红沿河核电厂VVP／ARE隔室改进超压分析

侯华青，蒋晓华，曹建华，卢向晖

（中科华核电技术研究院有限公司，广东 深圳 518026）

在反应堆安全壳内及周围厂房中，各区域均被混凝土结构划分为多个隔室，各隔室之间及隔室与安全壳之间相互连接。当反应堆高能管道发生破口时，因压力和温度的非均匀增加，破口所在隔室的压力和温度快速上升［1］。

由于CPR1000是按照在温暖地带运行而设计的，为便于事故工况下隔室泄压，隔室与外界环境设计有相通的孔洞。但在极寒冷地带，主蒸汽管道及主给水管道（VVP／ARE）隔室与外界环境之间相通的孔洞可能导致VVP／ARE在冬天出现冷冻，从而导致失效。为避免上述情况发生，本工作拟对VVP／ARE 隔室采取封堵措施，即采用砖墙、金属盖板及泄爆窗对VVP／ARE隔室与外界环境相连的流道实施封堵，使隔室内温度冬夏变化相对较小，从而保护设备。

1 主蒸汽管道双端剪切断裂质能释放数据

安全壳外VVP／ARE隔室中有主蒸汽管道穿过［2］，因此对VVP／ARE隔室超压分析时需考虑主蒸汽管道双端剪切断裂（MSLB）工况。

安全壳外的主蒸汽管道断裂后，蒸汽发生器（SG）内高能量的蒸汽持续向VVP／ARE 隔室释放［3-4］。由于VVP／ARE 隔室内各子隔室压差峰值在1s内达到，安全壳外MSLB 质能释放（MER）时间考虑2s，其质能释放数据列于表1。

表1 VVP／ARE隔室MSLB质能释放数据Table 1 MER for MSLB at VVP／ARE compartment

2 隔室超压分析程序及主要假设

2.1 分析程序

采用隔室超压分析程序CATEM7计算事故工况下隔室内的压力和温度瞬态。应用的方法及假设［5］如下：隔室用节点模拟；每个节点给出与时间相关的质量和能量守恒方程；每个控制体的边界条件由相邻的节点互相提供。

对双组分两相流采用Moody临界流模型计算孔口流量，Moody修正因子取0.6［6］。

2.2 主要假设

1）破口位置

图1为VVP／ARE隔室未采用封堵方案的CATEM7程 序 节 点 图［7］。对 于VVP／ARE 隔室，MSLB事故可能发生在图1中1～9子隔室。

图1 未封堵方案程序节点图Fig.1 Node diagram for no plugging scheme

2）流道阻力系数

流体在流道中流动时受到的阻力可分为沿程阻力和局部阻力。在计算隔室压力时，需考虑的沿程阻力为隔室之间流道中的摩擦阻力；局部阻力为由隔室进入流道的局部阻力和流道进入隔室的局部阻力［8］。

出口局部阻力计算公式为：

进口局部阻力计算公式为：

式中：K1为出口局部阻力；K2为进口局部阻力；A1为子隔室截面积；A2为流道截面积。

MSLB事故工况下隔室内流体流动极为剧烈，其流动形式为湍流，流道沿程摩擦阻力计算公式采用柏拉修斯公式：

式中，λ为阻力系数。

3 VVP／ARE隔室封堵方案

VVP／ARE隔室封堵方案如图1所示。主给水管道经过左侧垂直墙面下部的6个孔洞采用砖墙永久封堵，上部的6个与外部相通的孔洞采用金属活动盖板封堵，其余6个孔洞用泄爆窗封堵。在发生MSLB 事故时，若金属活动盖板及泄爆窗所在的子隔室与外界环境的压差超过其顶开及爆破压差，金属盖板将会被顶开，泄爆窗也会被爆破。此设计便于事故发生后各子隔室泄压。

图2 红沿河核电厂VVP／ARE隔室封堵示意图Fig.2 Plugging schematic diagram for VVP／ARE compartment

3.1 金属盖板布置方式及相关参数

1）金属盖板布置方式

对VVP／ARE隔室上部与外界环境相通的孔洞采用金属盖板进行封堵。VVP／ARE隔室发生MSLB 事故时，金属盖板所在的子隔室压差迅速升高，如果金属盖板平放在洞口，金属盖板离开孔洞时的速度很小，有可能掉入隔室中砸坏设备及管道。因此，本文考虑将金属盖板布置在枪膛式流道上：在各子隔室与外界环境相通的流道上设置有一定深度的凹槽，金属盖板放置在该凹槽上，其示意图如图3所示。金属盖板离开孔洞的速度与凹槽深度有关，因此需对凹槽深度进行敏感性分析。

图3 金属盖板布置方式Fig.3 Layout for metal plate

2）金属盖板的相关参数

金属盖板所在子隔室与外界环境间的差压大于金属盖板重量时，金属盖板将被顶起，因此需对金属盖板的重量进行敏感性分析。

3.2 泄爆窗泄爆特性

如图1所示，VVP／ARE 隔室上部垂直的6个孔洞采用泄爆窗封堵。当泄爆窗所在子隔室与外界的压差大于泄爆窗泄爆压力（泄爆压差为200Pa）时，泄爆窗开始泄压，泄爆窗爆破后的开度决定于泄压的流道面积，因此需对泄爆窗相关参数进行敏感性分析。

4 计算结果及分析

4.1 程序节点图

根据图1 可计算出各子隔室最小自由体积、各子隔室之间的最小自由流通面积，及其与外界环境相通孔洞的最小自由流通面积［9］。

图4为VVP／ARE 隔室采用封堵方案后，泄爆窗未爆破及金属盖板未顶开的节点图。从事故开始时刻（0s）到事故后极短的一段时间内，由于子隔室与外界的压差未达到金属盖板被顶开及泄爆窗泄爆压力，所有与外界相通的流道流动面积为零，该时期内采用图4所示的程序节点图。由于从破口不断喷出高能流体，与外界相通的子隔室与外界环境的压差逐渐升高，6个金属盖板逐步被顶开，6个泄爆窗逐步被爆破。

4.2 相关假设的敏感性分析

1）凹槽深度敏感性分析

假设金属盖板质量为100kg，MSLB 事故发生在子隔室1，泄爆窗50%爆破，凹槽深度分别为1、5、10cm，金属盖板离开凹槽的速度分别为4、20、35 m／s。在20 m／s的速度下，金属盖板可依靠其惯性飞离洞口，且凹槽深度为5cm最适合现场施工，因此，在各子隔室与外界环境相通的流道上设置的凹槽深度为5cm。

2）不同金属盖板质量下隔室与外界环境的压差分析

假设破口发生在子隔室1，凹槽深度为5cm，泄爆窗50%爆破。金属盖板质量分别为20、100、500kg时，隔室与外界环境的压差分别为0.205、0.211、0.220MPa。可见，金属盖板质量越小，子隔室与外界环境的压差越小，但由于金属盖板封堵的孔洞面积较大，为便于金属盖板设计及现场管理，采用金属盖板质量为100kg的方案。

图4 封堵后程序节点图Fig.4 Node diagram for plugging scheme

3）泄爆窗泄爆开度敏感性分析

泄爆窗爆破后的开度决定子隔室与外界相通流道的面积，流道面积大小决定子隔室与外界环境的最大压差。假设破口位置发生在子隔室1，凹槽深度为5cm，金属盖板质量为100kg，泄爆窗爆破开度为30%、50%及80%工况下子隔室与环境的压差分别为0.219、0.211和0.198 MPa。可见，泄爆窗泄爆开度越大，子隔室与外界的压差越小，但考虑到泄爆窗设计技术及VVP／ARE 隔室发生MSLB事故后的保守假设，采用泄爆窗泄爆开度为50%。

4.3 采用封堵方案后各子隔室的最大压差

综合上述相关假设的敏感性分析：金属盖板布置在枪膛式流道上，该凹槽流道深度为5cm；每块金属盖板质量为100kg；泄爆窗泄爆开度为50%。该封堵方案在工程上切实可行，且发生MSLB事故后对墙体的极限承载力最低，因此将其确定为最佳封堵方案。

有3根主蒸汽高能管道从安全壳内伸出并穿过VVP／ARE隔室中的子隔室1～9，因此，需分析VVP／ARE隔室中子隔室1～9分别在发生MSLB 事故后的压差。采用最佳封堵方案后，各子隔室的压力分析示于图5，采用封堵方案前后各子隔室的最大压差列于表2。

图5 封堵后各子隔室压力Fig.5 Pressure of sub-compartment for plugging scheme

表2 采用封堵方案后各子隔室最大压差Table 2 Max pressure drop for plugging scheme

从图5可看出，在事故后0.35s，子隔室8和9压力达到最大。从表2可看出，采用封堵方案后，最大压差发生在子隔室9中，子隔室9与外界环境最大压差为0.257MPa。最大压差升高比例出现在MSLB发生在子隔室8中时，最大压差升高比例约70%。该最大压差在相关墙体的极限承载力范围之内。

5 结束语

本文通过对红沿河核电厂VVP／ARE 隔室进行一序列封堵假设并对封堵后的VVP／ARE隔室超压进行敏感性分析，得到了最佳封堵方案。

1）金属盖板布置在枪膛式流道上，枪膛式凹槽深度应适中。凹槽深度浅则金属盖板离开孔洞速度小，金属盖板可能掉入隔室内砸坏设备及管道；凹槽深度深则金属盖板离开孔洞时间长，不利于隔室的泄压。本文建议采用凹槽深度5cm。

2）金属盖板质量应适中，金属盖板质量过大不利于隔室泄压，而质量过轻则不利于金属盖板加工及现场管理。本文建议金属盖板质量为100kg。

3）泄爆窗爆破后的开度越大越利于隔室的泄压，但考虑到泄爆窗设计技术要求及VVP／ARE隔室发生MSLB 事故后的现场环境，建议采用50%的爆破开度。

目前，该封堵方案已在红沿河核电厂实施。

［1］ NRC.Standard review plan：Subcompartment analysis［S］.USA：NRC，2007.

［2］ 濮继龙，卢长申.900 MW 压水堆核电站系统与设备：上册［M］.北京：原子能出版社，2005：337-340.

［3］ 濮继龙.压水堆核电厂安全与事故对策［M］.北京：原子能出版社，1995：117-118.

［4］ 张渝，余红星.安全壳内MSLB事故下的质能释放与安全壳行为分析［J］.核动力工程，2002，23（5）：40-43.ZHANG Yu，YU Hongxing.Mass and energy and containment response analysis for MSLB inside containment［J］.Nuclear Power Engineering，2002，23（5）：40-43（in Chinese）.

［5］ ADDY A L，WALKER B J.Rapid discharging of a vessel through a nozzle or an orifice［S］.USA：ASME，1972.

［6］ MOODY F J.Maximum flow rate of a single component，two-phase mixture［S］.USA：ASME，1994.

［7］ THOMAS L G，LAWRENCE E W，STANLEY W C，et al.Gothic containment analysis package technical manual，Version 7.0［M］.USA：EPRI，2001.

［8］ 窦国仁.湍流力学：上册［M］.北京：高等教育出版社，1985：98-102.

［9］ RICHTMYER R D，MORTON K W.Difference methods for initial value problems［M］.2nd ed.USA：John Wiley ＆Sons，1967.