基于RELAP5的蒸汽發(fā)生器傳熱管斷裂事故分析

胡偉晨，劉建全,*，趙鵬程，楊已顥，蘇　統(tǒng)

基于RELAP5的蒸汽發(fā)生器傳熱管斷裂事故分析

胡偉晨1，劉建全1,*，趙鵬程2，楊已顥1，蘇統(tǒng)1

（1. 上海電力大學(xué)能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海 200090；2. 南華大學(xué)核科學(xué)技術(shù)學(xué)院，湖南 衡陽(yáng) 421001）

基于RELAP5/MOD3.4分析軟件建立了1 000 MW核電機(jī)組一回路模型，在發(fā)生多根蒸汽發(fā)生器傳熱管道雙端斷裂事故（SGTR）瞬態(tài)下對(duì)發(fā)生事故后30 min內(nèi)無人為操作的5種不同斷裂工況進(jìn)行了主要參數(shù)對(duì)比分析，并且對(duì)蒸汽發(fā)生器（SG）發(fā)生滿溢時(shí)間進(jìn)行了敏感性分析。研究表明：傳熱管斷裂根數(shù)不同，各參數(shù)變化趨勢(shì)相似；斷裂根數(shù)越多，破口初始流量越大，觸發(fā)系統(tǒng)動(dòng)作越早；破口面積、主泵運(yùn)作、主給水關(guān)閉時(shí)間、輔助給水投入時(shí)間和投入量都會(huì)影響SG滿溢時(shí)間。對(duì)CPR1000機(jī)組發(fā)生多根SGTR事故對(duì)比分析和事故后各設(shè)備動(dòng)作對(duì)SG滿溢時(shí)間影響的研究有實(shí)際設(shè)計(jì)和運(yùn)行參考價(jià)值。

RELAP5；CPR1000機(jī)組；SGTR；蒸汽發(fā)生器滿溢；事故分析

蒸汽發(fā)生器（SG）作為一回路、二回路熱量交換的設(shè)備，主要通過傳熱管道與二次側(cè)主給水進(jìn)行換熱，對(duì)屏蔽一回路輻射具有重要作用[1]。蒸汽發(fā)生器傳熱管道破裂（SGTR）是核電廠發(fā)生頻率較高的事故之一[2]。傳熱管道發(fā)生破口后會(huì)導(dǎo)致冷卻劑壓力邊界安全屏障失效，一回路冷卻劑通過傳熱管道破口迅速進(jìn)入蒸汽發(fā)生器二次側(cè)。SGTR事故一旦造成SG滿溢的情況，主蒸汽管道充滿水，主蒸汽系統(tǒng)的安全閥帶水排放，則大量放射性物質(zhì)突破了核安全的三道屏障進(jìn)入到環(huán)境中[3]。我國(guó)《核動(dòng)力廠環(huán)境輻射防護(hù)規(guī)定》[4]將SG單根傳熱管道破裂和多根管道破裂分別列為稀有事故和極限事故。CPR1000機(jī)組是目前國(guó)內(nèi)主要的運(yùn)行核電機(jī)組。對(duì)該機(jī)組發(fā)生SGTR事故瞬態(tài)分析的相關(guān)研究主要有，針對(duì)SGTR事故是否考慮人為操作分析的短期事故[5,6]，考慮非安全級(jí)系統(tǒng)或設(shè)備投入的長(zhǎng)期事故分析[6]，SG蒸汽管道破裂疊加2根傳熱管道斷裂分析等[7]。對(duì)于CPR1000多根管道雙端斷裂極限事故的分析是必要的，并且進(jìn)行SG滿溢時(shí)間的敏感性分析，這對(duì)緩解事故影響具有實(shí)際工程應(yīng)用價(jià)值。本文采用RELAP5/MOD3.4程序，模擬CPR1000機(jī)組正常運(yùn)行過程和SGTR事故運(yùn)行瞬態(tài)，對(duì)多根管道雙端斷裂事故和SG滿溢時(shí)間進(jìn)行敏感性分析。

1　計(jì)算模型建立和事故假設(shè)

1.1　RELAP5程序介紹

RELAP5程序[8]可以為有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)制定提供依據(jù)、為電站設(shè)計(jì)建造提供審查驗(yàn)證、提供操作員導(dǎo)則評(píng)估以及對(duì)核電廠穩(wěn)態(tài)和事故瞬態(tài)分析等，主要以兩相系統(tǒng)的非均相和非平衡流體動(dòng)力模型為基礎(chǔ)，幾乎涵蓋所有經(jīng)驗(yàn)驗(yàn)證模型，包括輸入處理、瞬態(tài)與穩(wěn)態(tài)計(jì)算和計(jì)算抽取輸出三個(gè)部分，能夠模擬核電廠壓力容器、堆芯燃料元件、蒸汽發(fā)生器、主泵、安注箱等全部設(shè)備。核電事故系統(tǒng)設(shè)備投入運(yùn)作條件等響應(yīng)的控制，可通過邏輯控制卡觸發(fā)條件實(shí)現(xiàn)。

1.2　基于RELAP5的三環(huán)路壓水堆模型建立

本文以某現(xiàn)役CPR1000核電機(jī)組為對(duì)象，參考同型機(jī)組的節(jié)點(diǎn)劃分，基于RELAP5/ MOD3.4[9]建立三環(huán)路一、二回路機(jī)組模型，如圖1所示。[10]反應(yīng)堆壓力容器使用100～155部件模擬，其中130部件為堆芯區(qū)域。冷卻劑通過上腔室140部件與熱管段200、300和400部件相連，通往一回路的三個(gè)環(huán)路。200～250、300～350和400～450分別用于模擬三個(gè)環(huán)路的一回路，其中235、335、435為主泵。三個(gè)環(huán)路冷端分別通過冷管段入口106、108、110進(jìn)入壓力容器。用260～290模擬穩(wěn)壓器相關(guān)部件，并通過波動(dòng)管270部件與熱管段200部件連接。500～590、600～690、700～790用于模擬三環(huán)路SG和二次側(cè)設(shè)備。上充管線841部件與245部件相連，在事故情況下作為高壓安注系統(tǒng)投入運(yùn)行。三個(gè)環(huán)路各布置一個(gè)中壓安注箱825、830、835，啟動(dòng)壓力條件為小于4.53 MPa。將模型經(jīng)滿功率穩(wěn)態(tài)運(yùn)行后的計(jì)算數(shù)據(jù)與設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證該模型是否可以對(duì)機(jī)組的長(zhǎng)期運(yùn)行準(zhǔn)確模擬。選取200 s后滿功率穩(wěn)態(tài)工況下的部分運(yùn)行數(shù)據(jù)結(jié)果與設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)比結(jié)果如表1所示。

1.3　蒸汽發(fā)生器傳熱管道模擬

該CPR1000三環(huán)路機(jī)組，每個(gè)環(huán)路設(shè)置一臺(tái)立式的、自然循環(huán)、倒U型管式SG。倒U型傳熱管束是由4 474根倒U型傳熱管以正方形排列而成的。建模中將4 474根U型管道模擬成集總管道[12,13]，并模擬蒸汽發(fā)生器穩(wěn)態(tài)換熱運(yùn)行情況。傳熱管道等效通流面積和等效高度計(jì)算公式如（1～3）所示。當(dāng)發(fā)生傳熱管道破口事故時(shí)，將發(fā)生斷裂的傳熱管道從集總管道中分離出來，其中集總管和破口管束水力學(xué)直徑相同（取小管直徑0.016 87 m）。當(dāng)發(fā)生單根傳熱管道雙端斷裂時(shí)，破口面積相當(dāng)于兩倍的單根管道通流面積。多根傳熱管道雙端斷裂的模擬情況與單根傳熱管道雙端斷裂情況類似，在計(jì)算換熱量時(shí)，集總管換熱面積不因?yàn)閱喂芊蛛x減少，多根傳熱管道雙端斷裂事故通過改變集總管道、分離破口管束模擬參數(shù)和破口閥門打開面積的方式模擬，如圖2所示。集總管220部件，分離管束221部件分別與SG入口215、出口水室225連接。分離管束在頂部節(jié)點(diǎn)5位置用閥門928模擬破口，破口流量進(jìn)入520部件及SG二次側(cè)。

表1　滿功率穩(wěn)態(tài)工況下運(yùn)行數(shù)據(jù)與設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)比

1.4　事故假設(shè)

SGTR事故系統(tǒng)動(dòng)作如表2所示。反應(yīng)堆初始功率取100%額定功率，假設(shè)不考慮上充泵、下泄管線、穩(wěn)壓器噴淋系統(tǒng)動(dòng)作[14,15]，在30 min 內(nèi)無人為干預(yù)，破口發(fā)生在U型管頂部，穩(wěn)壓器低壓觸發(fā)停堆信號(hào)，根據(jù)《大亞灣設(shè)備運(yùn)行與系統(tǒng)》[8]和CPR1000機(jī)組模擬SGTR事故序列[6,7]中，對(duì)SGTR事故的干預(yù)前事故分析，設(shè)定主泵在發(fā)生SGTR時(shí)不停運(yùn)，凝汽器蒸汽排放系統(tǒng)失效關(guān)閉，蒸汽通過汽輪機(jī)旁路大氣排放閥和蒸汽安全閥排出，主蒸汽隔離閥在事故過程中不關(guān)閉。在穩(wěn)壓器低壓信號(hào)后1.0 s引入衰變功率信號(hào)。主給水在安注信號(hào)后7.0 s后關(guān)閉。輔助給水相應(yīng)時(shí)間是在觸發(fā)安注信號(hào)后0.1 s。在模擬過程中，高壓安注泵、安注箱、低壓安注系統(tǒng)、余熱排出系統(tǒng)可用。輔助給水泵、高壓安注泵作為邊界條件投入，其投入流量采用設(shè)備運(yùn)行最大投入量（37.0 kg/s 和9.2 kg/s）。

圖1　三環(huán)路壓水堆模型節(jié)點(diǎn)圖

圖2　SGTR事故模擬節(jié)點(diǎn)圖

表2　系統(tǒng)動(dòng)作

2 計(jì)算與分析

2.1　多根傳熱管道雙端斷裂事故分析

2.1.1重要時(shí)間節(jié)點(diǎn)對(duì)比分析

傳熱管道破口位置均發(fā)生在蒸汽發(fā)生器1傳熱管道頂部位置。5種不同斷裂工況，停堆信號(hào)、安注信號(hào)、穩(wěn)壓器排空和蒸汽發(fā)生器滿溢重點(diǎn)動(dòng)作的時(shí)間分布如圖3所示。在0.1 s時(shí)，多根傳熱管道同時(shí)發(fā)生雙端斷裂，破口發(fā)生后大量冷卻劑從破口流出。隨著斷裂根數(shù)的增加，穩(wěn)壓器壓力下降越快，觸發(fā)低壓停堆信號(hào)和低壓安注信號(hào)的時(shí)間越早，穩(wěn)壓器水位排空時(shí)間和發(fā)生破口蒸汽發(fā)生器滿溢時(shí)間也越早。

圖3　重點(diǎn)動(dòng)作時(shí)間分布

2.1.2一回路壓力、溫度分析

以穩(wěn)壓器作為代表，一回路壓力如圖4所示，由于破口發(fā)生，導(dǎo)致5種不同斷裂情況中的穩(wěn)壓器壓力均開始下降。當(dāng)壓力下降到觸發(fā)低壓停堆信號(hào)之后引入衰變信號(hào)，堆芯功率（見圖5）快速下降，導(dǎo)致穩(wěn)壓器壓降速度增加。當(dāng)穩(wěn)壓器低壓信號(hào)觸發(fā)安注信號(hào)，兩臺(tái)并聯(lián)高壓安注泵從破口環(huán)路冷管段注入硼水，一回路冷卻水被快速冷卻，穩(wěn)壓器壓力加速下降。單根傳熱管道雙端斷裂由于破口較小，高壓安注系統(tǒng)投入后，一回路壓力下降到4.53 MPa，中壓安注箱投入運(yùn)行。中壓安注箱投入后一回路冷卻劑補(bǔ)充流量高于破口流出流量，一回路壓力開始上升。其他4種傳熱管道斷裂情況，一回路壓力在30 min內(nèi)始終高于二回路壓力，當(dāng)破口流量和高壓安注流量補(bǔ)充逐漸平衡后，一回路壓力下降速度減緩，最終達(dá)到穩(wěn)定值。穩(wěn)壓器水位變化如圖6所示。傳熱管道不同斷裂根數(shù)穩(wěn)壓器水位的變化趨勢(shì)與穩(wěn)壓器壓力變化趨勢(shì)一致。斷裂根數(shù)越多，穩(wěn)壓器水位排空速度越快。

圖4　穩(wěn)壓器壓力變化

圖5　堆芯功率變化

一回路壓力容器入口出口溫度如圖7（a）（b），一回路壓力容器入口溫度在觸發(fā)停堆信號(hào)前沒有明顯下降。斷裂根數(shù)越多，觸發(fā)停堆信號(hào)、引入堆芯衰變、投入安注系統(tǒng)時(shí)間越早，壓力容器入口、出口溫度出現(xiàn)快速下降趨勢(shì)越早。由于破口流入蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的流量不斷減少，入口、出口溫度下降減緩。當(dāng)高壓安注系統(tǒng)投入后流量高于泄漏量，環(huán)路流量加速上升，一回路加速冷卻，壓力容器入口、出口溫度降低速率加快。整體來看，不同斷裂根數(shù)工況下壓力容器入口、出口溫度下降趨勢(shì)相似。

圖6　穩(wěn)壓器水位

圖7（a）壓力容器入口溫度變化

Fig.7（a）Variation of the vessel inlet temperature

圖7（b）壓力容器出口溫度變化

Fig.7（b）Variation of the vessel outlet temperature

計(jì)算模型中代表燃料元件包殼的熱構(gòu)件劃分為徑向9個(gè)節(jié)點(diǎn)，軸向10個(gè)節(jié)點(diǎn)，并取節(jié)點(diǎn)（徑向１，軸向9）的最高溫度作為燃料包殼溫度代表，圖8為燃料包殼溫度變化情況。5種不同斷裂工況，燃料包殼最高初始溫度為1 482 K。在觸發(fā)停堆信號(hào)后，堆芯功率快速下降，由于堆芯未發(fā)生裸露，燃料包殼溫度得到快速冷卻，溫度低于600 K后到達(dá)穩(wěn)定值。

圖8　燃料包殼溫度變化

2.1.3環(huán)路流量與破口流量分析

5種傳熱管道不同斷裂工況破口處破口流量如圖9所示，破口環(huán)路和完整環(huán)路的質(zhì)量流量如圖10（a）～（b）。發(fā)生破口后一回路大量冷卻劑進(jìn)入二回路蒸汽發(fā)生器換熱側(cè)。由于破口面積越大，冷卻劑初始進(jìn)入二回路的質(zhì)量流量越大，一回路壓力下降越快。傳熱管道斷裂根數(shù)越多，破口流量下降速度越快。5種不同斷裂工況，破口流量在 1 400 s 后都穩(wěn)定在20 kg/s以下。

圖9　破口質(zhì)量流量變化

破口環(huán)路發(fā)生破口后，冷卻劑出現(xiàn)大量喪失，破口環(huán)路質(zhì)量流量下降到4 640 kg/s以下。壓力下降觸發(fā)安注信號(hào)后，高壓安注投入，破口環(huán)路的冷卻劑得到補(bǔ)充。但由于破口流量最初大于高壓安注補(bǔ)水流量，破口環(huán)路的環(huán)路流量得不到有效補(bǔ)充，流量持續(xù)下降。由圖10（a）可知，傳熱管道斷裂根數(shù)越多，破口環(huán)路的環(huán)路流量越早出現(xiàn)上升趨勢(shì)。完整環(huán)路冷卻劑流量［見圖10（b）］變化趨勢(shì)與破口環(huán)路流量一致。

圖10　完整環(huán)路和破口環(huán)路質(zhì)量流量變化

2.1.4二回路主蒸汽壓力、蒸汽發(fā)生器分析

二次側(cè)主蒸汽壓力變化如圖11所示。主給水在安注信號(hào)觸發(fā)后7.0 s關(guān)閉，輔助給水系統(tǒng)在安注信號(hào)后0.1 s投入運(yùn)行。當(dāng)主給水關(guān)閉后，輔助給水對(duì)二回路冷卻能力遠(yuǎn)小于主給水，導(dǎo)致蒸汽發(fā)生器水位快速下降，二次側(cè)壓力不斷提高。蒸汽發(fā)生器二次側(cè)在發(fā)生SGTR事故時(shí)，大氣排放閥（GCT-a）達(dá)到整定開啟壓力（7.85 MPa）后，將二次側(cè)壓力穩(wěn)定在整定值。斷裂根數(shù)越多，二次側(cè)壓力越先達(dá)到整定值。破口環(huán)路蒸汽發(fā)生器和其中一個(gè)完整環(huán)路蒸汽發(fā)生器水位變化如圖12（a）～（b）。完整環(huán)路蒸汽發(fā)生器水位在事故發(fā)生后持續(xù)下降，當(dāng)破口流量小于安注流量后，同破口環(huán)路蒸汽發(fā)生器變化趨勢(shì)一致，水位開始上升。斷裂根數(shù)越多，水位上升越早。

圖11　主蒸汽壓力變化

圖12（a）破口環(huán)路SG水位變化

Fig.12（a）Variation of the break loop SG water level

2.2　蒸汽發(fā)生器滿溢時(shí)間敏感性分析

以單根傳熱管道雙端完全斷裂事故為基礎(chǔ)事故工況，主要以改變主泵運(yùn)作情況、輔助給水投入時(shí)間和容量、主給水關(guān)閉時(shí)間對(duì)SG滿溢時(shí)間進(jìn)行敏感性分析。其中主泵停運(yùn)時(shí)間、輔助給水投入時(shí)間、主給水關(guān)閉時(shí)間都通過修改邏輯卡觸發(fā)條件實(shí)現(xiàn)。輔助給水實(shí)時(shí)投入量通過修改時(shí)間控制接管給定流量的形式實(shí)現(xiàn)。5種工況，同時(shí)0.1 s發(fā)生破口，601 s觸發(fā)停堆，635 s觸發(fā)安注信號(hào)。表3列出五種不同工況穩(wěn)壓器排空和蒸汽發(fā)生器滿溢時(shí)間。蒸汽發(fā)生器水位變化如圖13所示，其中工況3和工況5未發(fā)生滿溢。除增加破口面積之外，延遲輔助給水投入時(shí)間、延遲主給水關(guān)閉時(shí)間同樣會(huì)加速蒸汽發(fā)生器水位滿溢。當(dāng)主泵停運(yùn)或者輔助給水量投入降低時(shí)，蒸汽發(fā)生器水位滿溢時(shí)間延長(zhǎng)。

圖12（b）完整環(huán)路SG水位變化

Fig.12（b）Variation of the intact loop SG water level

圖13　蒸汽發(fā)生器滿溢工況

表3　蒸汽發(fā)生器滿溢時(shí)間對(duì)比

如圖14和圖15為穩(wěn)壓器壓力和環(huán)路溫度。延遲主給水關(guān)閉時(shí)間，有利于一回路降壓，降低環(huán)路溫度。主泵停運(yùn)，導(dǎo)致環(huán)路出現(xiàn)自然循環(huán)，在事故初期不利于環(huán)路熱量的導(dǎo)出，壓力下降慢，環(huán)路溫度出現(xiàn)上升情況。在事故進(jìn)行過程中，環(huán)路溫度和壓力出現(xiàn)快速下降的趨勢(shì)。對(duì)于事故的長(zhǎng)期發(fā)展，關(guān)閉主泵有利于系統(tǒng)壓力和溫度下降，減緩事故影響。

圖14　穩(wěn)壓器壓力

圖15　一回路平均溫度

3　結(jié)論

當(dāng)蒸汽發(fā)生器發(fā)生多根管道斷裂事故時(shí)，傳熱管不同斷裂根數(shù)，各參數(shù)變化趨勢(shì)相似。斷裂根數(shù)越多，破口初始流量越大，觸發(fā)系統(tǒng)動(dòng)作越早；破口面積、主泵運(yùn)作、主給水關(guān)閉時(shí)間、輔助給水投入時(shí)間和投入量都會(huì)影響SG滿溢時(shí)間。

（1）斷裂根數(shù)越多，穩(wěn)壓器水位排空速度越快，壓力容器入口、出口溫度越早出現(xiàn)快速下降趨勢(shì)；破口流量下降速度越快，但同時(shí)破口環(huán)路流量越早出現(xiàn)上升趨勢(shì)；二次側(cè)壓力越先達(dá)到整定值，蒸汽發(fā)生器水位越早上升。

（2）增加破口面積、延遲輔助給水投入時(shí)間、延遲主給水關(guān)閉時(shí)間都會(huì)加速蒸汽發(fā)生器水位滿溢。同時(shí)，主泵停運(yùn)或者降低輔助給水投入量可以延緩蒸汽發(fā)生器水位滿溢。延遲主給水關(guān)閉時(shí)間，有利于一回路降壓，降低環(huán)路溫度。

（3）事故初期關(guān)閉主泵不利于環(huán)路熱量的導(dǎo)出，但是對(duì)于事故的長(zhǎng)期發(fā)展，有利于系統(tǒng)壓力和溫度下降，減緩事故影響。

以上對(duì)壓水堆機(jī)組發(fā)生多根SGTR事故對(duì)比分析和事故發(fā)生后設(shè)備動(dòng)作對(duì)SG滿溢時(shí)間影響的研究，對(duì)1 000 MW機(jī)組一回路有一定設(shè)計(jì)和運(yùn)行參考價(jià)值，對(duì)核電一回路事故分析也有一定的參考意義。

［1］ 臧希年．核電廠系統(tǒng)及設(shè)備［M］．北京：清華大學(xué)出版社，2010：70-85．

［2］ 靖劍平，賈斌，孫微．基于TRACE程序的大型非能動(dòng)壓水堆SGTR事故分析研究［C］//第十五屆全國(guó)反應(yīng)堆熱工流體學(xué)術(shù)會(huì)議暨中核核反應(yīng)堆熱工水力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室學(xué)術(shù)年會(huì)論文集，2017：12．

［3］ 高云飛，王巖．M310核電機(jī)組蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂事故診斷［J］．設(shè)備管理與維修，2018（08）：183-185．

［4］ 環(huán)境保護(hù)部．核動(dòng)力廠環(huán)境輻射防護(hù)規(guī)定：GB 6249—2011［S］．2011．

［5］ 姜夏嵐，秦治國(guó)．基于RELAP5-3D的全范圍模擬機(jī)CPR1000反應(yīng)堆SGTR影響分析［J］．核動(dòng)力工程，2014，35（S1）：29-32．

［6］ 袁明豪，周擁輝，于雪良，等．CPR1000與AP1000核電站蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂事故分析研究［C］//中國(guó)核科學(xué)技術(shù)進(jìn)展報(bào)告——中國(guó)核學(xué)會(huì)2009年學(xué)術(shù)年會(huì)論文集（第一卷·第3冊(cè)），2009．

［7］ 孫婧，詹經(jīng)祥．CP1000和M310主蒸汽管道小破口疊加2根SGTR事故重啟安注序列計(jì)算分析［J］．核工程研究與設(shè)計(jì)，2011（01）：37-40．

［8］ 陳濟(jì)東．大亞灣核電站系統(tǒng)及運(yùn)行［M］．原子能出版社，1995：1938-1940．

［9］ RELAP5/MOD3．3 CODE manual，Volume Ⅰ-Ⅷ［R］. Idaho：Nuclear Safety Analysis Division，2001．

［10］ Hu H, Shan J, Gou J, et al. Simulation of advanced accumulator and its application in CPR1000 LBLOCA analysis［J］．Annals of Nuclear Energy, 2014, 69(06): 183-195.

［11］ Petruzzi A，'Auria F D．Thermal-Hydraulic System Codes in Nulcear Reactor Safety and Qualification Procedures［J］．Science and Technology of Nuclear Installations，2008，2008（3）．

［12］浦勝娣，李吉根．秦山核電廠蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂事故分析［J］．原子能科學(xué)技術(shù)，1993（04）：289-294．

［13］陳國(guó)偉，唐勝利，吳小飛．蒸汽發(fā)生器的RELAP5仿真分析［J］．機(jī)電設(shè)備，2009，26（05）：23-26．

［14］鮑杰，崔軍，付浩，等．CPR1000核電廠SGTR事故長(zhǎng)期階段的分析研究［J］．核安全，2018，17（04）：10-16．

［15］李吉根，俞爾俊，戴傳曾．秦山核電廠SGTR事故及其處置研究［J］．核科學(xué)與工程，1996（03）：193-199．

Analysis of the SGTR Accident of Multiple Heat Transfer Tubes on RELAP5

HU Weichen1，LIU Jianquan1,*，ZHAO Pengcheng2，YANG Yihao1，SU Tong1

（1.School of Energy and Mechanical Engineering，Shanghai University of Electric Power，Shanghai 200090，China；2. School of Nuclear Science and Technology，University of South China，Hengyang of Hunan Prov.421001，China）

Based on the RELAP5/MOD3.4 analysis software, a primary circuit model of a 1 000 MW nuclear power plant was established. In the event of a SGTR transient of multiple steam generator heat transfer tubes, there were five different fracture conditions for which no human operation was performed within 30 minutes after the SGTR accident happened. The comparative analysis of the main parameters was carried out, and the sensitivity analysis was performed on the overfill time of SG. Results show that the trend of each parameter is similar for heat transfer tubes with different numbers of fractures. The more the number of fractures, the higher the initial flow of the rupture, and the earlier the system action is triggered; the area of the fracture, the main pump running, the main feed water closing time, the auxiliary feed water input time and the amount will affect the SG overfill time. The comparative analysis of multiple SGTR accidents in CPR1000 units and the study of the effect of each equipment action on SG full overfill time after the accident have practical design and operation reference value.

RELAP5; CPR1000 unit; SGTR; Overfill of steam generator; Accident analysis

TM623

A

0258-0918（2022）02-0398-10

2021-02-09

核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金資助項(xiàng)目（HT-KFKT-10-2018001）

胡偉晨（1996—），男，安徽蕪湖人，碩士研究生，現(xiàn)從事核反應(yīng)堆熱工水力分析方面研究

劉建全，E-mail：Liujianquan@shiep.edu.cn