基于RELAP5的三環路非能動反應堆典型LOCA分析

孟召燦，王 溪，李 飛，傅孝良，沈 峰

（1.國核（北京）科學技術研究院有限公司，北京 100029；2.國家核電軟件技術中心，北京 100029）

我國引進美國非能動先進反應堆AP1000技術來開展自主化依托項目建設，并通過壓水堆重大專項，正在走一條引進、吸收、消化、再創新的國產化道路，研發形成國產CAP1400反應堆［1］。CAP1400仍沿用兩環路設計，由于環路中主管道尺寸以及單臺蒸汽發生器容量的限制，兩環路方案限制了反應堆功率進一步增大的空間。本文通過在AP1000反應堆環路設計基礎上增加一個環路的方法，并考慮堆芯、安全設施的相應變更，給出一種三環路大型非能動反應堆初步方案，可不需大規模改動現有反應堆設備的情況下實現反應堆功率的進一步放大，并仍保留非能動安全的特性。針對該三環路方案，應用RELAP5 系統程序建立計算模型，并開展冷端雙端剪切斷裂（DECLG）和2英寸小破口兩個典型LOCA 序列下三環路非能動反應堆的事故序列分析。

1 三環路非能動大型反應堆系統模型介紹

1.1 反應堆系統方案

本文中的三環路非能動反應堆系統是在兩環路AP1000堆型數據基礎上通過增加一個冷卻劑環路得到的，并相應調整了如壓力容器、穩壓器設備容量，增加了安注序列。本文中給出的三環路非能動反應堆方案列于表1。

1.2 三環路非能動反應堆系統RELAP5模型

本文中三環路非能動反應堆的RELAP5／MOD3.4計算模型涉及核電廠核島所有主要系統，包括一回路、二回路和非能動安全系統等，圖1為本文計算模型的節點劃分示意圖。

三環路反應堆參數 數值反應堆核功率 5 000 MW反應堆熱功率 5 022 MW燃料組件盒數 241反應堆冷卻劑環路數 3非能動直接安注管（DVI）線數 3堆芯補水箱（CMT）型式／個數 AP1000型／3蓄壓箱（ACC）型式／個數 AP1000型／3內置換料水箱（IRWST）容量 3 475m3非能動余熱排出熱交換器（PRHR）型式／列數 AP1000型／2第4級自動泄壓系統（ADS-4）型式／個數 AP1000型／3

核島主系統計算區域［3］劃分為：壓力容器；穩壓器和波動管線；主管道和泵；蒸汽發生器和蒸汽管路；非能動堆芯冷卻系統（包括蓄壓箱、堆芯補水箱、安全殼內置換料水箱和非能動余熱排出系統等）。

反應堆的3個環路是相似的，每一環路均包括1條熱管段、蒸汽發生器、兩條冷管段和2臺屏蔽泵。穩壓器位于環路1上，3個堆芯補水箱的壓力平衡管線分別被連接到環路2和環路3的冷管段上。蓄壓箱、堆芯補水箱和換料水箱排出管線均連接到直接安注管線上。

圖1 三環路非能動壓水堆RELAP5節點圖Fig.1 Sketch of three-loop passive PWR RELAP5model

所建立的模型可分析如事故瞬態，小、中、大破口LOCA 等事件，并具有足夠的精度，模型中的節點劃分方法適用于對短期瞬態和長期過程的分析。

2 RELAP5系統程序介紹

輕水反應堆瞬態分析程序RELAP5 是Idaho國家工程實驗室為美國核管會開發的系統程序，該程序被用于為核能法律規章的制定、許可證審查提供依據，對事故緩解策略的評價，對操作規程的評價以及對實驗項目的預分析［4］。

RELAP5／MOD3程序的兩相流計算采用非均勻流、非平衡態的兩流體模型。程序中包含多種通用部件的模型，一般的系統都可用這些通用模型來模擬。通用部件模型包括泵、閥門、管道、熱構件、反應堆點動力學、噴射泵、汽輪機、汽水分離器、蓄壓箱和控制系統部件等。另外，程序中還包括一些特殊過程的模型，通過這些特殊過程的模型來模擬諸如局部壓降、截面突變處的流動、分層流、雍塞流、硼濃度和不可壓縮氣體輸運等特殊過程［5］。

3 典型LOCA計算分析

3.1 穩態計算結果

表2列出本文所開發計算模型的穩態計算結果。

編號 名稱 計算值 參考值1 堆芯額定熱功率 5 000 MW 5 000 MW 2 NSSS額定熱功率 5 016 MW 5 022 MW 6 一回路壓力 15.34 MPa 15.51 MPa 7 反應堆平均溫度 302.6 ℃ 303 ℃8 每環路流量 33 907m3／h 35 000m3／h 9 壓力容器入口溫度 280.8 ℃ 285 ℃10 壓力容器出口溫度 322.3 ℃ 325 ℃11 壓力容器出入口溫差 41.5 ℃ 40 ℃12 主蒸汽壓力 5.86 MPa 5.84 MPa 15 每環路蒸汽流量 920kg／s 924kg／s

3.2 DECLG 事故計算

1）事故計算實現方法

在以上描述的系統模型基礎上，為實現對DECLG 事故的計算，在冷管段中增加了破口相關組件，如圖2所示。圖中為第二環路的兩條冷管段，破口發生在其中一條冷管段上，虛線部分為破口相關組件。在事故計算中，冷管段節點253、255之間原有連接被刪除，同時兩個破口端分別由Trip Valve 981、982連接到安全殼的模擬節點，實現一回路冷卻劑向安全殼節點的噴放。

圖2 DECLG 事故破口模型設置Fig.2 Break model of DECLG accident

在模擬破口的接管上，流動面積為冷管道橫截面積，形阻系數為0，對過冷流體、兩相流體、過熱蒸汽的噴放系數分別應用0.8、1.0、1.0。

2）DECLG 事故瞬態過程

應用本文RELAP5計算模型首先計算得到3.1節的穩態結果，在此基礎上引入事故，進行再啟動計算。事故從0s時刻開始，時間為負值時表示為事故發生前的穩態過程。

事故計算中，破口發生于環路二的冷管道上，由Trip Valve組件模擬，該冷管道上未連接CMT平衡管線、噴淋管線等。事故發生后，破口接管立即打開，并假設主泵立即停閉開始惰轉，約1.38s停堆信號產生，約6.5s后“S”信號產生。

圖3 DECLG 事故穩壓器內壓力變化Fig.3 Pressure in PZR of DECLG accident

破口發生后，系統壓力迅速下降（圖3），一回路冷卻劑迅速從破口噴放進入安全殼節點，這將造成安全殼內超壓，并最早觸發“S”信號。反應堆總功率在停堆信號和反應性反饋作用下迅速下降，并過渡到衰變功率水平。

破口質量流量從無到有瞬間達到極大值，然后又隨著系統壓力的降低快速減小，如圖4所示。該階段即為大破口失水事故的噴放階段，冷卻劑通過強迫對流換熱將堆內熱量排出堆芯，部分冷卻劑發展為完全的泡核沸騰。圖中RPV 側破口質量流速為負表示冷卻劑從RPV 環形下降通道反向流到破口。噴放階段在系統壓力接近安全殼節點壓力后結束。

圖4 DECLG 事故破口處接管質量流量Fig.4 Mass flow of break of DECLG accident

事故發生17s后，系統壓力迅速下降到蓄壓箱整定壓力4.826 MPa，ACC 開始蓄壓安注（圖5），安注流量首先被主流體夾帶由破口流出，在破口發生約40s后，ACC 安注流量開始進入到堆芯（圖6）。事故初期，ACC 安注流量在DVI內產生的壓力阻止了CMT 的注入，隨ACC安注流量的減小和DVI內壓力的下降，CMT 重 新 開 始 注 入。從 圖5 可 看 出，ACC 的大流量蓄壓安注在約300s時結束，CMT 重新注入的同時，IRWST 的重力注入也幾乎同時開始，且流量較CMT 注入更大。這說明在ADS未投入的情況下由于雙端剪切斷裂大破口的泄壓作用，以及事故后安全殼內壓力的升高，事故后300s，系統內壓力已接近安全殼內壓力，IRWST 的重力注入得以實現。

圖5 DECLG 事故安注流量Fig.5 Mass flow of injections of DECLG accident

圖6 壓力容器下降段塌陷水位Fig.6 Collapsed level in downcomer

冷段雙端剪切事故發生后的噴放階段，破口處冷卻劑在壓差作用下迅速流出，堆芯流量在短時間內經歷了流量下降、滯止、倒流，并排空的過程。緊接著ACC 投入，短時間內的大流量安注使得壓力容器內再充水，并在約150s，堆芯重新被淹沒，如圖6 和7 所示。該結果說明，現有ACC 的安注特性能在發生大破口事故后，迅速向壓力容器內補充水裝量，在短時間內恢復對堆芯的淹沒。事故后約300s，ACC 的 蓄 壓 安 注 結 束，CMT 和IRWST繼續向壓力容器內注入硼水，并依賴IRWST的大裝量，維持對堆芯的長期淹沒，阻止事故的進一步惡化。

圖7 堆芯區域坍塌水位Fig.7 Collapsed level in core

圖8示出堆芯燃料的包殼溫度在事故瞬態過程中的變化。破口發生后，堆芯流量迅速降低并排空，堆芯傳熱惡化，包殼溫度升高。隨著堆芯的倒流和排空，壓力容器上腔室內水裝量開始向下進入到堆芯，對堆芯起到了一定冷卻作用，使燃料包殼溫度降低，出現了第一燃料包殼峰值溫度。短時間內上腔室排空，堆芯傳熱進一步惡化，直到ACC的安注流量開始進入堆芯，包殼溫度再次開始降低，此時出現了第二燃料包殼峰值溫度。并最終由于堆芯的完全淹沒，包殼溫度降低到與堆芯內冷卻劑接近的較低溫度。在整個燃料包殼傳熱惡化的過程中，第二燃料包殼峰值溫度達到最高的1 005K，遠低于設計要求的1 473.5K 的接受準則。

圖8 DECLG 事故燃料包殼溫度Fig.8 Temperature of fuel cladding of DECLG accident

通過對雙端剪切斷裂大破口事故的分析計算，說明本文中三環路非能動反應堆系統設計對于緩解這類極限大破口LOCA 是有效的。事故發生后，堆芯迅速排空且系統得到迅速降壓，ACC的投入在短時間內使堆芯重新淹沒，阻止了堆芯換熱的進一步惡化。CMT 的投入以及IRWST 的安注流量在ACC 排空后提供了長期的安注水源，使堆芯長期維持淹沒，在整個事故過程中，堆芯包殼峰值溫度低于NRC50.46中規定的溫度限值，堆芯維持可冷卻狀態。

3.3 2英寸小破口失水事故計算

1）事故計算實現方法

在本文RELAP5穩態計算模型基礎上，為實現對2英寸小破口失水事故的計算，在冷管段中增加了破口相關組件，如圖9所示。圖中為第二環路的兩條冷管段，破口發生在其中一條冷管段上，虛線部分為破口相關組件。在事故計算中，冷管段節點253、255之間原有連接接管不變，破口接管Trip Valve 981將主管道節點253出口連接到安全殼的模擬節點，實現一回路冷卻劑向安全殼節點的噴放。

圖9 2英寸小破口事故破口模型設置Fig.9 Break model of 2inches SBLOCA

在模擬破口的接管上，流動面積為2英寸當量直徑對應的20.27cm2，形阻系數為0，對過冷流體、兩相流體、過熱蒸汽的噴放系數分別應用0.8、1.0、1.0。

2）2英寸小破口事故瞬態過程

事故發生前，系統運行于3.1節滿功率穩態工況，堆芯的核功率通過冷卻劑的強制循環傳遞給蒸汽發生器。在冷管道的2英寸小破口發生后，冷卻劑開始由破口排出，受到破口尺寸及臨界流動的限制，冷卻劑初始噴放流量約為200kg／s（圖10）。小破口的噴放流量大于上充下泄系統對一回路冷卻劑的補水能力，一回路冷卻劑裝量開始減小，并首先表現為穩壓器內的水位降低（圖11）。并隨著一回路水裝量的減少，系統壓力跟著降低（圖12）。穩壓器低壓力信號在約122s觸發反應堆停堆，并由于壓力的繼續降低，達到觸發“S”信號的整定壓力11.72 MPa，安注系統和非能動余熱排出系統開始投入。

圖10 2英寸SBLOCA 破口處接管質量流量Fig.10 Mass flow of break of 2inches SBLOCA

圖11 2英寸SBLOCA 穩壓器水裝量變化Fig.11 Water inventory in PZR of 2inches SBLOCA

圖12 2英寸SBLOCA 穩壓器內壓力變化Fig.12 Pressure in PZR of 2inches SBLOCA

堆芯補水箱運行于系統壓力下，在小破口事故發生后提供高壓安注流量。堆芯補水箱與蓄壓箱及IRWST 共用安注管道，其中裝有高濃度的含硼水，用來提高反應堆停堆深度。堆芯補水箱利用冷熱水間的重力壓頭差值注入壓力容器，堆芯補水箱位于壓力容器之上的位置，上部通過平衡管道與冷管段連接。“S”信號產生后，CMT 隔離閥門打開，CMT 中的冷水依靠重力差開始向壓力容器內注入（圖13）。

蓄壓箱在SBLOCA 中提供額外的含硼水，每個蓄壓箱體積為56.6m3，其中48.1m3為水體積。蓄壓箱初始壓力為4.83MPa，當系統壓力降低到該壓力以下后，會促使蓄壓箱內的含硼水進入到壓力容器內（圖13）。

IRWST 提供了一個長期冷卻的水源，IRWST的水依靠重力注入到一回路，該重力驅動壓頭約為8.96×104Pa。在SBLOCA 中，為使系統充分降壓，需要自動降壓系統閥門打開。自動降壓系統通過一系列閥門的打開，將系統內壓力逐步降低到接近安全殼內壓力，使得IRWST內含硼水得以進入一回路系統（圖13）。

圖13 2英寸SBLOCA 安注流量Fig.13 Mass flow of injections of 2inches SBLOCA

一回路壓力持續降低，當達到約8 MPa后的一段時間內，系統壓力下降緩慢，這是因為以壓力容器上腔室為主的一回路冷卻劑由于壓力的降低開始沸騰，產生的蒸汽暫時減緩了系統內壓力的降低（圖12）。在該段時間內，CMT繼續向一回路系統補充冷卻劑，并且也是小破口事故中非能動余熱排出系統投入工作的主要時間段（圖14）。由于PRHR 的冷卻作用，冷管段的冷卻劑溫度明顯降低，空泡份額減小，這造成了破口質量噴放流量的增加（圖10）。同時由于PRHR 投入對一回路冷卻劑的冷卻作用，一段時間后使得一回路冷卻劑溫度低于當時壓力對應下的沸點溫度，系統壓力再次開始下降，并使得ACC注入開始。

圖14 非能動余熱排出熱交換器的換熱功率Fig.14 Heat transfer in PRHR of 2inches SBLOCA

在事故發生后，一回路系統通過破口不斷喪失冷卻劑，此時堆芯補水箱在高壓下向壓力容器內注入含硼水。當堆芯補水箱中的液位低于67.5%后，ADS第1～3級閥門打開，加速一回路系統的降壓，當液位低于20%時，連接于熱管段的ADS第4級閥門打開，使系統充分降壓，保證IRWST 重力注入的順利投入。

事故后系統內壓力不斷降低，一回路水裝量通過破口不斷流失，堆芯補水箱和蓄壓箱通過安注管線直接向壓力容器內注入含硼水，補充壓力容器內的水裝量。并通過ADS的泄壓作用，IRWST 內的含硼水通過重力注入到壓力容器中，保持堆芯的長期冷卻，堆芯未出現裸露（圖15）。

圖15 2英寸SBLOCA 燃料包殼溫度Fig.15 Temperature of fuel cladding of 2inches SBLOCA

本節對2 英寸小破口事故進行了分析計算，事故計算結果表明現有專設安全系統應對2英寸小破口事故是有效的。事故發生后，冷卻劑由破口以一定流量噴出，一回路裝量減小，系統壓力減小，ACC的投入在短時間內使堆芯重新淹沒，阻止了堆芯換熱的進一步惡化。CMT 的投入以及IRWST 的安注流量在ACC排空后提供了長期的安注水源，使堆芯長期維持淹沒。通過對冷段2英寸小破口事故的分析計算，說明現有系統設計在緩解該事故方面是有效的，在整個事故過程中，堆芯包殼峰值溫度低于NRC50.46中規定的溫度限值，堆芯維持可冷卻狀態。

4 結論

本文介紹了基于AP1000的系統設計及參數建立的三環路非能動大型壓水堆方案及其最佳估算RELAP5模型，并在此模型基礎上，針對冷管段雙端剪切斷裂的LBLOCA 和2英寸冷管段SBLOCA 進行了計算分析。主要內容及結論如下：

1）依據AP1000設計，提出了一套三環路非能動大型壓水堆方案，并建立了最佳估算RELAP5計算模型；

2）完成的三環路非能動大型壓水堆最佳估算模型的穩態計算結果合理，瞬態事故在穩態工況下進行再啟動計算，并開展了對DECLG和2英寸小破口兩類LOCA 的瞬態計算；

3）本文的事故計算結果說明，提出的三環路方案對兩類LOCA 的緩解是有效的，整個事故的瞬態過程中，燃料包殼溫度始終低于10CFR50.46中規定的1 477.55K，反應堆最終進入到長期淹沒穩定狀態。

通過本文的穩態計算與典型LOCA 計算，初步論證了三環路非能動反應堆方案的可行性，對發展大功率非能動反應堆具有指導意義。

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