非能動安全殼熱量導出系統熱交換器不同安裝方案的換熱性能研究

楊理烽, 薛衛光, 孟兆明, 丁銘, 孫中寧

(1.中國核電工程有限公司, 北京 100840; 2.哈爾濱工程大學 核科學與技術學院,黑龍江 哈爾濱 150001; 3.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)

非能動安全殼熱量導出系統(passive containment heat removal system,PCS)是第三代百萬千瓦級壓水堆核電廠中的關鍵非能動系統,該系統用于核電廠超設計基準事故工況下安全殼的長期排熱,也用于嚴重事故工況(超設計基準事故發展到堆芯明顯惡化的嚴重事故)的事故緩解。在核電廠發生超設計基準事故(包括嚴重事故)工況時,PCS能夠將安全殼內壓力和溫度降低至可接受的水平,以保持安全殼的完整性[1-2]。

PCS采用非能動技術,發生全廠斷電時,在沒有操縱員干預的情況下,系統能夠自動投入運行,利用自然循環實現安全殼的長期排熱[3]。在無需操縱員操作的情況下,安全殼非能動排熱時間可以至少維持72 h。

PCS設置了3個相互獨立的系列,由3×33.3%的系列組成,每個系列中設置的PCS熱交換器要在事故下高效地排出安全殼內的熱量。

PCS換熱器是PCS的重要設備。它的主要功能是：換熱器內的水和安全殼內的高溫空氣通過冷凝[4-5]、對流和輻射傳熱進行能量交換,然后依靠熱交換器與外部水箱的高度差和水溫變化的密度差形成自然循環,從而實現把安全殼內的熱量連續不斷地傳遞到安全殼外的目的。

隨著“華龍一號”機型的不斷優化升級,PCS熱交換器的安裝方案也隨廠房結構的變化而變化,為了在保持PCS熱交換器設備本身結構不變的前提下,保證其仍具有同樣的換熱能力,本文針對“華龍一號”核電站PCS熱交換器可能存在的不同布置需求,對PCS熱交換器在核電廠安全殼內不同的安裝高度下的換熱性能進行分析研究,為PCS熱交換器不同安裝高度方案的可行性提供實際工程設計依據。

1 PCS熱交換器的設計

“華龍一號”PCS熱交換器采用光管傳熱管型式,考慮到工程實際需求,“華龍一號”工程應用的PCS熱交換器采用了略帶傾角的C型傳熱管、上下聯箱筒體加整體支撐框架的結構型式,傳熱管共132根,傳熱面積約94 m2,滿足事故下熱量導出需求。為滿足交換器本體的支撐、整體設備的抗震和在安全殼內的安裝需求,增加了外部支撐框架的設計,設備整體結構如圖1。

圖1 PCS熱交換器整體結構Fig.1 PCS heat exchanger structure drawing

PCS熱交換器的整體結構尺寸相對較大,在安全殼內的安裝會占據較多空間,由于核電廠安全殼內相應的安全系統、輔助系統設備、管道眾多,且每項設備和管道的布置方案均需經過力學分析,稍有改動就可能需要重新核算,導致增加大量的計算工作量或相應的設計方案改動,因此,對于殼內有限的空間內確定PCS熱交換器的最佳安裝位置,且不影響其換熱性能是一項十分關鍵的設計工作。而要滿足該設計要求,首先需要確定PCS熱交換器在殼內可能的不同安裝高度下,其換熱能力是否有較大程度的變化,是否能滿足設計需求。

2 PCS熱交換器換熱能力分析

根據熱交換器的設計原理,在保持運行工況、換熱功率、熱交換器結構不變的前提下,即換熱面積不變的情況下,換熱能力主要取決于熱交換器在實際運行中的傳熱系數。而傳熱系數包括管外傳熱系數、壁面熱阻和管內傳熱系數。對于同一臺熱交換器,其傳熱管規格和材料使用均保持不變,因此壁面熱阻沒有變化,所以需要確定管內傳熱系數和管外傳熱系數的變化規律。

2.1 管內傳熱系數分析

根據上文的描述,PCS熱交換器采用的是傳熱管直接與安全殼內高溫空氣大面接觸的熱交換器類型,管內為冷卻水,熱交換器的管內傳熱系數主要取決于管內冷卻水壓力、質量流量、入口溫度、出口溫度等參數[6]。

而對于同一個PCS但不同安裝高度的PCS熱交換器而言,其管內冷卻水壓力、質量流量、入口溫度、出口溫度等設計參數基本一致,因此可以認為PCS熱交換器管內傳熱系數在不同安裝高度上也基本一致。

2.2 管外傳熱系數分析

對于PCS熱交換器的管外熱交換,主要是事故工況下,安全殼內高溫的水蒸氣和空氣的混合氣體在PCS換熱器的冷凝作用下,傳熱管附近混合氣體中的部分水蒸氣被凝結,溫度降低,該處的混合氣體密度增大,即產生了向下的驅動力,導致混合氣體向下流動,這是PCS熱交換器的冷凝換熱[7-9],同時疊加對流、輻射等換熱機理,并疊加安全殼內熱工水力的復雜狀態,因此,影響PCS熱交換器的管外傳熱系數的因素較為復雜,目前未有相關的理論計算和分析。

3 安全殼內熱工水力狀態分析

事故后PCS導出安全殼熱量的能力不僅取決于PCS熱交換器自身運行特性,也取決于安全殼內部的熱工水力狀態,安全殼內部氣體或溫度分布的不均勻性都會對PCS的導熱能力存在重要影響。

為此,本文采用MAAP等基于集總參數方法的分析程序系統計算了事故后PCS作用下的安全殼壓力、溫度以及氣體分布等變化情況,通過計算,在PCS換熱器的作用下,安全殼內的氣體分布以及混合氣體溫度分布在高度方向上均呈現一定的層結構,但是分層的差值不大,且水平方向上的分布基本為相對均勻狀態(見圖2、3)。因此,安全殼內部氣體或溫度分布對PCS換熱器的導熱能力的影響可以認為是基本一致的[10]。

圖2 安全殼內混合氣體流場Fig.2 Mixed gas flow filed inside containment

圖3 安全殼內溫度分布Fig.3 Temperature distribution inside containment

經過上述分析,為了得出PCS熱交換器在殼內可能的安裝高度下其換熱能力的變化趨勢,本文采用試驗的方式進行研究驗證。首先試驗以典型事故序列1模擬試驗的質能釋放源項的大小和變化作為試驗噴放源,對安全殼內大氣溫度及氣體分布進行試驗研究。

4 典型事故序列1模擬試驗

典型事故序列1模擬試驗即LOCA事故(大LOCA)模擬試驗是針對堆芯未熔化的冷段失水事故展開的模擬,主要關注事故后安全殼內的壓力響應過程以及PCS 的排熱能力。典型事故序列1工況為質能釋放包絡工況,該事故質能釋放源項的計算采用了一系列保守性假設,所以質能釋放量較大。圖4展示了基于比例模化得到的試驗蒸汽噴放流量的設定曲線和正式試驗時實際的蒸汽流量變化曲線,兩者符合得很好。

圖4 LOCA 事故模擬試驗蒸汽噴放流量Fig.4 LOCA accident simulation test steam injection flow rate

4.1 安全殼模擬體內的溫度分布

為了掌握事故工況下安全殼模擬體內(以下簡稱“殼內”)沿高度方向上的氣體溫度分布情況,本研究分別對隔間區域、操作平臺以上空間區域、沿高度方向上的溫度測點數據進行了分析,選取了4個典型位置的軸向溫度測點(如圖5所示)。

圖5 沿高度方向的溫度測點分布Fig.5 Distribution of temperature measurement points along the height direction

圖6 給出了LOCA 事故模擬試驗中2個不同隔間(一個有蒸汽噴口,另一個沒有蒸汽噴口)內沿高度方向上的氣體溫度分布情況。可以看出,在噴放之初,同一隔間內噴口上方的氣體溫度在高度方向上具有一定程度的差異。但隨著噴放的進行,這一差異很快消失。噴放時間超過1 500 s),同一隔間內沿高度方向上氣體溫度變化情況基本相同。

圖6 LOCA 事故模擬試驗中隔間內氣體溫度分布Fig.6 Gas temperature distribution in LOCA accident simulation test compartment

對于不同隔間,在噴放開始后,1#SG 隔間(噴口所在隔間)內氣體溫度顯著高于2#SG 隔間內氣體溫度,最大溫度差可達到約27 ℃,但隨著噴放的進行,2個隔間內氣體溫度的差異越來越小。在噴放至5 500 s后,噴口所在隔間內氣體溫度僅略高于2#SG 隔間內氣體溫度,最大溫差不超過2 ℃。

圖7展示了序列1 試驗中操作平臺以上空間內沿高度方向上的氣溫分布情況。可以看出,在試驗不同階段,操作平臺以上空間內4個典型軸線上的氣溫分布規律基本相同：在試驗噴放初期(<5 500 s),噴放蒸汽流量雖按階梯折線減少,但一直都很大,使得操作平臺以上空間各處快速升溫,并且隨著噴放的進行,高度方向上氣體溫度分布越發趨于均勻。最初噴放時,高度方向上最大溫差約為6 ℃,到本階段噴放結束時,高度方向上最大溫差僅僅約為2 ℃,這表明空間氣體得到了充分的攪混。

圖7 試驗中操作平臺以上空間沿高度方向上溫度分布Fig.7 Temperature distribution in the space above the operating platform along the height direction in the test

4.2 安全殼模擬體內蒸汽濃度分布

圖8 為安全殼模擬體內部分氣體采樣點布置示意圖。圖9 為LOCA故模擬試驗中測得的安全殼模擬體內蒸汽濃度的分布情況。

圖8 殼內關鍵氣體采樣測點布置示意Fig.8 Layout of sampling points inside the containment

圖9 LOCA 事故模擬試驗殼內蒸汽分布Fig.9 LOCA accident simulation of steam distribution inside containment

由圖9可知,在高度方向上蒸汽濃度的分布規律與氣體溫度分布規律基本相同：在噴放之初,蒸汽噴放流量最大,噴口所在隔間內蒸汽濃度(AP3)高于其他隔間(AP4),但隨著噴放的進行,兩者差異逐漸減小,直至基本消失;在噴放之初(<1 800 s),伴隨著PCS的啟動,PCS排熱功率從零開始逐漸增加,換熱器附近蒸汽濃度(AP38)與操作平臺以上空間內其他位置處的蒸汽濃度基本一致。

5 PCS熱交換器不同布置高度試驗

PCS熱交換器布置高度影響試驗目的就是研究安裝高度對PCS熱交換器排熱能力的影響。試驗噴放源項以典型事故序列1模擬試驗的質能釋放源項的大小和變化進行調節。

試驗方案根據工程設計的需求,對可能進行布置PCS熱交換器的空間內進行了選點,一共選定了5個安裝位置,見圖10。試驗時以位于安全殼模擬體內高、中、低3個不同標高位置的熱交換器(即3# PCS、4# PCS、5# PCS)作為研究對象,3個熱交換器周向均勻布置。為便于比較,試驗中使用了中心噴口,使殼內形成比較均勻的溫度場和流場,而對于PCS 系統則采用水泵驅動的強迫循環,盡可能保證3列PCS的流量相同,如圖11所示。

圖10 不同標高位置的PCS熱交換器布置Fig.10 Layout of PCS heat exchanger at different elevations

圖11 PCS回路強迫循環流量Fig.11 PCS forced circulation flow

經過試驗,圖12展示了試驗中3個不同布置高度處PCS熱交換器的排熱功率情況。可以看出,在試驗高速噴放時間段內(<5 500 s),PCS功率不斷上升,經過對試驗數據的分析,3#熱交換器排熱功率最低,5#熱交換器與4#熱交換器的總排熱量分別比其高了約8.6%、6.3%。實驗進行至5 500 s后,試驗轉為低速噴放階段,3列PCS的排熱功率均開始下降,但4#熱交換器總排熱量最低,3#和5#熱交換器總排熱量比其高了約5%、10%。對于整個試驗過程,3#和4#排熱功率基本相當,5#熱交換器排熱功率較高,比兩者高了約7%。由此可見,標高最低的5#熱交換器的排熱功率相對較高。

圖12 不同標高PCS排熱功率Fig.12 Heat removal power of PCS at different elevations

圖13給出了不同標高熱交換器附近氣體平均溫度的變化情況。可以看出,在試驗高速噴放時間段內(<5 500 s),3個熱交換器附近氣體平均溫度基本一致。此后,試驗轉為低速噴放階段,4#熱交換器附近氣體溫度波動相對較大,但3個熱交換器附近氣體平均溫度仍然基本一致。由此可見,5#熱交換器排熱功率相對較高并不是空間溫度的影響,通過分析,最可能的原因是空間氣體流速的影響,由于5#熱交換器距離操作平臺與殼壁之間的環形通道較近,氣流在環形通道附近因流通面積減小而加速,故其具有最高的排熱能力。

圖13 不同標高PCS熱交換器附近氣體平均溫度Fig.13 Average gas temperature near heat exchanger at different elevations

6 結論

1)在整個安全殼高度內,在具備足夠空間的前提下,PCS熱交換器優先考慮安裝在較低位置,該位置不僅可以獲得最大的排熱能力,同時也有利于設備的抗震設計和后期的運行維護。

2)換熱器布置在較高位置也能夠滿足換熱設計要求。但為保證充足的設計裕量,可以適當增加熱交換器的換熱面積。

綜上,通過對PCS熱交換器不同安裝高度換熱能力的理論分析和試驗研究,為“華龍一號”及后續堆型PCS換熱器的設計提供了充分的依據,也為PCS熱交換器實際工程的設計及應用打下了堅實基礎。