非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)換熱器部分失效對安全殼內熱工參數(shù)的影響

高力, 叢繼東, 張超琦, 毛亞蔚, 孟兆明

(1.中國核電工程有限公司, 北京 100840; 2.哈爾濱工程大學 黑龍江省核動力裝置性能與設備重點實驗室, 黑龍江 哈爾濱 150001; 3.哈爾濱工程大學 核科學與技術學院, 黑龍江 哈爾濱 150001)

非能動安全殼熱量導出系統(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]。第三代先進壓水堆電站廣泛采用帶有PCS的安全殼設計方案[6-9],如AP1000、VVER-1200與CAP1000等。當反應堆發(fā)生嚴重事故時,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,防止放射性物質外泄,需立即將該列PCS隔離,這將導致PCS的總排熱能力下降,安全殼壓力上升。并且部分PCS被隔離會影響安全殼大空間內溫度分布以及不凝結氣體的分布情況等熱工水力特性[10-12]。

目前,美國西屋公司針對AP系列電站的非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)(passive containment cooling system,PCCS),進行了大量實驗以及數(shù)值模擬研究,且二者結果吻合良好[13-14]。Bezlepkin等[15]針對VVER-1200電站在事故工況下PCS的運行特性以及殼內熱工水力特性進行了實驗研究,其結果與數(shù)值模擬結果符合情況良好[7,16]。Lim等[17]通過實驗研究了兩相自然循環(huán)非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)熱工水力特性。周明正等[18]針對CAP1400電站的PCS建成了可應用于PCS性能驗證的非能動安全殼冷卻系統(tǒng)整體性能研究的高性能試驗臺架(containment safety rerification via integral test,CERT),并完成了相應的試驗。雷蕾等[19]對CERT試驗臺架進行建模和計算,將計算結果與試驗結果進行了對比驗證,計算結果與試驗測量值較為吻合,并具有一定的保守性。

綜上,目前國內外針對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驗較少。為了檢驗這種情況是否會使安全殼面臨超壓的風險,本文在已有研究的基礎之上,通過安全殼整體熱工水力特性研究實驗平臺(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耦合熱工水力特性以及PCS的響應特性研究。

1 試驗裝置與研究內容

1.1 試驗裝置介紹

為了完成本文的研究內容,在中國核電工程有限公司廊坊先進核電研究中心PANGU試驗裝置上進行實驗研究,裝置如圖1所示。實驗裝置主要系統(tǒng)包括安全殼模擬體、汽-氣供應系統(tǒng)、PCS、試驗裝置控制系統(tǒng)、試驗測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及其他附屬設施,各系統(tǒng)主要功能與試驗裝置詳細比例?；叽缫娢墨I[20]。

圖1 PANGU安全殼綜合試驗裝置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至操作平臺之間的隔間空間、操作平臺以上直段空間和穹頂空間。

圖2 安全殼模擬體設計Fig.2 Containment simulator design

1.2 試驗工況

PCS部分隔離實驗,在1#蒸汽發(fā)生器隔間內噴放與LBLOCA模擬試驗相同的氣相質能釋放源項,1#PCS與3#PCS全部投入運行,2#PCS在對比實驗中運行,PCS采用自然循環(huán)模式。

本文將試驗裝置中的1列PCS隔離(相當于原型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試驗源項進行噴放試驗,進而研究1列PCS(2#PCS)隔離的情況下安全殼的壓力響應和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均投入運行的對比試驗(簡稱“3PCS試驗”)。3PCS試驗與PCS隔離影響試驗(簡稱“2PCS試驗”)的系統(tǒng)初始條件基本相同,如表1所示。2個試驗的噴放源項也基本相同(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隔間噴口進入安全殼模擬體。

表1 試驗初始條件Table 1 Initial test conditions

圖3 2個試驗的噴放源項對比Fig.3 Comparison of spray source terms between the two tests

1.3 數(shù)據(jù)測量及處理

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

圖4 大殼熱電偶徑向測點分布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測得;hout、hin分別為內部換熱器出口水與進口水的比焓,kJ/kg。

2 結果分析

2.1 換熱器部分失效對系統(tǒng)運行特性的影響

圖5展示了“2PCS試驗”與“3PCS試驗”中PCS功率的對比情況,其中圖5(a)中無量綱PCS功率為功率與2PCS試驗總功率峰值比值,圖5(b)中2個試驗PCS無量綱功率為功率分別與3PCS試驗1#PCS與3#PCS功率峰值比值。由圖5(a)可知,“2PCS試驗”中PCS啟動略晚于“3PCS試驗”,“2PCS試驗”中PCS總排熱量比“3PCS試驗中”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%。進一步由1#PCS和3#PCS排熱功率的對比(見圖5(b))可知,在“2PCS試驗”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”,1#PCS和3#PCS的總排熱量均增加了約12%。這主要是因為1列PCS失效隔離后,PCS總排熱能力下降,進而殼內壓力和溫度將會進一步上升。殼內壓力和溫度的上升,反過來又會促進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緩解殼壓力和溫度上升的程度。

圖5 PCS的排熱功率對比Fig.5 Comparison of heat removal power of PCS

圖6展示了“2PCS試驗”與“3PCS試驗”中安全殼模擬體內殼的壓力無量綱壓力(殼壓力與設計限制的比值)變化情況?？梢钥闯?在前1 100 s時間內,由于噴放原箱噴放源項一直處于最高流量,殼內的升溫升壓狀況幾乎相同,但在接下來的時間內(>1 100 s),由于1列PCS的失效隔離,“2PCS試驗”殼內壓力明顯高于3PCS試驗。2個實驗的殼內壓力于5 500 s同時到達峰值,“2PCS試驗”殼壓力峰值僅升高了8.3%,長期穩(wěn)定壓力上升了約13%。可見,當發(fā)生1列PCS隔離情況時,雖然會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計限值,且具有一定的安全裕量。

圖6 殼壓力的對比Fig.6 Comparison of shell pressure

2.2 換熱器部分失效對殼內溫度分布的影響

2.2.1 沿高度方向上的溫度分布

“2PCS試驗”中安全殼操作平臺以上空間內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,實驗中的前2 000 s,由于質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)殼內溫度峰值。

圖7 殼內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量。蒸汽在上升過程中與殼內空間中的氣體充分攪渾,大大減小了軸線上溫度分布不均勻性。殼內空間主流氣體蒸汽射流的夾帶作用下沿軸向向上流動,在到達球形上封頭后沿壁面轉向向下流動,且PCS換熱器附件氣體在PCS冷卻作用下緩慢下沉,在殼內形成流動循環(huán)(如圖8所示),對減小溫度不均性有所幫助。

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

由圖3所示,隨著事故的繼續(xù)進行(>5 500 s ),質能釋放源流量進一步大幅減小,PCS的排熱功率大于單位時間蒸汽帶入安全殼的能量,因此殼內壓力和溫度在達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,所以蒸汽動量大幅減小,使其在上升過程中對殼內空間中的氣體攪渾能力逐漸減弱。由于PCS持續(xù)將熱量導出,殼內換熱器附近區(qū)域及其下部空間的氣體溫度迅速降低,但上封頭內氣體由于不能被PCS冷卻導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生,熱分層開始出現(xiàn)。直至實驗進行到19 000 s時,操作平臺及以上空間最大溫差約為8.3 ℃。隨后在殼內大循環(huán)以及蒸汽噴放小幅增長的作用下,上封頭以及直段空間內的氣溫不均勻性逐漸降低。

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

圖9 試驗中下封頭溫度與操作平臺以上空間溫度對比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的溫度分布

針對不同高度平面內的溫度分布特性,主要對301、304與402這3個典型操作平臺以上的截面進行分析。3個截面內的氣溫分布如圖10所示。

圖10 試驗中不同高度處水平截面內氣體溫度分布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(<100 s),3個平面內部氣體溫度均出現(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),噴放流量達到峰值后,在蒸汽射流的攜帶作用以及殼內循環(huán)的作用下,各個截面內氣體充分攪混,在截面內氣體溫差開始減小。但在實驗進行至2 000 s后,由于2#PCS換熱器被隔離失效,402截面內部位于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。在實驗進行至4 500 s時,402截面內最大溫差達到8.3 ℃,隨后截面內溫差開始逐漸降低。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。

在實驗進行至5 500 s后,由于噴放流量減小,蒸汽的動量減小,蒸汽對殼內氣體的攪混作用減弱,致使301和304截面內氣體溫度差異開始增大,不均性逐漸增加,待實驗進行至16 000 s時,301和304截面內溫差達到最大約為5 ℃和4 ℃。在此階段402截面溫差逐漸減小至2 ℃,但在14 000 s時截面氣溫不均勻性有一個小幅增大,可能是因為噴放流量有一個小幅增加導致上封頭附近氣溫出現(xiàn)小幅不均勻性。隨后3個截面內氣體在內的大循環(huán)以及蒸汽噴放的作用下溫度分布逐漸趨于均勻。

3 結論

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

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

3)不同高度水平截面內的溫度分布特性：直段空間內的截面度前期出現(xiàn)短暫的不均勻,隨后逐漸減小,后期各截面內出現(xiàn)小幅不均勻性;上封頭內部由于2#PCS換熱器失效導致?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。