二次側非能動余熱排出系統啟動特性研究

孫 奧, 程 杰, 朱東保, 田春平, 王建軍, 閻昌琪

(1.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,哈爾濱 150001;2.武漢第二船舶設計研究所,武漢 430064)

在發生全廠斷電事故時,為了保證堆芯余熱能夠被順利導出,先進核電廠廣泛采用了非能動余熱排出的設計理念。對于具有孤島運行特性的海洋核動力平臺,其非能動余熱排出系統(PRHRS)的設計理念和運行特性與大型陸基商用反應堆有所不同[1-6]。對于采用壓水反應堆的海洋核動力平臺,因一回路運行參數和空間布置的限制,一回路能提供的有效驅動壓頭較小,直接利用一回路的自然循環來導出堆芯余熱時,系統的自然循環流量較小。與此相比,利用與蒸汽發生器(SG)二次側相連的非能動余熱排出系統來導出余熱的優勢更大,如系統中的流動介質存在相變,能夠提供的密度差更大,在余熱排出回路中自然循環流量更高,并且余熱排出回路中換熱器處于相變換熱工況,換熱過程中高傳熱系數對應的換熱面積較小,能夠有效減小換熱器的尺寸。此外,二次側非能動余熱排出系統的工作壓力相對較低,并且與一回路中的放射性物質也有實體隔離,在輻射安全方面表現更好[7]。

二次側PRHRS的啟動過程是指系統投入運行到建立自然循環的過程,系統能否順利啟動直接影響其安全功能的實現。李亮國等[8]通過實驗對陸基核電廠二次側PRHRS的啟動特性、穩態運行特性以及換熱特性進行了研究。郗邵等[9]對華龍一號二次側PRHRS的自然循環特性進行了瞬態實驗研究。徐海巖等[10]對陸基核電廠二次側非能動余熱排出系統的整體性能響應和穩態特性進行了實驗研究。Sun等[11]對二次側PRHRS進行了提升功率和系統阻力的瞬態實驗。

除實驗研究之外,系統分析方法也被廣泛應用于二次側PRHRS運行特性的研究中。Zhou等[12]通過RELAP5程序模擬發現,二次側PRHRS穩態蒸汽流量主要取決于加熱功率;初始啟動液柱越高,自然循環過程越容易穩定。Lü等[13]設計了一種新型二次側PRHRS,并使用RELAP5/MOD3.4程序分析了該系統對主要參數的敏感性。Zhang等[14]針對CPR1000核電站設計了二次側PRHRS,發現系統排熱能力和自然循環流量隨著余熱排出換熱器換熱面積的增加而增加;系統瞬態過程持續時間隨換熱器換熱面積的增加而縮短。

綜上所述,針對二次側PRHRS的啟動和運行特性,現有研究主要集中在對SG二次側加熱功率、SG初始液位、回路阻力以及換熱器換熱面積等因素的影響方面。然而,海洋核動力平臺的運行工況和所處環境復雜,除了上述因素外,PRHRS投入運行前初始壓力和冷卻水箱內的熱分層現象等對PRHRS啟動特性的影響還尚不明確,特別是缺少可靠的實驗數據。為此,筆者以海洋核動力平臺為背景,設計搭建了二次側非能動余熱排出模擬系統的實驗裝置,研究不同加熱功率、初始壓力對系統啟動特性的影響,以及余熱排出水箱內熱分層對系統啟動過程中重要參數的影響規律。

1 實驗裝置

以國內某型海洋核動力平臺的二次側PRHRS為對象,基于模化準則進行設計和搭建,模化比例如表1所示。

表1 模化比例

具體模化過程如下:首先推導出二次側PRHRS在以自然循環方式運行過程中所滿足的一維質量、動量、能量守恒等控制方程。然后,選取合理的參數將方程無量綱化,從而獲得系統的相似準則數。最后,根據相似準則數及實際條件的限制,確定關鍵幾何參數和熱工參數的模化比。最終確定實驗模型與原型的功率比和流量比均為1∶50,壓力比和溫度比均為1∶1。對于自然循環系統而言,采用等高模擬原則對于準確模擬自然循環特性是有利的。然而,受到實驗條件的限制,如實驗廠房高度、平臺載重能力、制造經費等,最終確定實驗模型與原型的高度比為1∶4。

實驗裝置由余熱排出系統、輔助運行系統、補水系統、控制系統以及數據測量與采集系統組成。裝置總高約3 m,最大工作壓力為3 MPa。實驗裝置的示意圖如圖1所示。

圖1 實驗裝置示意圖

余熱排出系統由SG模擬體、冷卻水箱、C型傳熱管換熱器(模擬非能動余熱排出換熱器)以及相關管道、閥門組成,其主要功能是模擬二次側PRHRS的運行過程。輔助運行系統由SG模擬體、輔助換熱器和相關管道、閥門組成,該子系統主要用于建立SG模擬體內的初始穩定狀態。

C型傳熱管換熱器由5根外徑為19 mm、壁厚為1.5 mm表面經拋光的304材質不銹鋼傳熱管組成。傳熱管水平段長100 mm,豎直段長500 mm,彎頭彎曲半徑為60 mm,節距為45 mm。單根傳熱管位于冷卻水箱內部的有效換熱長度為888 mm。

冷卻水箱為不銹鋼立方體水箱,其內部尺寸為300 mm×300 mm×1 700 mm。水箱頂部開孔與大氣聯通,下部3面開有視窗,用以觀察水箱內部換熱情況。

從反應堆一回路傳遞到SG二次側的堆芯余熱由SG模擬體中的電加熱棒進行模擬,其最大加熱功率為45 kW。電加熱棒加熱去離子水產生飽和蒸汽,飽和蒸汽通過主管道進入輔助換熱器中發生冷凝。冷凝水通過回水管線回到SG模擬體中再次被加熱。通過以上過程可以建立SG模擬體二次側的穩定運行狀態。模擬全場斷電事故時,輔助運行回路隔離閥V3、V4關閉,余熱排出回路隔離閥V1、V2同時開啟。預存在余熱排出管路中的水在重力作用下流回SG模擬體中。與此同時,SG模擬體中產生的飽和蒸汽通過主管道進入C型傳熱管換熱器中,將熱量傳遞給C型管外側的冷卻水。冷凝水通過回水管線回到SG模擬體中再次被加熱。系統在上述過程中建立了兩相自然循環。

采用壓力變送器測量SG模擬體蒸汽腔室壓力。采用K型熱電偶測量SG模擬體出口蒸汽溫度、C型傳熱管換熱器進出口流體溫度以及冷卻水箱內部水溫,冷卻水箱內部溫度測點如圖2所示。其中,Tf1～Tf10分別為管程不同截面位置的水溫測點。采用差壓變送器測量C型傳熱管換熱器的進出口壓差,采用質量流量計測量余熱排出回路凝水質量流量。所采集的信號經數據采集系統進行處理。實驗所選用測量儀表的精度如表2所示。

圖2 水箱內溫度測點

表2 測量儀表精度

2 實驗工況

2.1 實驗工況

實驗工況見表3。本實驗中主要變量為SG模擬體加熱功率和余熱排出系統初始投運壓力。工況1～工況3中基礎功率(34 kW)對應反應堆停堆后的剩余功率,工況4中較低功率(28 kW)比基礎功率低17.6%。初始投運壓力為余熱排出系統投運時SG二次側壓力,工況1～工況4下投運壓力分別為3.0 MPa、2.5 MPa、2.0 MPa和2.5 MPa。

表3 實驗工況

2.2 實驗數據處理

在二次側PRHRS排熱能力足夠的條件下,系統運行過程大體上可分為2個階段:快速冷卻階段和穩定導出余熱階段[13]。在快速冷卻階段,SG中電加熱器的加熱功率低于余熱排出換熱器排熱功率與系統散熱量之和。在穩定導出余熱階段,系統加熱功率等于上述二者之和。余熱排出換熱器的排熱功率為:

Q排=qm(hin-hout)

(1)

式中:Q排為余熱排出換熱器的排熱功率,W;qm為系統質量流量,kg/s;hin為余熱排出換熱器進口流體比焓,J/kg;hout為換熱器出口流體比焓,J/kg。

3 實驗結果分析

3.1 初始投運壓力的影響

根據所設計的工況,實驗研究了不同投運壓力對二次側PRHRS啟動特性的影響,實驗結果見圖3。

(a) 凝水質量流量

PRHRS啟動后,余熱排出換熱器內預存的冷卻水(啟動液柱)提供了較大的驅動壓頭,冷卻水迅速進入SG模擬體中,在此階段系統自然循環質量流量快速增大,如圖3(a)所示。與此同時,來自蒸汽發生器的飽和蒸汽進入余熱排出換熱器中進行換熱,此階段系統排熱功率較大,對應系統壓力快速下降。此后,余熱排出換熱器中啟動液柱高度迅速降低,系統自然循環的驅動力減小,對應系統自然循環質量流量逐漸減小。由于自然循環系統存在自調節和自反饋的特點[15],系統驅動力和阻力逐漸趨于平衡。在實驗工況范圍內,PRHRS均可建立穩定的兩相自然循環。

在系統啟動階段,系統壓力不斷下降直至達到穩定,工況1～工況3中系統達到準穩態時的壓力為1.38 MPa左右,如圖3(b)所示。系統排熱功率的變化過程如圖3(c)所示。在PRHRS投運后的初期,余熱排出換熱器內、外流體傳熱溫差相對較大,且此階段系統自然循環質量流量相對較高,因而系統排熱功率顯著高于系統加熱功率,系統壓力迅速下降。此后,隨著系統的運行,一方面水箱內水溫升高以及系統內部壓力下降,導致余熱排出換熱器內、外流體傳熱溫差減小;另一方面,系統自然循環質量流量也逐漸降低,因而系統排熱功率顯著下降,系統壓力降速減緩,直至系統進入準穩態運行階段。

余熱排出換熱器出口溫度的變化過程如圖3(d)所示。系統啟動之后,飽和蒸汽進入換熱器中冷凝,將預留在換熱器中溫度較低的冷卻水進行置換。當這部分流體完全流出換熱器后,換熱器出口流體則為蒸汽凝結后所形成的過冷水。因此,換熱器出口流體溫度在系統啟動后的40 s內經歷了先下降后上升的過程。此后,換熱器出口溫度隨著系統的運行又有所降低。這種現象可以解釋為,在PRHRS投運后的初期,換熱器外壁發生自然對流,浮升力在換熱過程中占主導作用。隨著水箱下部冷卻水受熱上浮,換熱器外壁附近流體運動速度加快,慣性力的作用開始明顯,傳熱管外壁換熱效果有所增強。此階段過后,換熱器出口流體溫度從70 ℃左右迅速上升至100 ℃以上。這是由于系統投運后水箱出現了熱分層,當熱分層交界面向下發展到換熱器所在位置時,由于傳熱管內外流體傳熱溫差在短時間內迅速減小,導致余熱排出換熱器出口的溫度在短時間內快速升高。

最后,當熱分層交界面移動到余熱排出換熱器下方,傳熱管內外流體平均換熱溫差基本不變。結合系統壓力和流量等參數來看,此時系統已達到準穩態。在系統啟動過程中,冷卻水箱不同高度處水溫隨投運時間的變化也證實了熱分層現象的存在。如圖4所示,在系統啟動后約600 s,位于水箱較高位置的Tf1～Tf4處水溫迅速上升至接近飽和溫度,而處于較低位置Tf5～Tf10處水溫則緩慢上升,表現出了明顯的差異。隨著系統的繼續運行,Tf5～Tf10處水溫接連出現了短時間內迅速上升的現象,說明水箱內熱分層交界面在不斷下移。在約2 000 s后,水箱內冷卻水基本達到常壓下的飽和溫度,此時水箱內也達到了準穩定狀態。

圖4 冷卻水箱不同高度處水溫隨時間的變化

以上分析表明,系統投運壓力會影響PRHRS達到漸進穩態的過程,但不會對系統最終的準穩定狀態造成影響。系統啟動過程中,系統壓力降幅和降速與投運壓力呈正相關。冷卻水箱中的熱分層現象會影響PRHRS中余熱排出換熱器出口溫度的演變特性。

3.2 功率的影響

加熱功率對二次側PRHRS啟動特性的影響如圖5所示。系統啟動階段,工況2和工況4下凝水質量流量響應曲線的變化趨勢基本一致。而當系統達到準穩態時,工況4下系統自然循環質量流量約為40.8 kg/h,低于工況2。在準穩態階段,系統自然循環質量流量與加熱功率呈正相關,這與Zhou等[12]的模擬結果一致。

(a) 系統凝水質量流量

雖然工況2和工況4下初始投運壓力均為2.5 MPa,但由于系統加熱功率不同,在PRHRS啟動過程中,工況2中系統壓力的降速和降幅均明顯低于工況4。當系統達到準穩態時,工況2和工況4下系統壓力分別為1.38 MPa和0.95 MPa,如圖5(b)所示。如圖5(c)所示,盡管在系統啟動過程中,工況2下系統排熱功率高于工況4,但通過比較余熱排出換熱器排熱功率與系統加熱功率的差值可以發現,工況4中二者差值更大。因而,工況4中系統壓力的降幅更大,并且在準穩態階段系統壓力更低。

2個工況下余熱排出換熱器出口凝水溫度的變化曲線見圖5(e)。在PRHRS啟動后的初期,工況4中余熱排出換熱器出口凝水溫度較工況2更低。這是由于相對于工況2,相同時刻下工況4中蒸汽飽和溫度更低,蒸汽流速更慢。

由于水箱內熱分層的影響,工況4中余熱排出換熱器凝水溫度也出現了短時間內迅速上升的現象。此外,由于系統加熱功率相對較低,冷卻水箱內熱分層交界面移動速度相對更緩,因而工況4中凝水溫度迅速上升這一現象出現的時間與工況2相比有所延后。

4 結 論

(1) 在實驗工況范圍內,二次側余熱排出系統均能建立穩定的自然循環,并能有效導出蒸汽發生器中的熱量。

(2) 在二次側非能動余熱排出系統啟動過程中,初始投運壓力會影響系統達到漸進穩態的過程。系統投運后降壓速率和幅度均隨初始投運壓力的升高而增大。然而,初始投運壓力不會對系統的準穩定狀態產生影響。

(3) 二次側余熱排出系統啟動階段和準穩態階段的運行特性均會受到蒸汽發生器中加熱功率的影響。啟動過程中系統降壓速率隨著加熱功率的升高而減小。

(4) 冷卻水箱中的熱分層對余熱排出換熱器出口溫度影響較大。熱分層交界面的移動會使得換熱器出口溫度出現短時間內迅速上升的現象,并且這一現象出現的時間與系統加熱功率有關。