operating characteristics of a second-loop Passive Residual Heat Removal System(PRHRS),the transient thermal analysis code RELAP5 is used to build simulation models of the main coolant system and second-loop PRHRS.Transient calculations and comparative analyses under station blackout accident and one-side feed water line break accident conditions are conducted for three critical design factors of the second-loop PRHRS:design capacity,emergency makeup tank and isolation valve opening speed.The impacts of the discussed design factors on the operating characteristics of the second-loop PRHRS are summarized based on calculations and analyses.The analysis results indicate that the system safety and cooling rate should be taken into consideration in designing PRHRS's capacity，and water injection from emergency makeup tank to steam generator can provide advantage to system cooling in the event of accident，and system startup performance can be improved by reducing the opening speed of isolation valve.The results can provide references for the design of the second-loop PRHRS in nuclear power plants.

second-loop system；Passive Residual Heat Removal System（PRHRS）；design capacity；emergency makeup tank；isolation valve opening rate；RELAP5

U664.15，TL364

：ADOI：10.3969/j.issn.1673-3185.2017.03.014

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20170512.1159.014.html期刊網址：www.ship-research.com

張紅巖，師二兵，方成躍.二回路非能動余熱排出系統(tǒng)設計要素分析［J］.中國艦船研究，2017，12（3）：98-104.

ZHANG H Y，SHI E B，FANG C Y.Analyses of second-loop PRHRS design factors［J］.Chinese Journal of Ship Re?search，2017，12（3）：98-104.

2016-10-30< class="emphasis_bold">網絡出版時間

時間：2017-5-12 11:59

國家自然科學基金青年科學基金資助項目（51609227）

張紅巖，男，1978年生，碩士，工程師。研究方向：艦船動力裝置

師二兵（通信作者），男，1991年生，碩士，助理工程師。研究方向：艦船動力裝置。E-mail：erbing_shi@qq.com