多節點安全殼熱工水力分析軟件驗證計算

孫燕宇, 鄭云濤, 王鼎盛, 陳巧艷

(中國核電工程有限公司, 北京 100840)

中核集團自主研發的第三代先進壓水堆核電技術“華龍一號”采用了“能動與非能動相結合”的設計理念,其中非能動安全殼熱量導出系統作為重要的非能動安全系統,對事故后安全殼的完整性及放射性物質包容具有重要意義[1-5]。中國核電工程有限公司(CNPE)已經開發了能夠模擬設計基準事故和部分超設計基準事故的安全殼熱工水力響應分析軟件(analysis of thermal hydraulic response of containment,ATHROC)V1.0版[6-9]。為了滿足“華龍一號”工程非能動安全殼熱量導出系統的計算需求,進一步開發了安全殼非能動熱量導出系統(passive containment heat removal systen,PCS),并與ATHROC V1.0進行耦合,完成了ATHROC V2.0的開發[10-14]。該軟件適用于模擬“華龍一號”核電廠發生失水事故、主蒸汽管道破裂事故或者主給水管道破裂事故后,安全殼廠房各隔間由于破口質能釋放而導致的壓力和溫度升高,還用于模擬專設安全設施對事故的緩解作用。

軟件將安全殼內的空間劃分為若干個隔間(控制體),這些控制體通過流道相互連接;將安全殼內的物理量分為氣相和液相兩相。氣相包括空氣、水蒸汽以及事故后可能出現的氫氣,液相包括連續的液態水。對于兩相流,則采用均勻流模型,并假設兩相處于熱平衡狀態。安全殼內部存在若干吸熱結構,在事故進展過程中,還有若干專設安全設施投入運行。

該軟件主要模擬事故工況下大量高能流體(包括液態水、水蒸汽和氫氣)進入安全殼后的熱工水力現象,包括破口流體質量、能量的釋放與分配(釋放源可以是一個或多個),各個隔間之間質量、能量的交換,蒸汽和液態水之間質量、能量的交換,吸熱結構的儲熱和放熱,不凝結氣體對換熱過程的影響,以及氫氣的燃燒等。同時還模擬了專設安全設施對事故的緩解作用,包括噴淋系統和安注系統等。

中國核電工程有限公司建立了大型安全殼綜合試驗臺架,開展了一系列工況的試驗,驗證了PCS在其運行范圍內的運行特性和排熱能力。

本文目的是使用ATHROC V2.0建立安全殼綜合試驗臺架的模型,并使用該模型對已開展的部分實驗進行模擬,以驗證軟件計算結果的合理性。

1 安全殼綜合試驗臺架建模

1.1 安全殼控制體劃分

安全殼綜合試驗臺架安全殼模擬體內的總自由容積為1 008 m3,自下而上分別由下封頭、隔間區、直段空間以及上封頭4個部分組成,如圖 1所示。其中,隔間區的設計盡可能真實地模擬了原型隔間的形狀、分布以及連通情況,在1#SG隔間、2#SG隔間、穩壓器隔間(P隔間)以及中心隔間內均布置有試驗噴口,如圖 2所示。

圖1 安全殼控制體軸向劃分Fig.1 Axial division of containment control volume

圖2 隔間及噴口設計Fig.2 Compartment and nozzle design

根據安全殼模擬體的布置情況,將安全殼綜合試驗臺架的安全殼計算模型劃分了25個控制體,控制體劃分示意如圖 3、4所示。3列PCS水箱的外部環境分別為第26號至第28號控制體,安全殼綜合試驗臺架的外部環境為第29號控制體。內部控制體為25個。控制體劃分參數見表1。

表1 安全殼模型控制體劃分參數Table 1 Division parameters of control volume in containment model m3

圖3 安全殼模型控制體劃分示意Fig.3 Division of control volume in containment model

圖4 安全殼模型控制體劃分示意(橫截面)Fig.4 Division of control volume in containment model (cross section)

1.2 流道設置

安全殼綜合試驗臺架計算模型共設置了43個流道,主要包括：下封頭與隔間的孔洞;堆芯與蒸汽發生器隔間的門;2層隔間樓頂的柵格板及打開的封蓋板;隔間之間的孔洞;環廊之間以及環廊與大空間的流通縫隙;大空間及穹頂控制體間的流通。安全殼計算模型的流道參數見表2。

表2 安全殼模型流道參數Table 2 Parameters of flow paths in containment model

1.3 熱構件設置

安全殼綜合試驗臺架計算模型熱構件主要有以下3類：

1)實驗裝置內部的鋼制隔板及管道等,總質量為29.8 t;

2)鋼制安全殼筒體,總質量為168.5 t;

3)鋼制貫穿件,總質量為5.4 t,其傳熱面積為21.3 m2。

1.4 PCS的模擬

“華龍一號”PCS示意圖如圖5所示,主要結構包括上升管路、下降管路、換熱器、換熱水箱及水箱補水管路。其中PCS換熱器通過自然循環將事故后安全殼內的熱量導出至換熱水箱,水箱補水管路在換熱水箱的水位過低時投入運行,為換熱水箱補水。

圖5 PCS示意Fig.5 Scheme of PCS

將PCS上升段、下降段、換熱器、換熱水箱及補水管路分別模擬,形成獨立的系統,應用于軟件中。在計算安全殼內熱工水力參數的變化率時調用PCS模塊,將隔間溫度、壓力、蒸汽含量等熱工水力參數傳遞給PCS模塊。PCS模塊基于計算得到的換熱器換熱量更新換熱器壁面溫度及流體溫度,并通過Gear算法對PCS自然循環進行計算。PCS模塊計算得到質量源項與能量源項對殼內熱工水力參數的變化率造成影響。主程序通過龍格庫塔法進行迭代求解,得到安全殼內溫度、壓力、氣體成分、氣體流動等熱工水力參數。

1.5 材料熱物理性質

安全殼模型使用的材料及熱物理性質見表 3。

表3 材料熱物理性質參數Table 3 Material physical parameters

2 序列計算

2.1 計算工況

本文計算工況有3個,堆芯未熔化的冷段失水事故,該事故質能釋放源項的計算采用了一系列的保守性假設,所以質能釋放較大,能夠作為LOCA事故包絡工況。

工況1：破口總質量流量為6 840 kg,事故序列總時間為5 000 s,PCS不開啟。

工況2：破口總質量流量為6 680 kg,事故序列總時間為5 000 s,PCS不開啟。

工況3：事故序列時間為30 000 s,PCS開啟。

各工況的破口蒸汽質量流量見圖6。

圖6 質量流量Fig.6 Mass flowrate

2.2 計算假設與初始條件

工況1：殼內初始氣體溫度為54 ℃,殼外氣體溫度為30 ℃。

工況2：殼內初始氣體溫度為26 ℃,殼外氣體溫度為30 ℃。

工況3：

1)PCS熱管段初始平均溫度,1號PCS熱管段初始平均溫度為42.419 ℃,2號PCS熱管段初始平均溫度為42.581 ℃,3號PCS熱管段初始平均溫度為42.153 ℃;2)PCS冷管段初始平均溫度,1號PCS冷管段初始平均溫度為43.146 ℃,2號PCS冷管段初始平均溫度為43.103 ℃,3號PCS冷管段初始平均溫度為42.875 ℃;3)安全殼內大氣初始溫度為46.525 ℃;4)安全殼模擬體殼壁和殼內熱構件初始溫度與PCS水箱初始溫度均為45 ℃;5)PCS換熱水箱初始液位,1號PCS換熱水箱初始液位為2.238 m,2號PCS換熱水箱初始液位為2.228 m,1號PCS換熱水箱初始液位為2.231 m;6)安全殼外環境壓力為101.35 kPa,環境溫度為23.66 ℃;7)質能釋放位于1號SG隔間下層位置,噴口直徑65 mm。

2.3 計算結果

穹頂壓力的計算值與測量值見圖7,工況3安全殼溫度和PCS功率的計算值與測量值見圖8和圖9。3個計算算例與試驗工況的計算對比結果表明：安全殼壓力溫度計算值與試驗相對偏差均在±10%以內,計算與試驗符合較好。

表4 工況1和工況2計算結果與試驗結果對比

表5 工況3計算結果與試驗結果對比Table 5 Comparison of calculation results and test results of condition 3

圖7 穹頂壓力計算結果與實驗結果對比Fig.7 Comparison of containment dome pressure calculation result and test result

圖8 工況3安全殼溫度計算結果與實驗結果對比Fig.8 Comparison of containment temperature calculation results and test results of condition 3

圖9 工況3 PCS功率計算結果與實驗結果對比Fig.9 Comparison of PCS power calculation results and test results of condition 3

3 結論

1)安全殼壓力溫度計算值與試驗相對偏差均在±10%以內,計算結果與試驗結果符合較好;

2)計算得到的PCS功率低于安全殼綜合性能試驗實際功率,計算程序相對更保守。

3)使用自主開發的安全殼響應分析軟件建立的安全殼綜合試驗模型及計算結果是合理可信的。

4)自主軟件開展實驗工況的驗證計算是十分重要的,對軟件的推廣和應用具有非常關鍵的作用。本文工作表明：ATHROC可靠性好,具備工程應用的能力。