非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)換熱器部分失效對(duì)安全殼內(nèi)熱工參數(shù)的影響

高力, 叢繼東, 張超琦, 毛亞蔚, 孟兆明

(1.中國(guó)核電工程有限公司, 北京 100840; 2.哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動(dòng)力裝置性能與設(shè)備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 黑龍江 哈爾濱 150001; 3.哈爾濱工程大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院, 黑龍江 哈爾濱 150001)

非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)作為重要安全殼安全系統(tǒng)之一,其在事故工況下具有良好的降溫抑壓作用[1-5]。第三代先進(jìn)壓水堆電站廣泛采用帶有PCS的安全殼設(shè)計(jì)方案[6-9],如AP1000、VVER-1200與CAP1000等。當(dāng)反應(yīng)堆發(fā)生嚴(yán)重事故時(shí),若有1列PCS回路或換熱器發(fā)生破損,則為了保證安全殼的完整性,防止放射性物質(zhì)外泄,需立即將該列PCS隔離,這將導(dǎo)致PCS的總排熱能力下降,安全殼壓力上升。并且部分PCS被隔離會(huì)影響安全殼大空間內(nèi)溫度分布以及不凝結(jié)氣體的分布情況等熱工水力特性[10-12]。

目前,美國(guó)西屋公司針對(duì)AP系列電站的非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment cooling system,PCCS),進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)以及數(shù)值模擬研究,且二者結(jié)果吻合良好[13-14]。Bezlepkin等[15]針對(duì)VVER-1200電站在事故工況下PCS的運(yùn)行特性以及殼內(nèi)熱工水力特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,其結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果符合情況良好[7,16]。Lim等[17]通過實(shí)驗(yàn)研究了兩相自然循環(huán)非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)熱工水力特性。周明正等[18]針對(duì)CAP1400電站的PCS建成了可應(yīng)用于PCS性能驗(yàn)證的非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)整體性能研究的高性能試驗(yàn)臺(tái)架(containment safety rerification via integral test,CERT),并完成了相應(yīng)的試驗(yàn)。雷蕾等[19]對(duì)CERT試驗(yàn)臺(tái)架進(jìn)行建模和計(jì)算,將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量值較為吻合,并具有一定的保守性。

綜上,目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)PCS在發(fā)生LOCA事故且PCS部分換熱器隔離的工況下,安全殼與PCS耦合特性的大型綜合實(shí)驗(yàn)較少。為了檢驗(yàn)這種情況是否會(huì)使安全殼面臨超壓的風(fēng)險(xiǎn),本文在已有研究的基礎(chǔ)之上,通過安全殼整體熱工水力特性研究實(shí)驗(yàn)平臺(tái)(piatform for integral TH behaviour of containment,PANGU),開展發(fā)生LBLOCA事故且PCS部分換熱器隔離后殼內(nèi)耦合熱工水力特性以及PCS的響應(yīng)特性研究。

1 試驗(yàn)裝置與研究?jī)?nèi)容

1.1 試驗(yàn)裝置介紹

為了完成本文的研究?jī)?nèi)容,在中國(guó)核電工程有限公司廊坊先進(jìn)核電研究中心PANGU試驗(yàn)裝置上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,裝置如圖1所示。實(shí)驗(yàn)裝置主要系統(tǒng)包括安全殼模擬體、汽-氣供應(yīng)系統(tǒng)、PCS、試驗(yàn)裝置控制系統(tǒng)、試驗(yàn)測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及其他附屬設(shè)施,各系統(tǒng)主要功能與試驗(yàn)裝置詳細(xì)比例?；叽缫娢墨I(xiàn)[20]。

圖1 PANGU安全殼綜合試驗(yàn)裝置Fig.1 PANGU Comprehensive containment test device

安全殼模擬體在空間上自下至上可分為下封頭、隔間區(qū)、直段空間以及上封頭4個(gè)部分,如圖2所示,分別模擬了原型安全殼的0 m以下空間、0 m至操作平臺(tái)之間的隔間空間、操作平臺(tái)以上直段空間和穹頂空間。

圖2 安全殼模擬體設(shè)計(jì)Fig.2 Containment simulator design

1.2 試驗(yàn)工況

PCS部分隔離實(shí)驗(yàn),在1#蒸汽發(fā)生器隔間內(nèi)噴放與LBLOCA模擬試驗(yàn)相同的氣相質(zhì)能釋放源項(xiàng),1#PCS與3#PCS全部投入運(yùn)行,2#PCS在對(duì)比實(shí)驗(yàn)中運(yùn)行,PCS采用自然循環(huán)模式。

本文將試驗(yàn)裝置中的1列PCS隔離(相當(dāng)于原型6列PCS中的相鄰2列PCS被隔離),保留1#PCS和3#PCS,并按照最保守的LOCA試驗(yàn)源項(xiàng)進(jìn)行噴放試驗(yàn),進(jìn)而研究1列PCS(2#PCS)隔離的情況下安全殼的壓力響應(yīng)和PCS的排熱能力的變化。

為了便于比較,本研究還開展了3列PCS均投入運(yùn)行的對(duì)比試驗(yàn)(簡(jiǎn)稱“3PCS試驗(yàn)”)。3PCS試驗(yàn)與PCS隔離影響試驗(yàn)(簡(jiǎn)稱“2PCS試驗(yàn)”)的系統(tǒng)初始條件基本相同,如表1所示。2個(gè)試驗(yàn)的噴放源項(xiàng)也基本相同(如圖3所示,無量綱蒸汽噴放流量為噴放流量與流量峰值的比值),且噴放蒸汽均通過1#SG隔間噴口進(jìn)入安全殼模擬體。

表1 試驗(yàn)初始條件Table 1 Initial test conditions

圖3 2個(gè)試驗(yàn)的噴放源項(xiàng)對(duì)比Fig.3 Comparison of spray source terms between the two tests

1.3 數(shù)據(jù)測(cè)量及處理

安全殼模擬體內(nèi)壓力、殼內(nèi)氣體的溫度、殼內(nèi)氣體成分與濃度(體積分?jǐn)?shù)),噴放管路流量、PCS回路循環(huán)流量以及回路內(nèi)溫度與壓力等測(cè)量參數(shù)由試驗(yàn)裝置的測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)直接記錄,殼內(nèi)徑向溫度測(cè)點(diǎn)布置情況如圖4所示。PCS排熱功率利用內(nèi)部換熱器進(jìn)出口處流體的焓差進(jìn)行計(jì)算,其計(jì)算公式為：

圖4 大殼熱電偶徑向測(cè)點(diǎn)分布Fig.4 Distribution of radial measuring points of large shell thermocouple

Q=M(hout-hin)

(1)

式中：Q為PCS排熱功率,kW;M為PCS回路循環(huán)流量,kg/s,直接由PCS回路冷管段的電磁流量計(jì)測(cè)得;hout、hin分別為內(nèi)部換熱器出口水與進(jìn)口水的比焓,kJ/kg。

2 結(jié)果分析

2.1 換熱器部分失效對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行特性的影響

圖5展示了“2PCS試驗(yàn)”與“3PCS試驗(yàn)”中PCS功率的對(duì)比情況,其中圖5(a)中無量綱PCS功率為功率與2PCS試驗(yàn)總功率峰值比值,圖5(b)中2個(gè)試驗(yàn)PCS無量綱功率為功率分別與3PCS試驗(yàn)1#PCS與3#PCS功率峰值比值。由圖5(a)可知,“2PCS試驗(yàn)”中PCS啟動(dòng)略晚于“3PCS試驗(yàn)”,“2PCS試驗(yàn)”中PCS總排熱量比“3PCS試驗(yàn)中”PCS總排熱量低了約22%?？梢?雖然1列PCS被隔離,但是PCS總排熱能力下降幅度小于33%。進(jìn)一步由1#PCS和3#PCS排熱功率的對(duì)比(見圖5(b))可知,在“2PCS試驗(yàn)”中,雖然1列PCS失效隔離,但剩余的2列PCS(1#PCS和3#PCS)的排熱功率均有所增加,相比于“3PCS試驗(yàn)”,1#PCS和3#PCS的總排熱量均增加了約12%。這主要是因?yàn)?列PCS失效隔離后,PCS總排熱能力下降,進(jìn)而殼內(nèi)壓力和溫度將會(huì)進(jìn)一步上升。殼內(nèi)壓力和溫度的上升,反過來又會(huì)促進(jìn)PCS排熱,使得PCS的總排熱能力有所增加,這在一定程度上又會(huì)緩解殼壓力和溫度上升的程度。

圖5 PCS的排熱功率對(duì)比Fig.5 Comparison of heat removal power of PCS

圖6展示了“2PCS試驗(yàn)”與“3PCS試驗(yàn)”中安全殼模擬體內(nèi)殼的壓力無量綱壓力(殼壓力與設(shè)計(jì)限制的比值)變化情況?？梢钥闯?在前1 100 s時(shí)間內(nèi),由于噴放原箱噴放源項(xiàng)一直處于最高流量,殼內(nèi)的升溫升壓狀況幾乎相同,但在接下來的時(shí)間內(nèi)(>1 100 s),由于1列PCS的失效隔離,“2PCS試驗(yàn)”殼內(nèi)壓力明顯高于3PCS試驗(yàn)。2個(gè)實(shí)驗(yàn)的殼內(nèi)壓力于5 500 s同時(shí)到達(dá)峰值,“2PCS試驗(yàn)”殼壓力峰值僅升高了8.3%,長(zhǎng)期穩(wěn)定壓力上升了約13%?？梢?當(dāng)發(fā)生1列PCS隔離情況時(shí),雖然會(huì)造成安全殼壓力有所上升,但壓力上升幅度并不大,剩余的2列PCS具有足夠排熱能力能夠保證事故下安全殼壓力低于設(shè)計(jì)限值,且具有一定的安全裕量。

圖6 殼壓力的對(duì)比Fig.6 Comparison of shell pressure

2.2 換熱器部分失效對(duì)殼內(nèi)溫度分布的影響

2.2.1 沿高度方向上的溫度分布

“2PCS試驗(yàn)”中安全殼操作平臺(tái)以上空間內(nèi)沿中心軸線方向上的氣體溫度分布情況如圖7所示。從圖7可以看出,實(shí)驗(yàn)中的前2 000 s,由于質(zhì)能釋放源一直處于幾乎最大值,中心軸線上的氣體溫度升高的變化梯度較大,但殼內(nèi)不同高度的氣體溫度不均勻性很小。隨后(2 000～5 500 s)蒸汽噴放流量逐步按階梯狀減小,雖然流量減小,但數(shù)值依然較大,所以溫度變化梯度逐漸減小,直到出現(xiàn)殼內(nèi)溫度峰值。

圖7 殼內(nèi)中心軸線上溫度分布Fig.7 Temperature distribution on the central axis of the shell

在事故前期階段(<5 500 s),從開始噴放到本階段噴放結(jié)束,軸向方向上最大溫差約為8.4 ℃,說明由于事故前期噴放流量較大,蒸汽具有很大的沿軸線向上的動(dòng)量。蒸汽在上升過程中與殼內(nèi)空間中的氣體充分?jǐn)嚋?大大減小了軸線上溫度分布不均勻性。殼內(nèi)空間主流氣體蒸汽射流的夾帶作用下沿軸向向上流動(dòng),在到達(dá)球形上封頭后沿壁面轉(zhuǎn)向向下流動(dòng),且PCS換熱器附件氣體在PCS冷卻作用下緩慢下沉,在殼內(nèi)形成流動(dòng)循環(huán)(如圖8所示),對(duì)減小溫度不均性有所幫助。

圖8 殼內(nèi)循環(huán)示意Fig.8 Schematic diagram of inner shell circulation

由圖3所示,隨著事故的繼續(xù)進(jìn)行(>5 500 s ),質(zhì)能釋放源流量進(jìn)一步大幅減小,PCS的排熱功率大于單位時(shí)間蒸汽帶入安全殼的能量,因此殼內(nèi)壓力和溫度在達(dá)到峰值后開始逐漸降低。在溫度下降過程中,蒸汽的流速也顯著降低,所以蒸汽動(dòng)量大幅減小,使其在上升過程中對(duì)殼內(nèi)空間中的氣體攪渾能力逐漸減弱。由于PCS持續(xù)將熱量導(dǎo)出,殼內(nèi)換熱器附近區(qū)域及其下部空間的氣體溫度迅速降低,但上封頭內(nèi)氣體由于不能被PCS冷卻導(dǎo)致其溫度下降速率小于下部空間。因此軸向溫度不均勻性逐漸產(chǎn)生,熱分層開始出現(xiàn)。直至實(shí)驗(yàn)進(jìn)行到19 000 s時(shí),操作平臺(tái)及以上空間最大溫差約為8.3 ℃。隨后在殼內(nèi)大循環(huán)以及蒸汽噴放小幅增長(zhǎng)的作用下,上封頭以及直段空間內(nèi)的氣溫不均勻性逐漸降低。

下封頭內(nèi)2個(gè)典型溫度測(cè)點(diǎn)的溫度與其上部空間溫度的對(duì)比情況如圖9所示?？梢钥闯鱿路忸^內(nèi)氣體溫度上升較慢,其與上部空間溫差迅速增大,且下封頭內(nèi)部溫差也很大。后期隨著事故的發(fā)展,溫差達(dá)到峰值后逐漸減小。造成這種現(xiàn)象的原因是由于下封頭內(nèi)部沒有蒸汽攪混且其上部壓力迅速增大導(dǎo)致下封頭內(nèi)氣體聚集,后期該情況有所緩解。

圖9 試驗(yàn)中下封頭溫度與操作平臺(tái)以上空間溫度對(duì)比Fig.9 Comparison of lower head temperature with space temperature above the operating platform

2.2.2 不同高度水平截面內(nèi)的溫度分布

針對(duì)不同高度平面內(nèi)的溫度分布特性,主要對(duì)301、304與402這3個(gè)典型操作平臺(tái)以上的截面進(jìn)行分析。3個(gè)截面內(nèi)的氣溫分布如圖10所示。

圖10 試驗(yàn)中不同高度處水平截面內(nèi)氣體溫度分布Fig.10 Gas temperature distribution in horizontal section at different heights in test

從圖10中可以看出,在事故剛發(fā)生時(shí)(<100 s),3個(gè)平面內(nèi)部氣體溫度均出現(xiàn)了不同幅度的不均勻性。但是隨著事故繼續(xù)發(fā)展(<2 000 s),噴放流量達(dá)到峰值后,在蒸汽射流的攜帶作用以及殼內(nèi)循環(huán)的作用下,各個(gè)截面內(nèi)氣體充分?jǐn)嚮?在截面內(nèi)氣體溫差開始減小。但在實(shí)驗(yàn)進(jìn)行至2 000 s后,由于2#PCS換熱器被隔離失效,402截面內(nèi)部位于2#PCS換熱器上方靠近中心位置的氣體溫度迅速上升,而界面上其余位置氣體的溫度差異較小。在實(shí)驗(yàn)進(jìn)行至4 500 s時(shí),402截面內(nèi)最大溫差達(dá)到8.3 ℃,隨后截面內(nèi)溫差開始逐漸降低。不同于402截面,301和304截面在5 500 s前溫度分布逐漸趨于均勻。

在實(shí)驗(yàn)進(jìn)行至5 500 s后,由于噴放流量減小,蒸汽的動(dòng)量減小,蒸汽對(duì)殼內(nèi)氣體的攪混作用減弱,致使301和304截面內(nèi)氣體溫度差異開始增大,不均性逐漸增加,待實(shí)驗(yàn)進(jìn)行至16 000 s時(shí),301和304截面內(nèi)溫差達(dá)到最大約為5 ℃和4 ℃。在此階段402截面溫差逐漸減小至2 ℃,但在14 000 s時(shí)截面氣溫不均勻性有一個(gè)小幅增大,可能是因?yàn)閲姺帕髁坑幸粋€(gè)小幅增加導(dǎo)致上封頭附近氣溫出現(xiàn)小幅不均勻性。隨后3個(gè)截面內(nèi)氣體在內(nèi)的大循環(huán)以及蒸汽噴放的作用下溫度分布逐漸趨于均勻。

3 結(jié)論

1)在1列PCS(相當(dāng)于原型2列PCS)被隔離的情況,殼內(nèi)峰值壓力和長(zhǎng)期穩(wěn)定壓力分別上升了約8.3%和13%,仍遠(yuǎn)低于殼內(nèi)壓力限值。剩余的2列PCS排熱功率顯著增加,有效抑制了殼內(nèi)壓力的上升趨勢(shì)。

2)軸向溫度分布特性：上封頭以及直段空間內(nèi)氣體溫度在前期不均勻性較小,后期出現(xiàn)溫度分層;下封頭內(nèi)溫度與其上部空間溫差較大,其內(nèi)部不均勻性也很大,后期有所緩解。

3)不同高度水平截面內(nèi)的溫度分布特性：直段空間內(nèi)的截面度前期出現(xiàn)短暫的不均勻,隨后逐漸減小,后期各截面內(nèi)出現(xiàn)小幅不均勻性;上封頭內(nèi)部由于2#PCS換熱器失效導(dǎo)致?lián)Q熱器上部溫度高于其他位置,隨著事故的發(fā)展溫差逐漸消失。