非能动安全壳热量导出系统换热器部分失效对安全壳内热工参数的影响

2023-07-28高力丛继东张超琦毛亚蔚孟兆明

哈尔滨工程大学学报 2023年7期

高力, 丛继东, 张超琦, 毛亚蔚, 孟兆明

(1.中国核电工程有限公司, 北京 100840; 2.哈尔滨工程大学黑龙江省核动力装置性能与设备重点实验室, 黑龙江哈尔滨 150001; 3.哈尔滨工程大学核科学与技术学院, 黑龙江哈尔滨 150001)

非能动安全壳热量导出系统(passive containment heat removal system,PCS)作为重要安全壳安全系统之一,其在事故工况下具有良好的降温抑压作用[1-5]。第三代先进压水堆电站广泛采用带有PCS的安全壳设计方案[6-9],如AP1000、VVER-1200与CAP1000等。当反应堆发生严重事故时,若有1列PCS回路或换热器发生破损,则为了保证安全壳的完整性,防止放射性物质外泄,需立即将该列PCS隔离,这将导致PCS的总排热能力下降,安全壳压力上升。并且部分PCS被隔离会影响安全壳大空间内温度分布以及不凝结气体的分布情况等热工水力特性[10-12]。

目前,美国西屋公司针对AP系列电站的非能动安全壳热量导出系统(passive containment cooling system,PCCS),进行了大量实验以及数值模拟研究,且二者结果吻合良好[13-14]。Bezlepkin等[15]针对VVER-1200电站在事故工况下PCS的运行特性以及壳内热工水力特性进行了实验研究,其结果与数值模拟结果符合情况良好[7,16]。Lim等[17]通过实验研究了两相自然循环非能动安全壳热量导出系统热工水力特性。周明正等[18]针对CAP1400电站的PCS建成了可应用于PCS性能验证的非能动安全壳冷却系统整体性能研究的高性能试验台架(containment safety rerification via integral test,CERT),并完成了相应的试验。雷蕾等[19]对CERT试验台架进行建模和计算,将计算结果与试验结果进行了对比验证,计算结果与试验测量值较为吻合,并具有一定的保守性。

综上,目前国内外针对PCS在发生LOCA事故且PCS部分换热器隔离的工况下,安全壳与PCS耦合特性的大型综合实验较少。为了检验这种情况是否会使安全壳面临超压的风险,本文在已有研究的基础之上,通过安全壳整体热工水力特性研究实验平台(piatform for integral TH behaviour of containment,PANGU),开展发生LBLOCA事故且PCS部分换热器隔离后壳内耦合热工水力特性以及PCS的响应特性研究。

1 试验装置与研究内容

1.1 试验装置介绍

为了完成本文的研究内容,在中国核电工程有限公司廊坊先进核电研究中心PANGU试验装置上进行实验研究,装置如图1所示。实验装置主要系统包括安全壳模拟体、汽-气供应系统、PCS、试验装置控制系统、试验测量与数据采集系统以及其他附属设施,各系统主要功能与试验装置详细比例模化尺寸见文献[20]。

图1 PANGU安全壳综合试验装置Fig.1 PANGU Comprehensive containment test device

安全壳模拟体在空间上自下至上可分为下封头、隔间区、直段空间以及上封头4个部分,如图2所示,分别模拟了原型安全壳的0 m以下空间、0 m至操作平台之间的隔间空间、操作平台以上直段空间和穹顶空间。

图2 安全壳模拟体设计Fig.2 Containment simulator design

1.2 试验工况

PCS部分隔离实验,在1#蒸汽发生器隔间内喷放与LBLOCA模拟试验相同的气相质能释放源项,1#PCS与3#PCS全部投入运行,2#PCS在对比实验中运行,PCS采用自然循环模式。

本文将试验装置中的1列PCS隔离(相当于原型6列PCS中的相邻2列PCS被隔离),保留1#PCS和3#PCS,并按照最保守的LOCA试验源项进行喷放试验,进而研究1列PCS(2#PCS)隔离的情况下安全壳的压力响应和PCS的排热能力的变化。

为了便于比较,本研究还开展了3列PCS均投入运行的对比试验(简称“3PCS试验”)。3PCS试验与PCS隔离影响试验(简称“2PCS试验”)的系统初始条件基本相同,如表1所示。2个试验的喷放源项也基本相同(如图3所示,无量纲蒸汽喷放流量为喷放流量与流量峰值的比值),且喷放蒸汽均通过1#SG隔间喷口进入安全壳模拟体。

表1 试验初始条件Table 1 Initial test conditions

图3 2个试验的喷放源项对比Fig.3 Comparison of spray source terms between the two tests

1.3 数据测量及处理

安全壳模拟体内压力、壳内气体的温度、壳内气体成分与浓度(体积分数),喷放管路流量、PCS回路循环流量以及回路内温度与压力等测量参数由试验装置的测量与数据采集系统直接记录,壳内径向温度测点布置情况如图4所示。PCS排热功率利用内部换热器进出口处流体的焓差进行计算,其计算公式为：

图4 大壳热电偶径向测点分布Fig.4 Distribution of radial measuring points of large shell thermocouple

Q=M(hout-hin)

(1)

式中：Q为PCS排热功率,kW;M为PCS回路循环流量,kg/s,直接由PCS回路冷管段的电磁流量计测得;hout、hin分别为内部换热器出口水与进口水的比焓,kJ/kg。

2 结果分析

2.1 换热器部分失效对系统运行特性的影响

图5展示了“2PCS试验”与“3PCS试验”中PCS功率的对比情况,其中图5(a)中无量纲PCS功率为功率与2PCS试验总功率峰值比值,图5(b)中2个试验PCS无量纲功率为功率分别与3PCS试验1#PCS与3#PCS功率峰值比值。由图5(a)可知,“2PCS试验”中PCS启动略晚于“3PCS试验”,“2PCS试验”中PCS总排热量比“3PCS试验中”PCS总排热量低了约22%。可见,虽然1列PCS被隔离,但是PCS总排热能力下降幅度小于33%。进一步由1#PCS和3#PCS排热功率的对比(见图5(b))可知,在“2PCS试验”中,虽然1列PCS失效隔离,但剩余的2列PCS(1#PCS和3#PCS)的排热功率均有所增加,相比于“3PCS试验”,1#PCS和3#PCS的总排热量均增加了约12%。这主要是因为1列PCS失效隔离后,PCS总排热能力下降,进而壳内压力和温度将会进一步上升。壳内压力和温度的上升,反过来又会促进PCS排热,使得PCS的总排热能力有所增加,这在一定程度上又会缓解壳压力和温度上升的程度。

图5 PCS的排热功率对比Fig.5 Comparison of heat removal power of PCS

图6展示了“2PCS试验”与“3PCS试验”中安全壳模拟体内壳的压力无量纲压力(壳压力与设计限制的比值)变化情况。可以看出,在前1 100 s时间内,由于喷放原箱喷放源项一直处于最高流量,壳内的升温升压状况几乎相同,但在接下来的时间内(>1 100 s),由于1列PCS的失效隔离,“2PCS试验”壳内压力明显高于3PCS试验。2个实验的壳内压力于5 500 s同时到达峰值,“2PCS试验”壳压力峰值仅升高了8.3%,长期稳定压力上升了约13%。可见,当发生1列PCS隔离情况时,虽然会造成安全壳压力有所上升,但压力上升幅度并不大,剩余的2列PCS具有足够排热能力能够保证事故下安全壳压力低于设计限值,且具有一定的安全裕量。

图6 壳压力的对比Fig.6 Comparison of shell pressure

2.2 换热器部分失效对壳内温度分布的影响

2.2.1 沿高度方向上的温度分布

“2PCS试验”中安全壳操作平台以上空间内沿中心轴线方向上的气体温度分布情况如图7所示。从图7可以看出,实验中的前2 000 s,由于质能释放源一直处于几乎最大值,中心轴线上的气体温度升高的变化梯度较大,但壳内不同高度的气体温度不均匀性很小。随后(2 000～5 500 s)蒸汽喷放流量逐步按阶梯状减小,虽然流量减小,但数值依然较大,所以温度变化梯度逐渐减小,直到出现壳内温度峰值。

图7 壳内中心轴线上温度分布Fig.7 Temperature distribution on the central axis of the shell

在事故前期阶段(<5 500 s),从开始喷放到本阶段喷放结束,轴向方向上最大温差约为8.4 ℃,说明由于事故前期喷放流量较大,蒸汽具有很大的沿轴线向上的动量。蒸汽在上升过程中与壳内空间中的气体充分搅浑,大大减小了轴线上温度分布不均匀性。壳内空间主流气体蒸汽射流的夹带作用下沿轴向向上流动,在到达球形上封头后沿壁面转向向下流动,且PCS换热器附件气体在PCS冷却作用下缓慢下沉,在壳内形成流动循环(如图8所示),对减小温度不均性有所帮助。

图8 壳内循环示意Fig.8 Schematic diagram of inner shell circulation

由图3所示,随着事故的继续进行(>5 500 s ),质能释放源流量进一步大幅减小,PCS的排热功率大于单位时间蒸汽带入安全壳的能量,因此壳内压力和温度在达到峰值后开始逐渐降低。在温度下降过程中,蒸汽的流速也显著降低,所以蒸汽动量大幅减小,使其在上升过程中对壳内空间中的气体搅浑能力逐渐减弱。由于PCS持续将热量导出,壳内换热器附近区域及其下部空间的气体温度迅速降低,但上封头内气体由于不能被PCS冷却导致其温度下降速率小于下部空间。因此轴向温度不均匀性逐渐产生,热分层开始出现。直至实验进行到19 000 s时,操作平台及以上空间最大温差约为8.3 ℃。随后在壳内大循环以及蒸汽喷放小幅增长的作用下,上封头以及直段空间内的气温不均匀性逐渐降低。

下封头内2个典型温度测点的温度与其上部空间温度的对比情况如图9所示。可以看出下封头内气体温度上升较慢,其与上部空间温差迅速增大,且下封头内部温差也很大。后期随着事故的发展,温差达到峰值后逐渐减小。造成这种现象的原因是由于下封头内部没有蒸汽搅混且其上部压力迅速增大导致下封头内气体聚集,后期该情况有所缓解。

图9 试验中下封头温度与操作平台以上空间温度对比Fig.9 Comparison of lower head temperature with space temperature above the operating platform

2.2.2 不同高度水平截面内的温度分布

针对不同高度平面内的温度分布特性,主要对301、304与402这3个典型操作平台以上的截面进行分析。3个截面内的气温分布如图10所示。

图10 试验中不同高度处水平截面内气体温度分布Fig.10 Gas temperature distribution in horizontal section at different heights in test

从图10中可以看出,在事故刚发生时(<100 s),3个平面内部气体温度均出现了不同幅度的不均匀性。但是随着事故继续发展(<2 000 s),喷放流量达到峰值后,在蒸汽射流的携带作用以及壳内循环的作用下,各个截面内气体充分搅混,在截面内气体温差开始减小。但在实验进行至2 000 s后,由于2#PCS换热器被隔离失效,402截面内部位于2#PCS换热器上方靠近中心位置的气体温度迅速上升,而界面上其余位置气体的温度差异较小。在实验进行至4 500 s时,402截面内最大温差达到8.3 ℃,随后截面内温差开始逐渐降低。不同于402截面,301和304截面在5 500 s前温度分布逐渐趋于均匀。

在实验进行至5 500 s后,由于喷放流量减小,蒸汽的动量减小,蒸汽对壳内气体的搅混作用减弱,致使301和304截面内气体温度差异开始增大,不均性逐渐增加,待实验进行至16 000 s时,301和304截面内温差达到最大约为5 ℃和4 ℃。在此阶段402截面温差逐渐减小至2 ℃,但在14 000 s时截面气温不均匀性有一个小幅增大,可能是因为喷放流量有一个小幅增加导致上封头附近气温出现小幅不均匀性。随后3个截面内气体在内的大循环以及蒸汽喷放的作用下温度分布逐渐趋于均匀。