小型壓水堆核電廠鋼制安全殼冷卻系統方案計算分析

黃　政，蔡盟利

小型壓水堆核電廠鋼制安全殼冷卻系統方案計算分析

黃政，蔡盟利

（中國核電工程有限公司，北京，100840）

針對某小型壓水堆核電廠提出了兩種鋼制安全殼冷卻系統方案。采用MELCOR系統程序計算該系統的換熱能力，研究其運行特性，并對影響系統換熱鋼殼面積影響進行分析。結果表明：該系統能夠在事故發生后有效降低安全殼空間溫度壓力。安全殼吸熱對于早期抑制壓力峰值有重要作用；而對于長期排熱，與水箱和外界環境的對流換熱才是主要貢獻。對全鋼殼方案，早期通過水箱的換熱功率要高于通過大氣的換熱。但一定時間后將低于與環境換熱的功率。對于部分混凝土殼方案，混凝土殼部分較大的熱容有利于早期降溫降壓；但殼內熱量較晚才能傳遞到殼外，并在通風流道內建立循環流動。計算結果為工程設計提供了參考。

鋼殼；小型壓水堆；MELCOR；液膜跟蹤模型

隨著核電發展，越來越多的國家開始關注小型壓水堆核電廠的設計和應用[1-4]。反應堆冷卻劑系統發生破口時，會有大量高能流體進入安全殼空間，使安全殼快速升溫升壓。若熱量無法及時導出，會威脅到作為最后一道屏障的安全殼的完整性，造成放射性物質釋放到環境的嚴重后果。

由于小型壓水堆的功率相對較低，為簡化系統、提高經濟性，小型壓水堆設計中大都沒有采用能動的噴淋系統。為應對上述事故工況，本文針對某小型壓水堆提出了鋼制安全殼的冷卻系統的設計方案。采用MELCOR程序計算了系統和安全殼的瞬態響應，研究了系統的換熱特性，并對影響系統換熱能力的主要參數進行了分析，為工程設計提供了參考。

1　系統設計方案

本文研究了兩種鋼制安全殼冷卻系統方案（見圖1）。方案1為全鋼殼方案，鋼殼的上部浸沒在外部水箱中，其余部分直接與外部環境接觸，且通風良好。外部冷卻水箱的頂部與大氣環境連通。方案2為部分混凝土殼方案，只有上部為鋼殼，并且浸沒于冷卻水箱中；其余部分為混凝土結構，并且考慮采用深埋設計，該部分殼外周圍處于密閉空間，通過一個較狹窄的通風通道與外部環境連通。

圖1　系統方案示意圖

當反應堆冷卻劑系統發生破口事故后，大量高能流體以蒸汽的形式進入安全殼空間。安全殼空間內高溫氣體通過冷凝、對流和輻射作用將熱量傳遞給安全殼內表面以及殼內吸熱結構。鋼殼或混凝土殼一方面通過升溫吸收并貯存熱量，另一方面通過內部導熱將熱量傳遞到外表面，再通過對流形式把熱量傳遞到冷卻水箱或外部大氣環境。冷卻水箱一方面通過升溫的吸熱，另一方面還通過蒸發和沸騰將熱量導入大氣環境。對于方案2，通風流道內的空氣加熱后能夠形成自然循環流動，將熱量導入外部大氣環境。

2　計算模型與參數

2.1　計算模型

采用一體化系統程序MELCOR進行計算，節點劃分和標高如圖2所示。其中，安全殼形狀假設為上部半球穹頂、下部為圓柱筒體。為考慮殼內循環流動，安全殼共細分為10個控制體（CV80和CV81，=1～5），相鄰控制體均通過流道連接。外部冷卻水箱采用CV900單個節點模擬，不考慮內部循環流動；CV700為外部大氣環境，采用恒定控制體模擬，通過流道與冷卻水箱連接。對于方案2，外部通風流道采用三個相互連通的控制體（CV703～705）模擬，且與外部環境連通。

安全殼和冷卻水箱以及大氣環境之間的換熱通過熱結構（HS）進行模擬，在高度方向相應劃分了5個熱結構（自上而下編號為HS30001～HS30005）。其中HS30001幾何形狀為半球形，其余熱結構均為圓柱形。為了模擬冷凝液膜在壁面上的積累和流動，還采用了液膜跟蹤模型（film-tracking model）[5]，使得模擬管壁傳熱的熱構件組成一個相互連接的網絡，從而使液膜能在不同的熱構件間流動和分配。另一方面，安全殼空間內的隔室樓板等混凝土結構也采用熱結構模擬。

通過破口進入安全殼的質能釋放采用外部源項進行模擬。

圖2　MELCOR節點劃分圖

2.2　系統參數

本文研究的鋼制安全殼冷卻系統兩種方案的主要幾何參數匯總如表1所示。其中，表中的“混凝土殼厚度”以及“通風流道流通面積”是針對方案2的設計參數；方案2的鋼殼部分以及冷卻水箱的參數則是與方案1相同。

表1　鋼制安全殼冷卻系統幾何參數

續表

類別參數參數值 安全殼鋼殼厚度/m0.045 混凝土殼厚度/m0.90 初始溫度/℃40 冷卻水箱容量/m31 400.0 初始溫度/℃40 通風流道流通面積/m26.31

3　計算結果與分析

3.1　換熱能力計算

計算時，冷卻水箱和安全殼的初始溫度參如表1所示。安全殼質能釋放采用穩壓器波動管雙端剪切斷裂事故數據和衰變熱功率。破口位置設在CV815控制體。計算時間為180小時。

圖3和圖4分別為安全殼空間壓力以及安全殼空間和冷卻水箱的溫度響應，圖5為安全殼向冷卻水箱和大氣環境導出的功率。從圖中可以看出，事故發生時安全殼空間的溫度壓力快速升高。之后的早期階段，由于安全殼內空間溫度較高、冷卻水箱溫度較低，安全殼冷卻系統換熱功率較高，能夠使安全殼隨后快速降溫降壓。但是隨著冷卻水箱的溫度逐漸升高，安全殼冷卻系統換熱功率逐漸降低，安全殼的壓力和溫度又重新升高。對于長期階段，當外部冷卻水箱達到飽和沸騰后，衰變熱和鋼殼冷卻系統向熱阱傳熱的功率水平均已較低，此時安全殼的壓力和溫度也相對穩定，能夠維持在一個較低水平。

圖3　安全殼壓力

圖4　安全殼和冷卻水箱溫度

圖5　安全殼向冷卻水箱和大氣環境傳熱功率（方案1）

兩種方案的主要參數計算結果對比如表2所示。結果表明：總體而言，兩種設計方案都能較為有效地導出安全殼熱量，將安全殼壓力溫度控制在較低水平，緩解事故后果。事故剛發生時，方案2的峰值壓力要低于方案1，這是因為方案2的混凝土殼部分厚度較厚，且比熱容更大，因此能夠更有效抑制早期壓力峰值，并且由于早期階段混凝土殼溫度較低，因此降溫降壓效果也要稍好于全鋼殼的方案1。但是后期階段，隨著混凝土殼溫度的逐漸升高，方案2的吸熱效果減弱；而方案1的鋼殼能夠與大氣環境較好換熱，因此降溫降壓效果逐漸好于方案2。此外，方案2由于混凝土殼部分的導熱性能較差，與環境的換熱不好，因此熱量主要是導入到冷卻水箱，使得水箱升溫沸騰要更早些。對于方案1，隨著水箱溫度的逐漸升高直至沸騰，與方案2的安全殼降溫降壓效果的差別逐漸縮小。

表2　兩種方案主要參數計算結果

圖6給出了方案1殼內冷凝水液位高度和累積質量，72小時共積累了227噸水。該部分水若能夠有效收集，可作為其他系統的有效補水來源。

圖6　殼內冷凝水液位高度和質量（方案1）

3.2　換熱特性研究

3.2.1方案1

圖7給出了鋼殼對流換熱、貯熱吸熱和總換熱功率。結果表明：在事故發生的很短時間內（＜1 s），由于安全殼溫度在蒸汽噴放作用下快速升高，鋼殼快速吸收并貯存熱量，吸熱功率能高達約100 MW，使得鋼殼壁面也迅速升溫；但由于鋼殼熱容較小，當安全殼與鋼殼溫差減小時，依靠熱容吸熱的貯熱功率也很快衰減。在此后的絕大多數時間內，貯熱功率都維持在一個較低水平，相對于對流換熱功率可忽略。

另一方面，隨著安全殼與換熱水箱溫差的不斷增大，對流換熱效應也開始迅速增強并占據主導，反過來會抑制并快速降低安全殼溫度。大約在1小時的時刻，此時安全殼的溫度要比鋼殼結構更低，導致溫度更高的鋼殼甚至開始向安全殼氣空間放熱，對應的“貯熱功率”也轉變為負值（表示鋼殼放熱，圖7因為縱坐標為對數坐標，無法顯示負值，故也造成貯熱功率的顯示也不連續）。因此根據“鋼殼總換熱功率=對流換熱+貯熱功率”公式計算，使得這段時間內的鋼殼總換熱功率在數值上要小于對流換熱的功率。對流換熱功率早期能達到10 MW左右，長期階段則維持在約1 MW水平。

圖7　鋼殼換熱功率（方案1）

綜上，鋼殼的貯熱吸熱功率對于事故發生后較短時間內抑制壓力峰值有重要作用；而對于事故后長期的排熱，對流換熱功率才是主要貢獻。

對于鋼殼對流換熱，圖8給出了各熱結構的換熱功率。早期階段，通過水箱的對流換熱功率要明顯高于通過大氣的換熱。這是因為一方面，鋼殼外與水的對流換熱系數要高于與空氣的換熱（見圖9）；另一方面由于水箱布置在上部，對于鋼殼內部，上部的壁面液膜更薄，冷凝換熱系數相對于鋼殼下方更大（見圖10），因此換熱功率更大。但是長期階段，隨著外部冷卻水箱溫度的升高，通過水箱的對流功率又逐漸降低。而對于與大氣環境的對流換熱，由于外部環境溫度假設不變，而安全殼的溫度不斷升高，因此換熱功率逐漸增大，大約在80小時后將超過與水箱的換熱功率。

蒸汽的流動和分布對殼內冷凝換熱的影響較大。圖11給出了180小時的安全殼內蒸汽流場分布情況，數字為流道的蒸汽流量（kg/s），CV815為破口設置位置。從圖中可以看出，殼內上部空間自然循環流動較好，而底層的流動較差。因此安全殼內側上方的熱結構換熱要好于底層（圖10），建議工程上關注殼內下部分空間的溫度。

圖8　鋼殼熱結構換熱功率（方案1）

圖9　鋼殼外側對流換熱系數（方案1）

圖10　鋼殼內側冷凝換熱系數（方案1）

圖11　鋼殼內蒸汽流動情況（方案1）

3.2.2方案2

圖12給出了方案2安全殼外表面的溫度變化。其中HS30001為浸沒在水箱中的鋼殼，由于鋼殼厚度相對較薄且導熱性能很好，熱阻較小，因此事故發生后溫度就立刻發生變化，且與安全殼空間的溫差很小。而對于混凝土殼部分，由于厚度較厚且導熱較差，熱量較晚才從安全殼空間傳遞到殼外，大約到75.6小時時刻外表面溫度才開始明顯升高，并且長期階段最高溫度約為46.5 ℃，與安全殼溫差較大。

圖12　安全殼外表面溫度（方案2）

圖13是方案2混凝土殼外側的通風流道的質量流量，圖14為流道內各控制體溫度。結果表明：在熱量從安全殼內傳導到混凝土殼外壁后，流道內空氣才逐漸升溫并開始形成自然循環流動。但是通風流道最高出口溫度只有42.9 ℃，由于溫差較小，最大流量僅為4.1 kg/s。

圖13　通風流道質量流量（方案2）

圖15是方案2混凝土殼和方案1鋼殼的HS30003熱結構吸熱功率的比較。可以看出，大部分時間內混凝土部分的安全殼的吸熱功率要高于鋼殼部分，這是因為混凝土殼的厚度更厚，并且混凝土材料的比熱容更大。因此方案2對于早期安全殼空間的峰值壓力抑制效果好于方案1。

4　設計參數敏感性分析

鋼殼與冷卻水箱的換熱面積是影響換熱的一個重要參數。本節針對方案1進行了分析，假設鋼殼總面積不變，將部分浸泡于水箱中的鋼殼面積轉為與空氣換熱。分別計算了將HS30002的50%以及100%面積轉化為HS30003面積的情形，結果如圖16和圖17所示。結果表明，與大氣換熱的鋼殼面積比例越大，早期的安全殼壓力越高，但是長期階段的安全殼壓力更低；水箱沸騰時間也越晚。這是由于水箱和空氣溫度特性和換熱系數差異造成的。與水箱換熱的鋼殼，換熱系數相對較大，早期水箱溫度低時效果好，有利于早期安全殼降溫；但后期水箱溫度升高后作用減弱。而與空氣換熱的鋼殼，換熱系數雖然較低，但溫度始終維持較低，因此后期隨著安全殼壓力升高，換熱作用也逐漸增大，一定時間后甚至可以超過與水箱換熱的功率。

圖15　混凝土殼和鋼殼吸熱功率對比

圖16　不同鋼殼換熱面積的安全殼壓力

圖17　不同鋼殼換熱面積的冷卻水箱溫度

5　結論

（1）本文研究的鋼制安全殼冷卻系統方案能夠在事故發生后較為有效地吸收和導出安全殼內熱量，降低安全殼空間溫度壓力；產生的冷凝水還可作為其他系統的補水來源。混凝土殼方案早期階段由于熱容大能夠有效抑制壓力峰值；而長期階段換熱效果不如全鋼殼方案。

（2）鋼殼和混凝土殼的升溫吸熱對于事故發生后較短時間內抑制壓力峰值有重要作用；而對于事故后長期的排熱，與水箱和外界環境的對流換熱功率才是主要貢獻。

（3）對于方案1，早期階段通過水箱的對流換熱功率要明顯高于通過大氣的換熱。但是隨著水箱溫度的升高，通過水箱的對流功率又逐漸降低。而與大氣環境的對流換熱功率逐漸增大，一定時間后將超過與水箱的換熱功率。殼內空間上方的蒸汽自然循環流動較好，而底層流動較差。

（4）對于方案2，混凝土殼部分由于厚度較厚且導熱較差，安全殼空間內的熱量較晚才傳遞到殼外，并在通風流道內建立循環流動。但由于混凝土外表面溫度較低，流動流量不大。

（5）對于方案1，增大與水箱換熱的鋼殼面積，有利于早期安全殼降壓；增大與大氣環境換熱的鋼殼面積，則有利于長期階段的安全殼溫度壓力降低。

［1］ Giorgio Locatelli，Chris Bingham，Mauro Maucini，Small Modular Reactors：A Comprehensive Overview of Their Economics and Strategic Aspects［J］．Progress in Nuclear Energy，2014，73：75-85.

［2］ 陳煥棟．一體化小型壓水堆一回路熱工水力特性數值模擬研究［D］．廣東：華南理工大學，2018.

［3］ 陳培培，周赟．世界先進小型壓水堆發展狀況［J］．核動力工程，2012（5）：136-139.

［4］ 陳玉清，趙新文，楊磊．小型壓水堆嚴重事故序列的篩選及模擬分析研究［J］．核科學與工程，2016（36）：335-340.

［5］ Sandia National Laboratories. MELCOR computer code manuals V1.8.5［R］．2000.

Study on the Steel Containment Cooling System for Small PWR

HUANG Zheng，CAI Mengli

（China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd，Beijing，100840，China）

Designs of steel containment cooling system for a small modular PWR was presented. Using MELCOR code，the heat removal capacity of the system and its operational characteristics were investigated. The influence of steel containment area was studied as well. The results show that the steel containment cooling system this work is capable to effectively reduce containment pressure and temperature under accident scenario. The stored energy plays important role to reduce the peak pressure in the early stage，while the convective heat transfer contributes more for long-term energy removal. For scheme 1，the heat transferred to the tank is dominant in the early time，but is surpassed afterward. For scheme 2，the relatively larger thermal capacity of concrete part facilitates the decrease of containment pressure and temperature，but it will take a long time for heat to transfer through containment and establish natural circulation in the ventilation path. The outcome of present work can provide reference for engineering design and improvement.

Steel containment；Small modular PWR；MELCOR；Film-tracking model

TL364

A

0258-0918（2021）05-1008-08

2021-01-27

黃政（1986—），男，廣西欽州人，高級工程師，博士，現主要從事熱工水力和嚴重事故分析方面研究