先進壓水堆大破口失水事故耦合特性研究

楊靈均，冷 潔，畢樹茂，鄧 堅，劉 余，朱大歡，蔣孝蔚

(中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點實驗室，四川 成都 610041)

目前世界上大部分的商業(yè)核電站堆型均為壓水堆，經(jīng)過數(shù)十年的發(fā)展，壓水堆技術(shù)已經(jīng)成熟，在安全方面做了大量的改進，安全系統(tǒng)的設(shè)置變得越來越多越來越復(fù)雜。國際原子能機構(gòu)(IAEA)1991年出版的“先進核電廠的安全相關(guān)項”以及1992年召開的“未來的核安全策略”會議上都提到了采用非能動安全特性是簡化安全系統(tǒng)并增強可靠性的一種有效途徑[1]。為了增強反應(yīng)堆的可靠性、經(jīng)濟性和安全性，各國均致力于大量采用非能動特性的先進輕水堆的研究。先進輕水堆采用非能動設(shè)計來簡化安全系統(tǒng)和提高安全性能，主要的堆型包括西屋公司設(shè)計的先進壓水堆AP600[2]及AP1000[3]、通用電力公司設(shè)計的先進沸水堆SBWR和ESBWR、俄羅斯的先進壓水堆WWER-640/V-407 和WWER-1000/V-392系列、中國的“華龍一號”、韓國的先進壓水堆APR1400等新堆型。在這些新堆型中，大量采用自然循環(huán)、重力驅(qū)動等非能動特性來執(zhí)行安全功能，有效地增強了反應(yīng)堆的安全性和可靠性。

先進壓水堆采用了大量的非能動特性設(shè)計，其中的非能動安全殼冷卻系統(tǒng)作為最終熱阱，在事故后以鋼制安全殼為換熱面將一回路向安全殼釋放的能量傳遞到環(huán)境中，因此事故后非能動安全殼冷卻系統(tǒng)帶熱能力的好壞關(guān)系到整個反應(yīng)堆的安全，而其又與一回路的質(zhì)能釋放密切相關(guān)，而質(zhì)能釋放又受一回路系統(tǒng)非能動系統(tǒng)的影響，因此需要將非能動安全殼冷卻系統(tǒng)和一回路系統(tǒng)進行耦合分析。以往的質(zhì)能釋放分析和安全殼響應(yīng)分析分別采用系統(tǒng)程序和安全殼分析程序獨立分析[4][5]。這樣的分析方法對于傳統(tǒng)壓水堆已經(jīng)足夠，并且能夠得到保守的結(jié)果。但是對于采用了大量非能動特性的先進壓水堆，事故進程中一回路的非能動特性與安全殼的非能動特性相互耦合，因此，需要將計算質(zhì)能釋放的系統(tǒng)程序和計算安全殼響應(yīng)的安全殼程序進行耦合分析，以期了解先進壓水堆的非能動特性帶來的影響。

本文針對先進壓水堆核電站非能動安全殼冷卻系統(tǒng)進行研究，通過非能動安全殼冷卻系統(tǒng)和反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)進行耦合分析，研究大破口失水事故下一回路系統(tǒng)和安全殼的瞬態(tài)響應(yīng)特性，從而了解各非能動系統(tǒng)在事故工況下的相互影響。

1 大破口失水事故進程

大破口失水事故發(fā)生后穩(wěn)壓器壓力開始下降，當(dāng)?shù)陀诜€(wěn)壓器壓力低整定值時觸發(fā)緊急停堆信號觸發(fā)停堆。當(dāng)穩(wěn)壓器壓力達到穩(wěn)壓器壓力低安注整定值時，相繼觸發(fā)堆芯補水箱投入、非能動余熱排出系統(tǒng)投入，自動卸壓系統(tǒng)第1、2、3級閥門根據(jù)堆芯補水箱水位信號相繼自動開啟，使一回路的壓力更快地下降。當(dāng)一回路壓力下降到安注箱的初始壓力時，安注箱開始向一回路注入含硼水。當(dāng)堆芯補水箱水位繼續(xù)下降，自動卸壓系統(tǒng)第4級閥門開啟。自動卸壓系統(tǒng)第4級閥門開啟信號觸發(fā)換料水箱注入閥開啟，一旦反應(yīng)堆下降段壓力低于換料水箱注射壓力時，換料水箱開始向反應(yīng)堆注入。當(dāng)換料水箱的水排空后，流到安全殼下部的水借高位差重新通過壓力容器直接注入管線進入堆芯，受熱后形成的蒸汽和兩相混合物通過自動卸壓系統(tǒng)閥門排出進入安全殼并在安全殼壁面處冷凝，冷凝水再回到安全殼下部，由此建立非能動安全殼冷卻系統(tǒng)自然循環(huán)，以持續(xù)地冷卻反應(yīng)堆。

大破口失水事故由于破口有足夠能力排出堆芯衰變熱，因此非能動余熱排出系統(tǒng)的帶熱作用對事故進程來說不重要。由于大破口失水事故后RCS壓力快速降低至安注箱初始壓力，安注箱的注射水在安注總管內(nèi)建立的壓頭高于堆芯補水箱的重力注射壓頭，因此安注箱先于堆芯補水箱進行注射。隨著安注箱注射流的減少，堆芯補水箱才開始投入注射。

2 耦合分析方法

非能動安全殼冷卻系統(tǒng)瞬態(tài)特性研究采用反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)分析程序和安全殼系統(tǒng)分析程序開展耦合分析，主要針對主管道雙端剪切大破口失水事故展開研究，研究分耦合計算和單獨計算兩種。

一回路系統(tǒng)和非能動安全殼冷卻系統(tǒng)之間的耦合點包括：破口質(zhì)能釋放數(shù)據(jù)、自動卸壓系統(tǒng)第4級閥門質(zhì)能釋放數(shù)據(jù)、破口背壓反饋、自動卸壓系統(tǒng)第4級背壓反饋、換料水箱壓力反饋。

3 大破口失水事故下耦合特性研究

本節(jié)針對冷段雙端剪切斷裂大破口失水事故展開耦合計算和單獨計算分析，并進行對比研究，以了解事故后各系統(tǒng)之間的相互影響。

3.1 一回路耦合特性分析

圖1給出了耦合計算和單獨計算下冷段雙端斷裂大破口失水事故后堆芯水位隨時間的變化曲線。在系統(tǒng)壓力較高的情況下，破口處于臨界流狀態(tài)，此時破口流量不受背壓變化的影響，因此，反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)各主參數(shù)在事故初期耦合計算和單獨計算結(jié)果一致。當(dāng)系統(tǒng)壓力持續(xù)下降，破口流量不再處于臨界流狀態(tài)，此時破口泄漏流量受背壓的影響。在單獨計算時，破口背壓由時間相關(guān)控制體模擬為常壓，在耦合計算時，破口背壓隨安全殼壓力變化而變化，背壓對破口流量及系統(tǒng)主參數(shù)的影響因邊界條件的不同而存在差異。當(dāng)破口泄漏流量不再處于臨界流狀態(tài)時，耦合計算中破口背壓高于單獨計算，系統(tǒng)壓力與破口壓力之差小于單獨計算，因此，破口流量小于單獨計算，從而造成系統(tǒng)壓力高于單獨計算。事故初期由于破口噴放堆芯很快排空，安注箱先于堆芯補水箱投入，堆芯水位迅速回升，當(dāng)安注箱排空后，堆芯補水箱開始往堆芯注水。自動卸壓系統(tǒng)依次打開持續(xù)降低系統(tǒng)壓力， 自動卸壓系統(tǒng)第4級打開的同時觸發(fā)換料水箱注入閥開啟，當(dāng)下降段壓力低于換料水箱注入壓頭時，換料水箱開始向堆芯注水，耦合計算中換料水箱注入流量高于單獨計算，同時由于系統(tǒng)壓力比單獨計算高，從而堆芯平均溫度比單獨計算高。

圖1 大破口失水事故堆芯水位單獨計算和耦合計算結(jié)果對比Fig.1 Comparison of independent calculationand coupling calculation results of core level inlarge break LOCA

圖2給出了耦合計算和單獨計算下的破口背壓的比較。40 s以前破口處于臨界流狀態(tài)，耦合計算和單獨計算得到的破口流量差異不大。此后，由于耦合計算下系統(tǒng)壓力與破口背壓的壓差小于單獨計算，因此環(huán)路側(cè)的破口流量比單獨計算小；而容器側(cè)由于耦合計算堆芯水位高于單獨計算，由壓力波動造成的流量大于單獨計算。因此，破口流量在實際情況下受背壓影響較大。

圖2 大破口失水事故破口背壓單獨計算和耦合計算結(jié)果對比Fig.2 Comparison of independentcalculation and coupling calculation resultsof break back pressure in large break LOCA

圖3給出了耦合計算和單獨計算下的非能動余熱排出系統(tǒng)換熱功率。40 s之后由于破口背壓變化的影響，系統(tǒng)壓力比單獨計算高，冷卻劑溫度也因此偏高，從而，非能動余熱排出系統(tǒng)的換熱功率高于單獨計算。2 000 s左右，換料水箱的水位已經(jīng)下降到換熱小區(qū)間的頂部并持續(xù)下降，導(dǎo)致非能動余熱排出系統(tǒng)的換熱功率開始下降并接近于單獨計算。

圖3 大破口失水事故非能動余熱排出系統(tǒng)參數(shù)單獨計算和耦合計算結(jié)果對比Fig.3 Comparison of independent calculation andcoupling calculation results of passive residualheat removal system parameters in large break LOCA

圖4給出了耦合計算和單獨計算下非能動堆芯冷卻系統(tǒng)安注流量的變化和對比，由于破口較大，系統(tǒng)壓力迅速下降，當(dāng)安注箱投入后，耦合計算得到的系統(tǒng)壓力已經(jīng)高于單獨計算，安注箱的注入流量會低于單獨計算，排空時間也更長。由于安注箱的注射水在安注總管內(nèi)建立的壓頭高于堆芯補水箱的重力注射壓頭，安注箱排空后堆芯補水箱才能投入，從而耦合計算下堆芯補水箱開始注入的時間晚于單獨計算。而依靠堆芯補水箱水位信號來觸發(fā)的自動卸壓系統(tǒng)也相應(yīng)地較晚開啟，進而影響到換料水箱的投入時間，最終，耦合計算下的換料水箱開始注入時間比單獨計算晚了110 s。同時，由于系統(tǒng)已經(jīng)充分降壓，耦合計算下系統(tǒng)壓力與背壓的差值僅比單獨計算高一點，因此，耦合計算下?lián)Q料水箱注入流量僅比單獨計算大了10 kg/s左右。

圖4 大破口失水事故換料水箱注入流量單獨計算和耦合計算結(jié)果對比Fig.4 Comparison of independent calculationand coupling calculation results of RWST injectionflowrate in large break LOCA

對于耦合計算和單獨計算下的自動卸壓系統(tǒng)排放量的變化情況，由于耦合計算下系統(tǒng)壓力與安全殼壓力(換料水箱壓力)的壓差小于單獨計算，自動卸壓系統(tǒng)第1～3級向換料水箱的噴放流量要小于單獨計算。而耦合計算下堆芯補水箱注入的延遲導(dǎo)致了自動卸壓系統(tǒng)第4級的延遲開啟，系統(tǒng)壓力和背壓的差值與單獨計算差異不大，從而自動卸壓系統(tǒng)第4級流量與單獨計算差不多，但波動較大。同時，耦合計算下冷卻劑平均溫度高于單獨計算，從而自動卸壓系統(tǒng)第4級噴放的冷卻劑焓值比單獨計算高。整個大破口事故進程中，耦合計算得到的自動卸壓系統(tǒng)積分排放能量比單獨計算高，但差異不大。

3.2 安全殼耦合特性分析

圖5給出了冷段雙端斷裂大破口失水事故下安全殼穹頂壓力在耦合計算和單獨計算下的結(jié)果對比。大破口失水事故發(fā)生后，安全殼壓力迅速上升至0.4 MPa，之后破口處于非臨界流狀態(tài)，耦合計算下破口噴放流量在40～2 000 s期間小于單獨計算流量，導(dǎo)致安全殼壓力也小于單獨計算。此后，單獨計算下破口流量和自動卸壓系統(tǒng)第4級流量逐漸減小，非能動安全殼冷卻系統(tǒng)持續(xù)導(dǎo)出安全殼內(nèi)熱量，安全殼壓力和溫度開始下降；但在耦合計算下，2 000 s時堆芯水位逐漸高于單獨計算且接近冷段破口高度，此后壓力波動導(dǎo)致的壓力容器側(cè)破口液相流量和溫度均高于單獨計算，這部分流量直接流入安全殼地坑，安全殼地坑水處于飽和狀態(tài)，將安全殼壓力和溫度維持在高位，且高于單獨計算的結(jié)果。因此，大破口失水事故前期，耦合計算得到的安全殼壓力和溫度峰值低于單獨計算，但長期階段安全殼壓力在地坑水蒸發(fā)的作用下會逐步高于單獨計算結(jié)果。

圖5 大破口失水事故安全殼穹頂壓力單獨計算和耦合計算結(jié)果對比Fig.5 Comparison of independent calculation andcoupling calculation of the containment domepressure in large break LOCA

4 結(jié)論

本文通過先進壓水堆非能動安全殼冷卻系統(tǒng)和反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)進行耦合分析，研究大破口失水事故下反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)和安全殼的耦合響應(yīng)特性，從而了解各非能動系統(tǒng)在事故工況下的相互影響。分析結(jié)果顯示：

(1)失水事故下，耦合分析中非能動余熱排出系統(tǒng)、非能動堆芯冷卻系統(tǒng)、自動卸壓系統(tǒng)和非能動安全殼冷卻系統(tǒng)的特性尤其是非能動余熱排出系統(tǒng)排熱功率、換料水箱注入時機和流量、自動卸壓系統(tǒng)閥門流量、安全殼壓力溫度等均與單獨計算有較大差異；

(2)大破口失水事故前期，耦合計算得到的安全殼壓力和溫度峰值低于單獨計算，但長期階段安全殼壓力在地坑水蒸發(fā)的作用下會逐步高于單獨計算結(jié)果。