“華龍一號”安全殼熱工水力現(xiàn)象綜合性能實驗數(shù)值計算研究

李精精，王輝，孫婧

中國核電工程有限公司，北京 100840

破口事故（loss-of-coolant accident，LOCA）下大量的高溫高壓水蒸氣和氫氣的混合氣體進(jìn)入安全殼氣空間，造成安全殼內(nèi)溫度、壓力升高，進(jìn)而對安全殼的完整性構(gòu)成威脅。目前的三代壓水堆，多采用非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)來進(jìn)行安全殼內(nèi)長期階段的降溫降壓。例如，“華龍一號”采用非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)（passive containment heat removal system, PCS）[1]，AP1000 采用非能動安全殼冷卻系統(tǒng)（passive containment cooling system,PCCS）[2]等。與能動的噴淋措施不同，非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)可能會存在局部效應(yīng)，也更多地依賴殼內(nèi)的熱工水力狀態(tài)[3-4]。非能動安全殼冷卻系統(tǒng)的設(shè)計也受到越來越多的機構(gòu)和學(xué)者的重視[5-7]。為了更好地研究PCS 系統(tǒng)的帶熱能力和其與安全殼內(nèi)熱工水力狀態(tài)的耦合關(guān)系，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），并針對不同的事故序列開展了實驗研究。 本文即采用GOHTIC8.0 程序建立安全殼綜合性能實驗裝置數(shù)值計算模型，并針對不同的序列實驗開展數(shù)值計算研究。GTOHIC 8.0 程序是由美國電力研究公司(electric power research institute, EPRI)開發(fā)的可用于核電站安全殼、輔助廠房和其他設(shè)施的熱工水力計算分析[8]。GOTHIC 程序已用于多個國家的核電廠安全殼分析，如日本的Fukushima Daiichi 1#機組[9]、韓國的APR1400[10]以及意大利的IRIS 堆[11]等。西屋公司基于該程序4.0 版改進(jìn)得到的WGOTHIC 程序已用于AP1000 的安全殼分析[12]。

1 研究對象與計算模型

1.1 研究對象

PANGU 位于廊坊實驗基地，用于研究事故條件下PCS 系統(tǒng)作用下安全殼內(nèi)的熱工水力行為。安全殼綜合性能實驗裝置在設(shè)計過程中遵循了嚴(yán)格的模化分析工作[13-15]。實驗裝置的基本組成包括帶穹頂?shù)膱A柱形金屬安全殼、安全殼內(nèi)部隔室、非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)以及氣體介質(zhì)（水蒸氣、空氣和氦氣）供應(yīng)系統(tǒng)。

根據(jù)實驗需要，同時考慮到制造和實驗的方便性，并盡可能真實地模擬隔間的大小、形狀、分布以及隔間對氣體流動與分層的影響，最終確定安全殼綜合性能實驗裝置的隔間結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 安全殼綜合性能實驗裝置幾何模型

圖1 中，SG 為蒸汽發(fā)生器，P 為穩(wěn)壓器，F(xiàn) 為換料水池，R 為反應(yīng)堆壓力容器，A 為環(huán)廊。隔間之間的隔墻采用可拆卸結(jié)構(gòu)，隔間之間的連通情況根據(jù)實際結(jié)構(gòu)和實驗內(nèi)容進(jìn)行組合設(shè)置，操作平臺地面參照原型采用鋼板或柵格板鋪設(shè)。

1.2 計算模型

安全殼綜合性能實驗裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為規(guī)則，在采用GOHTIC 8.0 程序建模時對每個隔間進(jìn)行單獨控制體劃分，同時對只有1 個流通口的隔間拆分為相同的2 個控制體，以保證該隔間內(nèi)氣體的流通。節(jié)點劃分如圖2 所示。

圖2 節(jié)點劃分

GOTHIC 程序在PCS 模擬過程中，不能直接模擬PCS 管道的換熱過程。計算中假設(shè)PCS 為平板熱構(gòu)件，PCS 兩側(cè)為殼體內(nèi)側(cè)和水箱側(cè)，與實際PCS 管道情況不符，為了解決這個問題，利用控制變量的方法，將實驗所得的PCS 系統(tǒng)換熱關(guān)系式模型經(jīng)過修正后嵌入GOTHIC 中進(jìn)行模擬。

從安全殼向PCS 傳熱管內(nèi)部流體的傳熱過程如圖3 所示。

圖3 傳熱過程示意

殼內(nèi)大氣和管道外表面之間有對流換熱系數(shù)hcont，W/m2K；PCS 傳熱管外壁溫Ttube,out，℃；內(nèi)壁溫Ttube,in，℃；在傳熱管內(nèi)部溫度成對數(shù)分布，管道具有導(dǎo)熱系數(shù) λ，W/mK；PCS 傳熱管內(nèi)壁面與管內(nèi)流體之間換熱系數(shù)為hin，W/m2K；管道外表面換熱量為qout， W。其中，傳熱管外側(cè)流體換熱方程為式中：htotal為總的換熱系數(shù)，W/m2K；Tcont,bulk為安全殼內(nèi)主流溫度，℃；Tin,bulk為換熱管內(nèi)主流溫度，℃；Sout為換熱管外表面積， m2；為修正后的總換熱系數(shù)，W/m2K；Ttank為水箱溫度，℃。

根據(jù)傳熱等效的原則最終可以推導(dǎo)出換熱系數(shù)修正公式為

PCS 平板熱構(gòu)件與水箱側(cè)換熱選取GOTHIC程序自帶的關(guān)系式DIRECT，PCS 管外冷凝換熱實驗關(guān)系式為

式中：hexp_c為實驗管外換熱系數(shù)，W/(m2K)；pt為混合氣體總壓，Pa；Ns為水蒸汽體積份額； ?tw為壁面過冷度， ℃；A、a、b、c為實驗系數(shù)。

2 模型假設(shè)和初始條件

2.1 事故序列選取

工程實踐中華龍一號采用確定論、概率論及工程判斷相結(jié)合的方法篩選出了若干需要計算分析的嚴(yán)重事故序列，這些事故序列包括了大破口、中破口、小破口、全廠斷電、喪失給水等始發(fā)的嚴(yán)重事故。這些事故序列可以分為2 類代表性序列，分別為低壓熔堆事故序列和高壓熔堆事故序列，這2 類事故進(jìn)程不同，質(zhì)能釋放各異，釋放位置不同。為使得實驗臺架上開展的典型事故序列驗證具有代表性，選擇了大破口始發(fā)嚴(yán)重事故和全廠斷電始發(fā)嚴(yán)重事故開展實驗驗證，同時后者也是PCS 系統(tǒng)需要投入的典型事故情景。實驗中對以下3 個事故序列進(jìn)行了驗證，分別是：

序列1：堆芯未熔的一回路大破口失水事故；

序列2：一回路大破口事故始發(fā)的嚴(yán)重事故；

序列3：全廠斷電始發(fā)的嚴(yán)重事故。

2.2 質(zhì)能釋放源項和初始條件

在破口事故發(fā)生的短期時間內(nèi)，隨著大量高溫高壓水蒸氣進(jìn)入安全殼氣空間，安全殼在短時間內(nèi)達(dá)到第1 個溫度和壓力峰值，對其完整性構(gòu)成威脅。隨著質(zhì)能釋放的減小和安全殼內(nèi)熱構(gòu)件吸熱，安全殼內(nèi)溫度、壓力迅速下降，當(dāng)熱構(gòu)件溫度達(dá)到飽和或者其吸熱功率小于質(zhì)能釋放的功率后，安全殼內(nèi)溫度、壓力又轉(zhuǎn)而上升。安全殼內(nèi)壓力超過0.24 MPa 后觸發(fā)PCS 系統(tǒng)啟動，考慮到PCS 系統(tǒng)的非能動特性，其主要在安全殼長期排熱階段發(fā)揮作用。因此，安全殼綜合性能實驗中，不考慮短期階段效應(yīng)，對于短期階段造成的安全殼內(nèi)較高的溫度、壓力效應(yīng)，通過較長時間的蒸汽注入實現(xiàn)。結(jié)合華龍一號質(zhì)能釋放源項進(jìn)行模化分析，最終實驗過程中3 個事故序列所采用的質(zhì)能釋放如圖4 所示。其中，蒸汽為0.8 MPa下的飽和蒸汽。在數(shù)值計算中，采用與實驗相同的質(zhì)能釋放源項。3 個事故序列的初始條件如下：

圖4 質(zhì)能釋放源項

序列1：殼壁溫度48.5 ℃、氣體溫度46.5 ℃、內(nèi)部熱構(gòu)件溫度48.5 ℃、換熱水箱溫度1#：47.5 ℃、2#：47.5 ℃、3#：47.5 ℃。環(huán)境溫度30 ℃。

序列2：殼壁溫度48.5 ℃、氣體溫度50.0 ℃、內(nèi)部熱構(gòu)件溫度48.5 ℃、換熱水箱溫度1#：49.7 ℃、2#：49.9 ℃、3#：53.6 ℃。環(huán)境溫度30 ℃。

序列3：殼壁溫度45.6 ℃、氣體溫度46.5 ℃、內(nèi)部熱構(gòu)件溫度45.6 ℃、換熱水箱溫度1#：43.7 ℃、2#：43.9 ℃、3#：44.3 ℃。環(huán)境溫度30 ℃。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 氣體組分比較

3 個事故序列穹頂區(qū)域的水蒸氣濃度和氦氣濃度實驗值與計算值比較如圖5 和圖6 所示。

圖5 穹頂水蒸氣濃度

圖6 穹頂氦氣濃度

如圖5、圖6 所示，對于3 個事故序列，程序計算的穹頂區(qū)域水蒸氣濃度和氦氣濃度與實驗值趨勢上保持一致，特別是長期階段水蒸氣濃度實驗值與計算值符合良好。實驗測量的穹頂水蒸氣濃度和氦氣濃度均為某一位置處的濃度，而程序計算的水蒸氣濃度和氦氣濃度均為穹頂區(qū)域的平均濃度。在質(zhì)能釋放初期階段，穹頂各處的水蒸氣濃度和氦氣濃度可能存在不同，隨著實驗的進(jìn)行和質(zhì)能釋放的減小，穹頂各處的水蒸氣濃度和氦氣濃度將逐漸趨于均勻。

3 個事故序列在長期階段水蒸氣濃度差異較小，這主要是由于在長期階段主要是衰變熱產(chǎn)生的水蒸氣，對于同一機組不同事故序列下，長期階段水蒸氣質(zhì)能釋放差異較小。由圖3 的質(zhì)能釋放可知，事故序列3 較事故序列2 氦氣釋放時間較晚，但是釋放量較大，因此，事故序列3 的氦氣濃度較事故序列2 較大。

3.2 溫度和壓力比較

3 個事故序列穹頂區(qū)域的溫度和壓力實驗值與計算值比較如圖7 和圖8 所示。

圖8 穹頂壓力

由圖7 和圖8 可知，3 個事故序列計算所得的安全殼內(nèi)溫度和壓力與實驗值趨勢相同。事故序列1 安全殼內(nèi)溫度計算峰值約為140 ℃，長期溫度為約118 ℃，實驗測得的安全殼溫度峰值約為137 ℃，長期溫度約為119 ℃；安全殼內(nèi)壓力計算峰值約為430 kPa，長期壓力為約310 kPa，實驗測得的安全殼壓力峰值約為430 kPa，長期壓力約為300 kPa。安全殼內(nèi)溫度和壓力計算值比實驗值偏高，72 h 的時間范圍內(nèi)，安全殼內(nèi)壓力誤差均落在±10%的誤差范圍內(nèi)。事故序列2 和事故序列3 計算所得的安全殼內(nèi)壓力與實驗值趨勢相同。安全殼內(nèi)壓力計算值比實驗值偏高，72 h 的時間范圍內(nèi)，安全殼內(nèi)壓力誤差均落在20%的誤差范圍內(nèi)。與事故序列1 相比，事故序列2 和事故序列3 均增加了氮氣的注入，存在氮氣的情況下，PCS 的換熱情況會更復(fù)雜，從而增大了計算誤差。

3.3 PCS 功率比較

3 個事故序列計算所得的PCS 總排熱量與實驗值對比如圖9 所示。

圖9 PCS 功率

由圖9 可知，計算所得的PCS 總排熱量與實驗值相比整體趨勢相同，大部分時間計算所得的PCS 總排熱量略低于試驗測得的PCS 總排熱量，說明所采用的PCS 模型是保守的。

4 結(jié)論

對3 個事故序列進(jìn)行了計算值與實驗值的驗證，得出結(jié)論如下：

1）在72 h 的實驗內(nèi)，殼內(nèi)狀態(tài)從出現(xiàn)峰值波動到達(dá)到一個穩(wěn)定的狀態(tài)，計算模型無論在壓力、溫度、組分濃度還是PCS 功率等方面都與實驗值符合良好，安全殼內(nèi)壓力溫度計算誤差均落在±20%的范圍內(nèi)。程序計算的安全殼內(nèi)水蒸氣濃度和氦氣濃度在初期階段存在一定誤差，在長期階段誤差不超過±20%。證明了所建立的安全殼綜合性能實驗裝置的計算模型的準(zhǔn)確性。

2）本文所采用的PCS 計算模型可以跟蹤實驗PCS 功率的變化，但是其功率略低于實驗所得的PCS 功率。在72 h 計算時長內(nèi)，計算的PCS 總排熱量與實驗測量的PCS 總排熱量相當(dāng)。