CAP1400 MSLB事故破口譜分析及極限工況瞬態(tài)分析1)

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(環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京 100082)

CAP1400是我國(guó)自主開(kāi)發(fā)的具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的三代非能動(dòng)壓水堆核電技術(shù)，在AP1000的基礎(chǔ)上提升了功率，并對(duì)反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)、專設(shè)安全設(shè)施、主要核島輔助系統(tǒng)和主設(shè)備以及核島廠房布置等進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)和系統(tǒng)性的優(yōu)化[1-2]。因此，針對(duì)CAP1400主蒸汽管道破裂事故開(kāi)展分析研究是有必要的。

主蒸汽管道破裂是設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故中反應(yīng)堆一次側(cè)熱輸出增加的重要工況之一[3]，破口流量的上升使得堆芯有重返臨界和重返功率的可能性。本文重點(diǎn)關(guān)注這方面對(duì)事故的影響。

1 程序介紹及節(jié)點(diǎn)模型

1.1 程序介紹

本文采用SNAP程序進(jìn)行圖形化模型建立及計(jì)算結(jié)果后處理，SNAP(Symbolic Nuclear Analysis Package)程序是由NRC資助開(kāi)發(fā)的圖形化分析程序包，功能包括創(chuàng)建和編輯工程分析軟件的輸入、提交計(jì)算申請(qǐng)、過(guò)程監(jiān)視以及程序之間的相互調(diào)用，可以有效提高事故分析的效率。使用RELAP5/MOD 3.3程序進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，Relap 5是輕水堆冷卻系統(tǒng)事故工況的瞬態(tài)行為最佳估算程序[4]，其功能幾乎覆蓋了核電廠全部熱工水力工況。RELAP5/MOD 3.3版本是由美國(guó)核管會(huì)(NRC)于2001年，經(jīng)過(guò)大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)反饋，對(duì)RELAP5系列程序的升級(jí)和改進(jìn)后發(fā)布的，已有廣泛應(yīng)用[5]。采用VIPRE程序進(jìn)行子通道熱工水力分析。VIPRE-W程序是由美國(guó)西屋公司研制用來(lái)考慮水力和核對(duì)堆芯及熱通道焓升影響的一個(gè)三維子通道程序。

1.2 節(jié)點(diǎn)模型

根據(jù)事故分析需要，采用RELAP5/MOD 3.3程序，建立了CAP1400反應(yīng)堆系統(tǒng)模型，示意圖如圖1所示。模型包括兩條環(huán)路，每條環(huán)路根據(jù)冷卻劑流動(dòng)方向，分別包括一根冷卻劑主管道熱管段，一臺(tái)蒸汽發(fā)生器，兩臺(tái)反應(yīng)堆冷卻劑泵，兩根冷管段。另外，系統(tǒng)還包括穩(wěn)壓器、波動(dòng)管、閥門及用于運(yùn)行控制和安全觸發(fā)的儀表。

2 事故描述與基本假設(shè)

2.1 事故描述

主蒸汽管道破裂事故假設(shè)主蒸汽管道破裂引起蒸汽從破口排放，破口的蒸汽流量在發(fā)生破裂后的短暫時(shí)間內(nèi)迅速增加，而后，隨著蒸汽壓力下降而減小。反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)能量的過(guò)多移出導(dǎo)致反應(yīng)堆冷卻劑溫度和壓力下降。由于堆芯具有負(fù)的慢化劑溫度系數(shù)，溫度下降將引入正的反應(yīng)性，從而使得反應(yīng)堆功率上升[6]。

如果在停堆后有一束具有最大反應(yīng)性價(jià)值的控制棒組件卡在它完全抽出的位置上，這就增加了堆芯重返臨界和重返功率的可能性。主蒸汽管道破裂之后重返功率可能是一個(gè)潛在的重要問(wèn)題。因?yàn)榧僭O(shè)一束具有最大反應(yīng)性價(jià)值的控制棒組件卡在它完全抽出的位置上，會(huì)產(chǎn)生一個(gè)高的功率峰因子。本節(jié)的目的是分析反應(yīng)堆功率運(yùn)行時(shí)發(fā)生主蒸汽管道破裂事故，以關(guān)注在反應(yīng)堆停堆前或停堆期間堆芯保護(hù)是否依然有效。分析從初始熱態(tài)滿功率開(kāi)始至PRHR和CMT投入。

主蒸汽管道破裂事故分析的初始工況采用與安分報(bào)告相同的初始數(shù)值。

2.2 基本假設(shè)及驗(yàn)收準(zhǔn)則

根據(jù)不同的主蒸汽管道破口尺寸，事故被劃分為Ⅲ類或Ⅳ類工況，保守考慮，本報(bào)告采用Ⅱ類工況的驗(yàn)收準(zhǔn)則，具體包括：最小DNBR高于95/95DNBR限值，以保證燃料包殼完整性；超功率限值條件下，不應(yīng)發(fā)生燃料熔化；RCS和主蒸汽系統(tǒng)壓力不應(yīng)高于設(shè)計(jì)壓力的110%；在不發(fā)生其他單一失效的情況下，不能導(dǎo)致更嚴(yán)重的事故工況。該事故的主要假設(shè)包括：

(1)與堆芯相關(guān)的假設(shè)

1)慢化劑溫度系數(shù)：假設(shè)慢化劑溫度系數(shù)為絕對(duì)值最大值；

2)多普勒效應(yīng)：多普勒反應(yīng)性系數(shù)為絕對(duì)值最小值；

3)快中子壽命：取0.000 019 8 s；

4)停堆反應(yīng)性：假設(shè)控制棒組件中負(fù)反應(yīng)性價(jià)值最大的一組卡死在堆頂。

(2)控制和保護(hù)系統(tǒng)

根據(jù)破口尺寸，下列停堆信號(hào)將給熱態(tài)滿功率主蒸汽管道破裂事故提供必要的保護(hù)：

1)超溫ΔT;

2)穩(wěn)壓器低壓力;

3)S信號(hào):①蒸汽管道低壓力信號(hào)；②冷段低溫信號(hào)。

(3)初因事件與功能假設(shè)。

反應(yīng)堆功率為100%，0 s時(shí)刻，主蒸汽管道破裂，保守假設(shè)給水流量與蒸汽流量相匹配。分析時(shí)認(rèn)為喪失廠外電是該事故的潛在后果，不需要詳細(xì)分析喪失廠外電工況。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 破口譜分析

本節(jié)分析了CAP1400熱態(tài)滿功率主蒸汽管道0.009～0.15 m2的破口譜，如圖2所示。結(jié)果表明，結(jié)果表明，直到0.058 m2的蒸汽管道破口都不會(huì)觸發(fā)反應(yīng)堆停堆。反應(yīng)堆不停堆工況與負(fù)荷過(guò)增事故相似，反應(yīng)堆達(dá)到一個(gè)新的與蒸汽增加相對(duì)應(yīng)的功率水平。對(duì)于0.059～0.105 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由超功率ΔT信號(hào)觸發(fā)停堆。對(duì)于0.106～0.15 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由蒸汽管道低壓力安注信號(hào)觸發(fā)停堆。

圖1 CAP1400一回路系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)模型Fig.1 The node model for primary coolant system of CAP1400

圖2 破口譜Fig.2 The break spectrum

從DNB和燃料中心熔化(kW/m)保護(hù)角度考慮，在分析計(jì)算中，超功率ΔT觸發(fā)停堆時(shí)，破口尺寸越大，達(dá)到的停堆功率越大，最極限的工況是破口尺寸為超功率觸發(fā)停堆的最大破口尺寸0.105 m2。

3.2 事故序列對(duì)比及關(guān)鍵參數(shù)分析

針對(duì)極限工況進(jìn)行詳細(xì)計(jì)算，0 s時(shí)刻不含穩(wěn)壓器回路的主蒸汽管道破裂，引起蒸汽流量迅速增加，事故序列如表1所示。

表1 CAP1400 MSLB事故序列Table 1 Sequence of MSLB accident for CAP1400

將計(jì)算所得的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行分析，詳細(xì)變化曲線如圖3～圖9所示。

如圖9所示，破口發(fā)生后，破口的蒸汽流量在發(fā)生破裂后的短暫時(shí)間內(nèi)迅速增加，而后，隨著蒸汽壓力下降而減小。蒸汽流量的增加使得二回路帶熱增加，一回路冷卻劑溫度下降，受慢化劑溫度系數(shù)和多普勒功率系數(shù)共同影響，堆芯引入正反應(yīng)性，功率和熱流密度不斷上升，如圖3、圖4所示。功率上升至115%超功率停堆整定值后，超功率ΔT信號(hào)觸發(fā)停堆，反應(yīng)堆功率迅速下降。

由于存在慢化劑溫度系數(shù)和多普勒功率系數(shù)，控制棒插入、功率驟降的過(guò)程中會(huì)引入較大的正反應(yīng)性，使得功率在停堆后存在略微反彈的現(xiàn)象，如圖3。停堆后功率約降至40%，分析是由于RELAP5為國(guó)際通用的最佳估算系統(tǒng)分析程序，破口流量使用Henry-Fauske模型進(jìn)行計(jì)算，上游出現(xiàn)氣泡即認(rèn)為進(jìn)入兩相臨界流，計(jì)算的破口流量波動(dòng)較小，使得停堆后得到的核功率較高。

堆芯熱流密度變化趨勢(shì)同核功率變化趨勢(shì)類似，如圖4所示。在破口發(fā)生后逐漸上升，停堆后快速降低，由于存在較大的慢化劑溫度系數(shù)，停堆后核功率較大，熱流密度較高。

圖3 瞬態(tài)歸一化核功率Fig.3 Nuclear power vs time

圖4 堆芯熱流密度Fig.4 Heat flus vs time

破口發(fā)生后，二回路帶熱增加，導(dǎo)致一回路冷卻劑系統(tǒng)壓力不斷下降，如圖5所示。引入正反應(yīng)性后，反應(yīng)堆功率上升，產(chǎn)熱增加，至停堆前，壓力下降趨勢(shì)逐漸減弱消失，壓力出現(xiàn)微弱回升。停堆后，由于堆芯產(chǎn)熱驟降，壓力也隨之快速下降。圖6為穩(wěn)壓器和波動(dòng)管水體積變化的對(duì)比曲線。穩(wěn)壓器和波動(dòng)管水體積變化趨勢(shì)同穩(wěn)壓器壓力變化趨勢(shì)相同。為關(guān)注在反應(yīng)堆停堆前或停堆期間堆芯保護(hù)是否依然有效，本文所計(jì)算的主蒸汽管道破裂事故從初始熱態(tài)滿功率開(kāi)始，至PRHR和CMT投入結(jié)束。其中穩(wěn)壓器低-2水位觸發(fā)CMT動(dòng)作的極限整定值為26 m3，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間為23.6 s。

圖5 穩(wěn)壓器壓力Fig.5 RCS pressure vs time

圖6 穩(wěn)壓器和波動(dòng)管水體積Fig.6 RCS water volume vs time

圖7、圖8為壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力變化的曲線。停堆前，由于破口導(dǎo)致的二回路帶熱增加，壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力不斷降低。停堆后，堆芯產(chǎn)熱和二回路流量都快速下降。二回路流量下降如圖9。二回路流量降低造成的帶熱能力下降同停堆造成的堆芯產(chǎn)熱降低相互作用，但由于二回路流量下降幅度較小，使得停堆后，二回路帶熱能力較強(qiáng)，故壓力容器入口溫度和蒸汽發(fā)生器壓力除在剛停堆后出現(xiàn)微弱的回升外，隨后仍繼續(xù)下降。

圖7 壓力容器入口溫度Fig.7 RCS temperature vs time

圖8 蒸汽發(fā)生器壓力Fig.8 Steam generator pressure vs time

圖9 蒸汽流量Fig.9 Steam mass flow vs time

3.3 DNBR

根據(jù)系統(tǒng)程序的計(jì)算結(jié)果選取極限點(diǎn)，將極限點(diǎn)的狀態(tài)參數(shù)(如堆芯流量、熱流密度、溫度、壓力等)提供給物理方向?qū)I(yè)人員，采用三維堆芯核設(shè)計(jì)程序ANC計(jì)算該極限點(diǎn)對(duì)應(yīng)的不同功率分布。計(jì)算分為4個(gè)循環(huán)，每個(gè)循環(huán)根據(jù)功率向上、向下傾斜情況不同又分為6個(gè)工況。針對(duì)這24個(gè)不同的功率分布，采用同安分報(bào)告相同的F對(duì)DNBR進(jìn)行計(jì)算，得到的最小DNBR 1.914即為事故對(duì)應(yīng)的最小DNBR。滿功率MSLB事故DNBR的驗(yàn)收準(zhǔn)則為1.5， DNBR滿足驗(yàn)收準(zhǔn)則。

4 結(jié) 論

本文使用最佳估算程序RELAP5/mod3.3為CAP1400核電廠熱態(tài)滿功率主蒸汽管道破裂事故建立穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)模型，參照安分報(bào)告中的基本假設(shè)，開(kāi)展破口譜分析，并就關(guān)鍵熱工水力參數(shù)進(jìn)行了分析。

本文分析了0.009～0.15m2的蒸汽管道破口譜。結(jié)果表明直到0.058 m2的蒸汽管道破口都不會(huì)觸發(fā)反應(yīng)堆停堆。對(duì)于0.059～0.105 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由超功率ΔT觸發(fā)停堆。對(duì)于0.106～0.15 m2的蒸汽管道破口，反應(yīng)堆由蒸汽管道低壓力安注信號(hào)觸發(fā)停堆。從燃料中心熔化保護(hù)角度考慮，最極限的工況是0.105 m2。分析表明，對(duì)于最極限的工況仍滿足壓力和DNBR的驗(yàn)收準(zhǔn)則。結(jié)論認(rèn)為，CAP1400反應(yīng)堆在主蒸汽管道破裂事故下安全可靠。