基于安全壳综合性能实验的“华龙一号” 安全壳热工水力行为数值模拟分析

孙婧, 王辉, 李精精, 孙燕宇, 郑云涛

(中国核电工程有限公司, 北京 100840)

“华龙一号”核电厂设计的非能动安全壳热量导出系统(passive containment heat removal system,PCS)可用于事故后安全壳长期热量导出。PCS运行将安全壳压力和温度降低至可以接受的水平,防止超温超压对安全壳完整性构成威胁,对事故后保持安全壳完整和包容放射性具有重要意义。

不过,在安全壳内配置PCS可能会对事故下安全壳内热工水力行为产生影响,如导致安全壳大空间温度及气体分层等[1];同时,安全壳内热工水力行为也会影响PCS的排热能力,如温度和浓度不均匀可能造成PCS运行特性差异[2-4]。

为此,中国核电工程有限公司在廊坊实验基地搭建了安全壳综合性能实验装置(platform for integral TH behaviour of containment,PANGU)[5]。该装置采用缩比模化了“华龙一号”安全壳和PCS,进行了一系列PCS影响实验。

由于以往缺乏实验支持,在进行“华龙一号”安全壳热工水力行为分析中,往往采用已有经验关系式并对模型进行简化[6-8]。本文基于PANGU实验开发了针对“华龙一号”的PCS数值计算模型,并将该模型与GOTHIC程序建立的“华龙一号”安全壳模型耦合,分析研究“华龙一号”核电厂主蒸汽管道破裂严重事故后安全壳内热工水力行为,通过安全壳温度、压力评估PCS的排热能力。

1 分析方法及模型

1.1 计算程序

数值模拟计算采用了由美国电力研究设计院开发的安全壳热工水力计算分析专用程序GOTHIC[9]。GOTHIC程序在多年发展中不断改进物理模型,拓展程序功能,参与了若干国际基准题项目,已成功应用于多个核电厂的安全壳热工水力响应计算分析中[10-19]。

该程序基于有限体积法求解多组分、多相的质量、动量和能量守恒方程。程序的流体包括连续液体、液滴及水蒸气-气体混合物,在同一控制体内,这些流体处于热力学非平衡状态,这样程序可以模拟过冷液滴在饱和蒸汽中的降落。水蒸气-气体流场的气体组分可以包含多达8种非凝性气体。此外,GOTHIC程序还包含了大量的设备部件模型,如泵和风机、阀门和门、热交换器、爆破阀、喷淋管嘴、冷却器和加热器、氢气复合器、氢气点火器等。

1.2 PCS数值计算模型

1.2.1 PCS数值模拟方法

非能动安全壳热量导出系统主要关注的物理现象为气体对流传热、蒸汽相变传质与传热、固体壁面导热、水膜形成与传热等。采用GOTHIC程序模拟PCS时,将换热器等效为平板热构件,两侧分别为安全壳内控制体(管外即壳侧)和外部水箱控制体(管内即水侧),如图1所示。

图1 PCS模拟示意Fig.1 Sketch of PCS modelling

PCS换热器管内传热过程的模拟采用GOTHIC程序自带的关系式DIRECT,其对流换热系数的计算公式为：

H=Nu·k/d

(1)

式中：H为对流换热系数;Nu为努赛尔数;k为流体热导率;d为特征长度即水力直径。

PCS换热器管外冷凝换热系数采用实验关系式：

(2)

式中：hexp_c为实验管外换热系数;pt为混合气体总压;Ns为水蒸汽体积分数;Δtw为壁面过冷度;a为基于PANGU实验得到的修正系数。

1.2.2 PCS数值计算模型对比验证

选择PANGU台架若干实验算例与本文PCS计算模型结果进行对比。PANGU台架采用了与“华龙一号”原型等比缩放的设计,在设计过程中遵循了严格的模化分析工作。实验装置尽可能真实地模拟蒸汽发生器、稳压器、换料水池、反应堆压力容器、环廊等重要隔间。实验装置的隔间结构如图2所示。

图2 安全壳综合性能实验装置模型Fig.2 Model of PANGU

根据PANGU实验装置结构,采用GOTHIC程序建立了该装置热工水力计算模型。比对验证了典型实验工况：初始安全壳内为1个大气压的空气,饱和水蒸气以一定速率注入隔间喷口。图3给出PCS作用下实验安全壳内压力计算值与实验测量值对比结果,误差在10%以内,吻合较好。

图3 PANGU安全壳内压力计算值与实验值对比Fig.3 Pressure comparison of calculation and experiment

1.3 “华龙一号”安全壳数值计算模型

本文采用GOTHIC程序针对“华龙一号”安全壳建立了详细的数值计算模型,如图4所示。安全壳数值计算模型由多个流道连接的集总参数控制体组成。根据安全壳内隔间的分布及连通情况,安全壳共划分为142个控制体。控制体1代表反应堆堆腔,控制体30代表卸压箱隔间,控制体52代表波动管隔间,控制体35和36代表堆腔注水冷却系统(cavity injection and cooling system,CIS)水箱。其他控制体所对应的房间名称如表1所示,控制体143为双层安全壳之间的环形空间。安全壳模型共定义了328个流道和356个热构件。

表1 HPR1000安全壳控制体对应房间Table 1 Containment rooms v.s. nodalizaition number

图4 HPR1000安全壳模型控制体划分Fig.4 Nodalization of HPR1000 containment

2 初始和边界条件

2.1 事故序列选取

对于核电厂安全壳热工水力行为分析,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)是导致安全壳极限工况的2种始发事件。由于MSLB事故的质能释放更大,因此本文选取以下典型严重事故序列开展分析：始发事件为安全壳内主蒸汽管道破裂(主蒸汽管道大破口)事故叠加主蒸汽隔离阀隔离失效,破口位于安全壳操作平台以上,能动安注均失效,安全壳喷淋系统失效。

2.2 质能释放源项

GOTHIC程序主要用于计算安全壳热工水力相关问题,不用于开展核电厂一、二回路热工水力计算分析,因而本文采用一体化严重事故计算分析程序对2.1节中的严重事故序列开展了计算,得到了水、水蒸气和氢气质能释放源项,作为GOTHIC安全壳热工水力模拟计算的边界条件。图5给出了MSLB事故的质量流量释放源项。

图5 MSLB事故质量流量释放源项Fig.5 Mass flow rate source term of MSLB accident

3 计算结果与分析

3.1 安全壳内温度

图6给出MSLB事故后安全壳大空间控制体温度在72 h内随时间的变化曲线。图6中MSLB质能释放前100 s内,最初20 s安全壳大空间各控制体温度并不均匀,但随着质能释放流量减小,各控制体温度逐渐趋于均匀,峰值温度均为200 ℃左右。主蒸汽管道破口处的质能释放结束后(如图5所示),图6中安全壳内各控制体温度已经均匀一致了。3 000 s左右一回路压力高导致卸压箱爆破盘爆破,一回路冷却剂以水、汽的形式再次向安全壳释放,安全壳的温度再次上升,并形成第2个温度峰值。23 000 s后冷却剂释放逐渐减少,安全壳温度不再快速上升。随着CIS注入水蒸发后进入安全壳,安全壳温度小幅上升,但此时PCS已经开始运行,安全壳温度在计算结束时稳定在112 ℃左右。

图6 安全壳大空间控制体温度Fig.6 Temperature of control volumes of containment upper space

图7给出安全壳大空间垂直方向7个控制体温度变化,控制体96、107、117、123、129、135、141标高从+23 m到+62 m逐渐增加。图中可看到控制体96温度上升最快,且首先达到第1个峰值,这是因为主蒸汽破口质能释放隔间在其正下方;而控制体107、117、123、129、135、141温度依次稍有减小,但没有明显的温度差距。图8给出安全壳大空间+40 m同一高度上各控制体的温度变化,其中控制体113、114、115温度峰值较高,同样是因为离质能释放隔间更近。

图7 安全壳大空间竖直方向上7个控制体温度Fig.7 Temperature of seven control volumes of containment upper space along vertical direction

图8 全壳大空间+40 m高度上所有控制体温度Fig.8 Temperature of control volumes of containment upper space upon +40 m

图9给出主蒸汽管道破口质能释放隔间控制体85及其上方控制体96和其下方控制体69的温度变化。在早期质能释放阶段,释放隔间控制体85及其上方控制体96温度上升较快,而下方控制体69受影响较小。

图9 主蒸汽破口释放隔间及2个相邻隔间温度Fig.9 Temperature of compartment of steam line break and adjacent two compartments

图10给出了安全壳0 m以下设备隔间的温度曲线。从图中可以看到,其早期最高温度峰值约为175 ℃,各控制体温度略有差异,且计算结束时温度约为93 ℃,明显低于上部大空间温度。这是由于下部隔间与上部隔间流道较少,搅浑不均匀。该模拟计算分析结果与实验结果一致：图11是PANGU台架一个实验例,同样可以看到下封头温度要明显低于上部隔间温度。

图10 +0 m以下控制体温度Fig.10 Temperature of control volumes below +0 m

图11 PANGU台架某实验例隔间温度Fig.11 Temperature of different rooms of PANGU experiment

3.2 安全壳内压力

图12给出了MSLB事故后安全壳大空间的压力变化曲线。图中可看到各控制体压力始终一致。

图12 安全壳大空间各控制体压力Fig.12 Pressure of control volumes of containment upper space

当主蒸汽管道破口的质能释放进入安全壳后,产生第1个压力峰值为460 kPa,小于“华龙一号”安全壳设计压力520 kPa;破口质能释放结束后安全壳压力下降,随着卸压箱爆破盘爆破,一回路冷却剂释放到安全壳中,产生第2个压力峰值为370 kPa,仍小于“华龙一号”安全壳设计压力520 kPa。此后,安全壳压力在CIS注入冷水蒸发后再次上升,但由于PCS在安全壳压力达到240 kPa后已经启动运行,长期安全壳压力被控制在330 kPa左右。

3.3 安全壳内气体分数

图13给出MSLB事故后安全壳大空间控制体水蒸气分数变化曲线。图13中可以看到,与温度分布类似,在事故后100 s内破口质能释放阶段,各控制体水蒸气分数早期有较大差异,但随着破口质能释放减小,各控制体水蒸气分数趋于一致。由此可见PCS的运行未引起明显的气体分层。

图13 安全壳大空间控制体水蒸气体积分数Fig.13 Steam volume fraction of containment upper space

图14给出大空间控制体109和安全壳下部隔间控制体8的水蒸气分数对比,可以看到下部隔间水蒸气分数要远低于上部大空间。该现象和安全壳温度计算结果类似,同样是因为下部隔间未能与上部隔间充分搅浑。

图14 安全壳大空间和下部隔间水蒸气分数对比Fig.14 Steam volume fraction comparison of upper and lower compartments

图15给出MSLB严重事故后安全壳大空间控制体的氢气体积分数。从图中可以看到所有控制体的氢气分数是一致均匀的。由于计算中没有设置氢气复合器,氢气体积分数不断上升,在72 h计算结束时体积分数达到3.3%左右,低于氢气燃爆限值。

图15 安全壳大空间各控制体氢气体积分数Fig.15 Hydrogen volume fraction of containment upper space

3.4 PCS排热能力

图16给出了衰变热和3列PCS的排热总功率。PCS启动后,由于来自主蒸汽管道破口的质能释放较大,安全壳内温度、压力迅速升高,PCS的排热功率也随之增加;破口的质能释放减少后,安全壳内的温度、压力下降,PCS的排热功率也开始下降。3 000 s左右,来自一回路冷却剂的质能释放再次使安全壳温度、压力上升,PCS排热功率再次快速上升;当冷却剂释放逐渐减少后,PCS排热功率又再次下降。随着PCS运行,PCS回路内水温越来越高,PCS排热能力持续下降。90 000 s左右,PCS水箱温度达到饱和温度,PCS排热功率在此后基本保持恒定。图16可以看到,90 000 s后PCS排热功率和衰变热功率逐渐趋于相对稳定的状态。

图16 衰变热和PCS总功率Fig.16 Decay heat and PCS power

4 结论

1)“华龙一号”核电厂MSLB严重事故后,安全壳温度和水蒸气浓度有一小段时间不均匀,但随着质能释放减少,温度、水蒸气浓度逐渐均匀,未对后期PCS排热造成影响,且PCS运行未对温度、水蒸气浓度分布造成明显影响;氢气体积分数始终是均匀一致的。

2)“华龙一号”PCS具有足够的排热能力,可以确保安全壳压力低于设计压力520 kPa,且具有足够的裕量。

值得注意的是,当氢气复合器自动投入后,可能向安全壳释放能量且造成氢气分布一定程度的不均匀,后续应在模型中增加氢气复合器模型,以更全面地评估PCS运行和氢气复合器运行下安全壳热工水力行为。