基于安全殼綜合性能實驗的“華龍一號” 安全殼熱工水力行為數(shù)值模擬分析

孫婧, 王輝, 李精精, 孫燕宇, 鄭云濤

(中國核電工程有限公司, 北京 100840)

“華龍一號”核電廠設(shè)計的非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)可用于事故后安全殼長期熱量導(dǎo)出。PCS運(yùn)行將安全殼壓力和溫度降低至可以接受的水平,防止超溫超壓對安全殼完整性構(gòu)成威脅,對事故后保持安全殼完整和包容放射性具有重要意義。

不過,在安全殼內(nèi)配置PCS可能會對事故下安全殼內(nèi)熱工水力行為產(chǎn)生影響,如導(dǎo)致安全殼大空間溫度及氣體分層等[1];同時,安全殼內(nèi)熱工水力行為也會影響PCS的排熱能力,如溫度和濃度不均勻可能造成PCS運(yùn)行特性差異[2-4]。

為此,中國核電工程有限公司在廊坊實驗基地搭建了安全殼綜合性能實驗裝置(platform for integral TH behaviour of containment,PANGU)[5]。該裝置采用縮比模化了“華龍一號”安全殼和PCS,進(jìn)行了一系列PCS影響實驗。

由于以往缺乏實驗支持,在進(jìn)行“華龍一號”安全殼熱工水力行為分析中,往往采用已有經(jīng)驗關(guān)系式并對模型進(jìn)行簡化[6-8]。本文基于PANGU實驗開發(fā)了針對“華龍一號”的PCS數(shù)值計算模型,并將該模型與GOTHIC程序建立的“華龍一號”安全殼模型耦合,分析研究“華龍一號”核電廠主蒸汽管道破裂嚴(yán)重事故后安全殼內(nèi)熱工水力行為,通過安全殼溫度、壓力評估PCS的排熱能力。

1 分析方法及模型

1.1 計算程序

數(shù)值模擬計算采用了由美國電力研究設(shè)計院開發(fā)的安全殼熱工水力計算分析專用程序GOTHIC[9]。GOTHIC程序在多年發(fā)展中不斷改進(jìn)物理模型,拓展程序功能,參與了若干國際基準(zhǔn)題項目,已成功應(yīng)用于多個核電廠的安全殼熱工水力響應(yīng)計算分析中[10-19]。

該程序基于有限體積法求解多組分、多相的質(zhì)量、動量和能量守恒方程。程序的流體包括連續(xù)液體、液滴及水蒸氣-氣體混合物,在同一控制體內(nèi),這些流體處于熱力學(xué)非平衡狀態(tài),這樣程序可以模擬過冷液滴在飽和蒸汽中的降落。水蒸氣-氣體流場的氣體組分可以包含多達(dá)8種非凝性氣體。此外,GOTHIC程序還包含了大量的設(shè)備部件模型,如泵和風(fēng)機(jī)、閥門和門、熱交換器、爆破閥、噴淋管嘴、冷卻器和加熱器、氫氣復(fù)合器、氫氣點火器等。

1.2 PCS數(shù)值計算模型

1.2.1 PCS數(shù)值模擬方法

非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)主要關(guān)注的物理現(xiàn)象為氣體對流傳熱、蒸汽相變傳質(zhì)與傳熱、固體壁面導(dǎo)熱、水膜形成與傳熱等。采用GOTHIC程序模擬PCS時,將換熱器等效為平板熱構(gòu)件,兩側(cè)分別為安全殼內(nèi)控制體(管外即殼側(cè))和外部水箱控制體(管內(nèi)即水側(cè)),如圖1所示。

圖1 PCS模擬示意Fig.1 Sketch of PCS modelling

PCS換熱器管內(nèi)傳熱過程的模擬采用GOTHIC程序自帶的關(guān)系式DIRECT,其對流換熱系數(shù)的計算公式為：

H=Nu·k/d

(1)

式中：H為對流換熱系數(shù);Nu為努賽爾數(shù);k為流體熱導(dǎo)率;d為特征長度即水力直徑。

PCS換熱器管外冷凝換熱系數(shù)采用實驗關(guān)系式：

(2)

式中：hexp_c為實驗管外換熱系數(shù);pt為混合氣體總壓;Ns為水蒸汽體積分?jǐn)?shù);Δtw為壁面過冷度;a為基于PANGU實驗得到的修正系數(shù)。

1.2.2 PCS數(shù)值計算模型對比驗證

選擇PANGU臺架若干實驗算例與本文PCS計算模型結(jié)果進(jìn)行對比。PANGU臺架采用了與“華龍一號”原型等比縮放的設(shè)計,在設(shè)計過程中遵循了嚴(yán)格的模化分析工作。實驗裝置盡可能真實地模擬蒸汽發(fā)生器、穩(wěn)壓器、換料水池、反應(yīng)堆壓力容器、環(huán)廊等重要隔間。實驗裝置的隔間結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 安全殼綜合性能實驗裝置模型Fig.2 Model of PANGU

根據(jù)PANGU實驗裝置結(jié)構(gòu),采用GOTHIC程序建立了該裝置熱工水力計算模型。比對驗證了典型實驗工況：初始安全殼內(nèi)為1個大氣壓的空氣,飽和水蒸氣以一定速率注入隔間噴口。圖3給出PCS作用下實驗安全殼內(nèi)壓力計算值與實驗測量值對比結(jié)果,誤差在10%以內(nèi),吻合較好。

圖3 PANGU安全殼內(nèi)壓力計算值與實驗值對比Fig.3 Pressure comparison of calculation and experiment

1.3 “華龍一號”安全殼數(shù)值計算模型

本文采用GOTHIC程序針對“華龍一號”安全殼建立了詳細(xì)的數(shù)值計算模型,如圖4所示。安全殼數(shù)值計算模型由多個流道連接的集總參數(shù)控制體組成。根據(jù)安全殼內(nèi)隔間的分布及連通情況,安全殼共劃分為142個控制體。控制體1代表反應(yīng)堆堆腔,控制體30代表卸壓箱隔間,控制體52代表波動管隔間,控制體35和36代表堆腔注水冷卻系統(tǒng)(cavity injection and cooling system,CIS)水箱。其他控制體所對應(yīng)的房間名稱如表1所示,控制體143為雙層安全殼之間的環(huán)形空間。安全殼模型共定義了328個流道和356個熱構(gòu)件。

表1 HPR1000安全殼控制體對應(yīng)房間Table 1 Containment rooms v.s. nodalizaition number

圖4 HPR1000安全殼模型控制體劃分Fig.4 Nodalization of HPR1000 containment

2 初始和邊界條件

2.1 事故序列選取

對于核電廠安全殼熱工水力行為分析,一回路大破口失水事故(loss of coolant accident,LOCA)和主蒸汽管道破裂(main steam line break,MSLB)是導(dǎo)致安全殼極限工況的2種始發(fā)事件。由于MSLB事故的質(zhì)能釋放更大,因此本文選取以下典型嚴(yán)重事故序列開展分析：始發(fā)事件為安全殼內(nèi)主蒸汽管道破裂(主蒸汽管道大破口)事故疊加主蒸汽隔離閥隔離失效,破口位于安全殼操作平臺以上,能動安注均失效,安全殼噴淋系統(tǒng)失效。

2.2 質(zhì)能釋放源項

GOTHIC程序主要用于計算安全殼熱工水力相關(guān)問題,不用于開展核電廠一、二回路熱工水力計算分析,因而本文采用一體化嚴(yán)重事故計算分析程序?qū)?.1節(jié)中的嚴(yán)重事故序列開展了計算,得到了水、水蒸氣和氫氣質(zhì)能釋放源項,作為GOTHIC安全殼熱工水力模擬計算的邊界條件。圖5給出了MSLB事故的質(zhì)量流量釋放源項。

圖5 MSLB事故質(zhì)量流量釋放源項Fig.5 Mass flow rate source term of MSLB accident

3 計算結(jié)果與分析

3.1 安全殼內(nèi)溫度

圖6給出MSLB事故后安全殼大空間控制體溫度在72 h內(nèi)隨時間的變化曲線。圖6中MSLB質(zhì)能釋放前100 s內(nèi),最初20 s安全殼大空間各控制體溫度并不均勻,但隨著質(zhì)能釋放流量減小,各控制體溫度逐漸趨于均勻,峰值溫度均為200 ℃左右。主蒸汽管道破口處的質(zhì)能釋放結(jié)束后(如圖5所示),圖6中安全殼內(nèi)各控制體溫度已經(jīng)均勻一致了。3 000 s左右一回路壓力高導(dǎo)致卸壓箱爆破盤爆破,一回路冷卻劑以水、汽的形式再次向安全殼釋放,安全殼的溫度再次上升,并形成第2個溫度峰值。23 000 s后冷卻劑釋放逐漸減少,安全殼溫度不再快速上升。隨著CIS注入水蒸發(fā)后進(jìn)入安全殼,安全殼溫度小幅上升,但此時PCS已經(jīng)開始運(yùn)行,安全殼溫度在計算結(jié)束時穩(wěn)定在112 ℃左右。

圖6 安全殼大空間控制體溫度Fig.6 Temperature of control volumes of containment upper space

圖7給出安全殼大空間垂直方向7個控制體溫度變化,控制體96、107、117、123、129、135、141標(biāo)高從+23 m到+62 m逐漸增加。圖中可看到控制體96溫度上升最快,且首先達(dá)到第1個峰值,這是因為主蒸汽破口質(zhì)能釋放隔間在其正下方;而控制體107、117、123、129、135、141溫度依次稍有減小,但沒有明顯的溫度差距。圖8給出安全殼大空間+40 m同一高度上各控制體的溫度變化,其中控制體113、114、115溫度峰值較高,同樣是因為離質(zhì)能釋放隔間更近。

圖7 安全殼大空間豎直方向上7個控制體溫度Fig.7 Temperature of seven control volumes of containment upper space along vertical direction

圖8 全殼大空間+40 m高度上所有控制體溫度Fig.8 Temperature of control volumes of containment upper space upon +40 m

圖9給出主蒸汽管道破口質(zhì)能釋放隔間控制體85及其上方控制體96和其下方控制體69的溫度變化。在早期質(zhì)能釋放階段,釋放隔間控制體85及其上方控制體96溫度上升較快,而下方控制體69受影響較小。

圖9 主蒸汽破口釋放隔間及2個相鄰隔間溫度Fig.9 Temperature of compartment of steam line break and adjacent two compartments

圖10給出了安全殼0 m以下設(shè)備隔間的溫度曲線。從圖中可以看到,其早期最高溫度峰值約為175 ℃,各控制體溫度略有差異,且計算結(jié)束時溫度約為93 ℃,明顯低于上部大空間溫度。這是由于下部隔間與上部隔間流道較少,攪渾不均勻。該模擬計算分析結(jié)果與實驗結(jié)果一致：圖11是PANGU臺架一個實驗例,同樣可以看到下封頭溫度要明顯低于上部隔間溫度。

圖10 +0 m以下控制體溫度Fig.10 Temperature of control volumes below +0 m

圖11 PANGU臺架某實驗例隔間溫度Fig.11 Temperature of different rooms of PANGU experiment

3.2 安全殼內(nèi)壓力

圖12給出了MSLB事故后安全殼大空間的壓力變化曲線。圖中可看到各控制體壓力始終一致。

圖12 安全殼大空間各控制體壓力Fig.12 Pressure of control volumes of containment upper space

當(dāng)主蒸汽管道破口的質(zhì)能釋放進(jìn)入安全殼后,產(chǎn)生第1個壓力峰值為460 kPa,小于“華龍一號”安全殼設(shè)計壓力520 kPa;破口質(zhì)能釋放結(jié)束后安全殼壓力下降,隨著卸壓箱爆破盤爆破,一回路冷卻劑釋放到安全殼中,產(chǎn)生第2個壓力峰值為370 kPa,仍小于“華龍一號”安全殼設(shè)計壓力520 kPa。此后,安全殼壓力在CIS注入冷水蒸發(fā)后再次上升,但由于PCS在安全殼壓力達(dá)到240 kPa后已經(jīng)啟動運(yùn)行,長期安全殼壓力被控制在330 kPa左右。

3.3 安全殼內(nèi)氣體分?jǐn)?shù)

圖13給出MSLB事故后安全殼大空間控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)變化曲線。圖13中可以看到,與溫度分布類似,在事故后100 s內(nèi)破口質(zhì)能釋放階段,各控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)早期有較大差異,但隨著破口質(zhì)能釋放減小,各控制體水蒸氣分?jǐn)?shù)趨于一致。由此可見PCS的運(yùn)行未引起明顯的氣體分層。

圖13 安全殼大空間控制體水蒸氣體積分?jǐn)?shù)Fig.13 Steam volume fraction of containment upper space

圖14給出大空間控制體109和安全殼下部隔間控制體8的水蒸氣分?jǐn)?shù)對比,可以看到下部隔間水蒸氣分?jǐn)?shù)要遠(yuǎn)低于上部大空間。該現(xiàn)象和安全殼溫度計算結(jié)果類似,同樣是因為下部隔間未能與上部隔間充分?jǐn)嚋啞?/p>

圖14 安全殼大空間和下部隔間水蒸氣分?jǐn)?shù)對比Fig.14 Steam volume fraction comparison of upper and lower compartments

圖15給出MSLB嚴(yán)重事故后安全殼大空間控制體的氫氣體積分?jǐn)?shù)。從圖中可以看到所有控制體的氫氣分?jǐn)?shù)是一致均勻的。由于計算中沒有設(shè)置氫氣復(fù)合器,氫氣體積分?jǐn)?shù)不斷上升,在72 h計算結(jié)束時體積分?jǐn)?shù)達(dá)到3.3%左右,低于氫氣燃爆限值。

圖15 安全殼大空間各控制體氫氣體積分?jǐn)?shù)Fig.15 Hydrogen volume fraction of containment upper space

3.4 PCS排熱能力

圖16給出了衰變熱和3列PCS的排熱總功率。PCS啟動后,由于來自主蒸汽管道破口的質(zhì)能釋放較大,安全殼內(nèi)溫度、壓力迅速升高,PCS的排熱功率也隨之增加;破口的質(zhì)能釋放減少后,安全殼內(nèi)的溫度、壓力下降,PCS的排熱功率也開始下降。3 000 s左右,來自一回路冷卻劑的質(zhì)能釋放再次使安全殼溫度、壓力上升,PCS排熱功率再次快速上升;當(dāng)冷卻劑釋放逐漸減少后,PCS排熱功率又再次下降。隨著PCS運(yùn)行,PCS回路內(nèi)水溫越來越高,PCS排熱能力持續(xù)下降。90 000 s左右,PCS水箱溫度達(dá)到飽和溫度,PCS排熱功率在此后基本保持恒定。圖16可以看到,90 000 s后PCS排熱功率和衰變熱功率逐漸趨于相對穩(wěn)定的狀態(tài)。

圖16 衰變熱和PCS總功率Fig.16 Decay heat and PCS power

4 結(jié)論

1)“華龍一號”核電廠MSLB嚴(yán)重事故后,安全殼溫度和水蒸氣濃度有一小段時間不均勻,但隨著質(zhì)能釋放減少,溫度、水蒸氣濃度逐漸均勻,未對后期PCS排熱造成影響,且PCS運(yùn)行未對溫度、水蒸氣濃度分布造成明顯影響;氫氣體積分?jǐn)?shù)始終是均勻一致的。

2)“華龍一號”PCS具有足夠的排熱能力,可以確保安全殼壓力低于設(shè)計壓力520 kPa,且具有足夠的裕量。

值得注意的是,當(dāng)氫氣復(fù)合器自動投入后,可能向安全殼釋放能量且造成氫氣分布一定程度的不均勻,后續(xù)應(yīng)在模型中增加氫氣復(fù)合器模型,以更全面地評估PCS運(yùn)行和氫氣復(fù)合器運(yùn)行下安全殼熱工水力行為。