二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)運(yùn)行及換熱特性研究

李亮國(guó)，蘇前華，*，郝陳玉，余健明，孟祥飛，吳小航，盧冬華，朱 峰

(1.中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518026；2.深圳中廣核工程設(shè)計(jì)有限公司，廣東 深圳 518026)

福島核事故后，二代加與三代百萬千瓦級(jí)壓水堆中廣泛采用二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出(ASP)系統(tǒng)以滿足全場(chǎng)斷電(SBO)等超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故中堆芯衰變熱導(dǎo)出的需求。ASP系統(tǒng)基于蒸汽發(fā)生器(SG)二次側(cè)閉式自然循環(huán)基本原理，無需外部電源即可導(dǎo)出堆芯衰變熱，而對(duì)于新設(shè)計(jì)系統(tǒng)在投入工程應(yīng)用前需驗(yàn)證相關(guān)設(shè)計(jì)的合理性。

對(duì)于ASP系統(tǒng)的研究方法主要包括軟件模擬與試驗(yàn)研究。通常采用壓水堆最佳估算程序進(jìn)行ASP系統(tǒng)特性的模擬。熊萬玉等[1]利用RELAP5程序?qū)θ鷫核选叭A龍一號(hào)”ASP系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行了模擬分析，同時(shí)分析了程序的適用性。周磊等[2]基于ASP系統(tǒng)的初步設(shè)計(jì)，采用RELAP5程序?qū)ο到y(tǒng)運(yùn)行特性的影響因素開展了瞬態(tài)分析。對(duì)于較難在反應(yīng)堆原型尺寸規(guī)模開展的試驗(yàn)，通常采用?；椒ù罱ㄏ鄳?yīng)的試驗(yàn)裝置獲取原型系統(tǒng)的特性。Sun等[3]與郗昭等[4]針對(duì)“華龍一號(hào)”ASP系統(tǒng)，采用等高模擬的?；椒ńㄔO(shè)了試驗(yàn)裝置，穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)研究了0.35 MPa與7.85 MPa下系統(tǒng)的換熱能力，瞬態(tài)試驗(yàn)研究了系統(tǒng)投入72 h后的運(yùn)行特性。徐海巖等[5]針對(duì)某壓水堆二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)搭建了試驗(yàn)裝置，穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)獲取了系統(tǒng)壓力、水箱溫度對(duì)系統(tǒng)換熱能力的影響，瞬態(tài)試驗(yàn)獲取了系統(tǒng)投入5 h后的運(yùn)行特性。ASP系統(tǒng)的系統(tǒng)布置、設(shè)備形式等設(shè)計(jì)特征直接影響系統(tǒng)運(yùn)行特性，因此針對(duì)特定堆型的ASP系統(tǒng)需開展相應(yīng)的研究工作。

本文以國(guó)內(nèi)二代加型百萬千瓦級(jí)壓水堆ASP系統(tǒng)為原型，基于多級(jí)雙向?；治?H2TS)方法設(shè)計(jì)建造了ASPTF試驗(yàn)裝置。在此試驗(yàn)裝置上開展了ASP系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)試驗(yàn)。研究了系統(tǒng)壓力、換熱水箱水溫對(duì)ASP系統(tǒng)換熱特性的影響，并對(duì)比了傳熱管裸露時(shí)ASP系統(tǒng)的換熱特性；模擬了SBO事故工況下ASP系統(tǒng)導(dǎo)出堆芯衰變熱的過程。相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果為ASP系統(tǒng)投入工程應(yīng)用提供了試驗(yàn)支撐。

1 試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)介

ASPTF試驗(yàn)裝置為整體效應(yīng)試驗(yàn)裝置，該裝置以國(guó)內(nèi)二代加型百萬千瓦級(jí)壓水堆核電廠一回路、ASP系統(tǒng)及二回路部分設(shè)備為原型，采用大型壓水堆系統(tǒng)效應(yīng)試驗(yàn)裝置通用設(shè)計(jì)方法H2TS方法完成了ASPTF的?；O(shè)計(jì)[5-11]。ASPTF試驗(yàn)裝置的主要?；壤绫?所示。

表1 ASPTF試驗(yàn)裝置?；壤齌able 1 Scaling criteria for ASPTF

ASPTF試驗(yàn)裝置流程圖如圖1所示，該裝置主要由一回路系統(tǒng)、二回路系統(tǒng)、安全排放系統(tǒng)、供水系統(tǒng)、循環(huán)冷卻水系統(tǒng)、測(cè)控系統(tǒng)、電氣系統(tǒng)等組成。

圖1 ASPTF試驗(yàn)裝置回路系統(tǒng)流程圖Fig.1 Schematic of ASPTF1—堆芯模擬體；2—穩(wěn)壓器模擬體；3—蒸汽發(fā)生器模擬體；4—主泵模擬體；5—冷凝器快關(guān)閥；6—背壓閥；7—蒸汽釋放閥；8—安全閥；9—蒸汽管線快關(guān)閥；10—蒸汽管線調(diào)節(jié)閥；11—換熱器及其換熱水箱；12—回水管線調(diào)節(jié)閥；13—回水管線快關(guān)閥；14—流量計(jì)；15—補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥

ASPTF試驗(yàn)裝置采用電加熱模擬核釋熱，一回路的工作介質(zhì)在主泵模擬體的驅(qū)動(dòng)下通過堆芯模擬體的電加熱組件加熱后進(jìn)入SG一次側(cè)，并將熱量傳遞至SG二次側(cè)，SG二次側(cè)的水受熱變?yōu)轱柡驼羝?。正常運(yùn)行時(shí)冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥打開，SG二次側(cè)的飽和蒸汽通過冷凝器快關(guān)閥及背壓閥后進(jìn)入冷凝器。當(dāng)ASP系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)，冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥關(guān)閉，蒸汽管線快關(guān)閥與回水管線快關(guān)閥按照測(cè)控系統(tǒng)的自動(dòng)控制信號(hào)依次自動(dòng)打開，SG二次側(cè)產(chǎn)生的飽和蒸汽通過內(nèi)置于換熱水箱中的換熱器冷凝后返回至SG二次側(cè)，并將熱量傳遞至換熱器換熱水箱，敞口換熱水箱將熱量最終傳遞至大氣環(huán)境。

換熱水箱水溫采用T型熱電偶進(jìn)行測(cè)量，其余溫度測(cè)量采用N型熱電偶，熱電偶測(cè)量精度為Ⅰ級(jí)；流量采用文丘里流量計(jì)配合Honeywell STD720差壓變送器獲??；壓力采用Honeywell STG77 L壓力變送器獲取，壓力及差壓測(cè)量精度為0.1%。所有采集信號(hào)通過NI系統(tǒng)進(jìn)行處理。ASPTF試驗(yàn)裝置堆芯模擬體最大功率1 MW，且可通過測(cè)控系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)功率的調(diào)節(jié)與自動(dòng)控制。

2 試驗(yàn)方法

阻力系數(shù)是影響自然循環(huán)的重要因素，根據(jù)表1所列模化準(zhǔn)則，正式試驗(yàn)開展前通過調(diào)節(jié)試驗(yàn)裝置二回路上的節(jié)流件及閥門以保證ASP系統(tǒng)的阻力系數(shù)與原型一致。

2.1 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)方法

換熱器是ASP系統(tǒng)熱量導(dǎo)出的關(guān)鍵設(shè)備，通過開展穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)獲取ASP系統(tǒng)在不同試驗(yàn)工況下的換熱特性。在換熱器結(jié)構(gòu)固定的情況下，針對(duì)影響換熱器換熱特性的系統(tǒng)運(yùn)行壓力與換熱水箱水溫，同時(shí)考慮到ASP系統(tǒng)運(yùn)行過程中可能出現(xiàn)的傳熱管裸露情況開展試驗(yàn)研究，因此制定試驗(yàn)工況如表2所示，其中換熱器裸露工況為換熱水箱液位處于換熱管豎直段的中部。

表2 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)工況Table 2 Steady state experiment matrix

穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)時(shí)，關(guān)閉補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥與冷凝器快關(guān)閥，并投運(yùn)ASP系統(tǒng)，調(diào)節(jié)一回路的加熱功率。當(dāng)系統(tǒng)壓力、換熱水箱液位、換熱水箱水溫滿足工況要求且系統(tǒng)壓力穩(wěn)定后通過測(cè)控系統(tǒng)自動(dòng)保存試驗(yàn)數(shù)據(jù)，即可獲得該工況下ASP系統(tǒng)的換熱特性，重復(fù)上述操作直到完成全部穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)。

2.2 瞬態(tài)試驗(yàn)方法

瞬態(tài)試驗(yàn)主要模擬SBO事故后通過ASP系統(tǒng)導(dǎo)出一回路熱量的過程。由于一回路系統(tǒng)設(shè)計(jì)限制，反應(yīng)堆原型ASP系統(tǒng)換熱水箱設(shè)計(jì)容量用于帶走事故后6 h內(nèi)產(chǎn)生的熱量，然后通過高位水箱向換熱水箱進(jìn)行補(bǔ)水進(jìn)而持續(xù)帶走堆芯產(chǎn)生的衰變熱。

在本試驗(yàn)開展過程中不僅按照系統(tǒng)設(shè)計(jì)功能模擬事故后3 h(根據(jù)時(shí)間比對(duì)應(yīng)原型系統(tǒng)6 h)的余熱導(dǎo)出過程，更模擬3 h后繼續(xù)通過ASP系統(tǒng)導(dǎo)出一回路熱量的過程。瞬態(tài)試驗(yàn)工況如表3所示。

表3 瞬態(tài)試驗(yàn)工況參數(shù)Table 3 Transient state experiment parameters

瞬態(tài)試驗(yàn)時(shí)，首先通過調(diào)節(jié)一回路的加熱功率、二回路的補(bǔ)水流量、背壓閥的開度，將回路狀態(tài)調(diào)整至表3所示，關(guān)閉補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥與冷凝器快關(guān)閥，并通過測(cè)控系統(tǒng)自動(dòng)執(zhí)行控制程序，依次通過啟動(dòng)信號(hào)自動(dòng)打開蒸汽管線與回水管線的快關(guān)閥，投入ASP系統(tǒng)，同時(shí)堆芯功率按照功率曲線自動(dòng)執(zhí)行。

3 結(jié)果與討論

3.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)的目的主要是獲取不同試驗(yàn)工況下?lián)Q熱器的換熱功率與換熱系數(shù)以研究ASP系統(tǒng)的換熱特性，因此根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康倪M(jìn)行穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理。換熱器換熱功率由穩(wěn)態(tài)系統(tǒng)流量及換熱器進(jìn)出口焓值得到。

Q=M·(hin-hout)

(1)

(2)

換熱器換熱系數(shù)由傳熱學(xué)基本原理得到：

(3)

基于上述換熱器換熱功率、換熱系數(shù)、自然循環(huán)流量的計(jì)算方法，通過Fortran語言編寫試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理程序，計(jì)算中涉及的水物性通過調(diào)用美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)研究所(NIST)開發(fā)的水物性包得到。

對(duì)于瞬態(tài)試驗(yàn)，主要關(guān)注二回路的壓力、流量、水箱液位等參數(shù)的變化，因此整理分析瞬態(tài)試驗(yàn)工況中二回路壓力、流量、水箱液位等參數(shù)隨時(shí)間的變化曲線，直觀清晰的將試驗(yàn)過程中瞬態(tài)變化反應(yīng)出來。

對(duì)于主要測(cè)量參數(shù)，壓力測(cè)量的相對(duì)不確定度不超過0.1%，溫度測(cè)量的相對(duì)不確定度不超過0.4%，壓差測(cè)量的相對(duì)不確定度不超過0.1%，質(zhì)量流量的相對(duì)不確定度不大于0.52%。

3.2 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)結(jié)果

按照穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)方法進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理，得到穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)試驗(yàn)結(jié)果如圖2～圖4所示。

圖2給出了不同水箱水溫及換熱管是否裸露工況下自然循環(huán)流量與壓力的關(guān)系。在相同水箱水溫的條件下，自然循環(huán)流量隨二回路壓力的升高而逐漸升高；當(dāng)回路壓力相同的情況下，自然循環(huán)流量隨水箱水溫的升高而降低，但變化趨勢(shì)較小，由于在水箱水溫在60 ℃與100 ℃的變化相對(duì)換熱管內(nèi)外之間的溫差較小，因此水箱水溫從60 ℃升高至100 ℃時(shí)自然循環(huán)流量變化較小，且當(dāng)水箱水溫在60 ℃時(shí)已經(jīng)局部汽化，其換熱過程與水箱水溫在100 ℃時(shí)相似；系統(tǒng)壓力比水箱水溫對(duì)自然循環(huán)流量的影響相對(duì)較大。自然循環(huán)流量隨系統(tǒng)壓力的變化與文獻(xiàn)[5,12]中一致。相同壓力與相同水箱水溫下，傳熱管裸露時(shí)換熱器的自然循環(huán)流量小于傳熱管未裸露時(shí)的工況。

圖2 自然循環(huán)流量隨系統(tǒng)壓力變化Fig.2 Flow rate of ASP system vs.system pressure

圖3給出了水箱水溫及換熱管是否裸露工況下?lián)Q熱器總換熱系數(shù)與壓力的關(guān)系。在相同水箱水溫的條件下，隨著系統(tǒng)壓力的升高，自然循環(huán)流量增加，雷諾數(shù)相應(yīng)的增加，因此導(dǎo)致管內(nèi)冷凝換熱與對(duì)流換熱的換熱系數(shù)增加；同樣壓力下，隨著水箱水溫的升高，管外由單相自然循環(huán)向沸騰轉(zhuǎn)變，因此管外換熱系數(shù)隨著水箱水溫的升高而升高；相同壓力及水箱水溫下，當(dāng)換熱管裸露時(shí)，換熱管部分換熱面與空氣自然對(duì)流換熱，導(dǎo)致此時(shí)的換熱系數(shù)降低。

圖3 換熱器換熱系數(shù)隨系統(tǒng)壓力變化Fig.3 Heat transfer coefficient of heat exchanger vs.system pressure

圖4給出了不同水箱水溫及換熱管是否裸露工況下?lián)Q熱器換熱功率與壓力的關(guān)系。結(jié)合圖3分析可知，在相同水箱水溫的條件下，換熱器換熱功率隨二回路壓力升高而逐漸升高；當(dāng)回路壓力相同的情況下，換熱器換熱功率隨著水箱水溫的升高而降低；系統(tǒng)壓力比水池溫度對(duì)換熱器換熱功率的影響相對(duì)較大。換熱器換熱功率隨系統(tǒng)壓力的變化與文獻(xiàn)[5,12]中一致。相同壓力與相同水箱水溫下，傳熱管裸露時(shí)換熱器的換熱功率小于傳熱管未裸露時(shí)的工況。

圖4 換熱器換熱功率隨系統(tǒng)壓力變化Fig.4 Heat exchange power vs.system pressure

3.3 瞬態(tài)試驗(yàn)結(jié)果

瞬態(tài)試驗(yàn)用以模擬SBO事故后，通過ASP系統(tǒng)導(dǎo)出一回路熱量的過程。試驗(yàn)時(shí)，以投入瞬態(tài)控制程序時(shí)間作為0 s。測(cè)控系統(tǒng)按照反應(yīng)堆原型衰變熱?；蟮墓β是€進(jìn)行堆芯模擬體功率調(diào)節(jié)，得到堆芯模擬體實(shí)際功率曲線如圖5所示。

圖5 加熱功率與系統(tǒng)壓力隨時(shí)間變化Fig.5 Heating power and pressure vs.time

由圖5中，當(dāng)發(fā)生SBO時(shí)，主蒸汽隔離閥關(guān)閉，SG二次側(cè)壓力升高，當(dāng)達(dá)到大氣釋放閥(VDA)的整定值時(shí)，通過VDA的往復(fù)開啟帶走一回路的衰變熱，SG二次側(cè)壓力維持在大氣釋放閥整定值附近。由于SG二次側(cè)的蒸汽通過蒸汽釋放閥排放至大氣環(huán)境，SG二次側(cè)液位由100%WR不斷降低，當(dāng)SG二次側(cè)液位在1 100 s左右降低至45%WR時(shí)自動(dòng)觸發(fā)ASP系統(tǒng)投入。換熱管進(jìn)口壓力隨著蒸汽管線快關(guān)閥的打開而迅速升高，并與SG二次側(cè)壓力基本一致。隨著ASP系統(tǒng)的投入，由于ASP系統(tǒng)的換熱能力足夠，ASP系統(tǒng)的壓力不斷降低，當(dāng)系統(tǒng)壓力低于蒸汽釋放閥整定值時(shí)，蒸汽釋放閥關(guān)閉。3 h內(nèi)，ASP系統(tǒng)壓力隨時(shí)間變化與文獻(xiàn)[5]變化趨勢(shì)一致。

由圖6所示，隨著回水管線快關(guān)閥打開，換熱器換熱管內(nèi)的初裝水在重力的作用下進(jìn)入SG二次側(cè)，ASP系統(tǒng)流量由0達(dá)到峰值后逐漸趨于穩(wěn)定，并隨著一回路功率的降低而逐漸減小，自然循環(huán)流量隨系統(tǒng)壓力的變化與3.2節(jié)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)結(jié)果一致。在3 h左右，隨著換熱管的裸露，自然循環(huán)流量出現(xiàn)震蕩，并持續(xù)至4 h，后隨著向換熱水箱注水而恢復(fù)穩(wěn)定。

圖6 系統(tǒng)流量隨時(shí)間變化Fig.6 Flow rate of ASP system vs.time

由圖7可知，隨著ASP系統(tǒng)的投入，ASP系統(tǒng)導(dǎo)出的熱量傳遞至換熱水箱，水箱水溫不斷升高，直至達(dá)到飽和溫度。由圖7與圖8所示，換熱水箱中的水達(dá)到飽和溫度后，水箱液位隨著水的蒸發(fā)而不斷降低。在3 h左右，換熱器換熱管裸露，因此導(dǎo)致自然循環(huán)流量出現(xiàn)震蕩。由圖5與圖8所示，隨著換熱器換熱管的不斷裸露，換熱器的換熱能力隨著有效帶熱面積的減少而降低，進(jìn)而導(dǎo)致ASP系統(tǒng)的降壓速率不斷減小。在4 h時(shí)，ASP系統(tǒng)壓力基本不再減低，向換熱水箱注入室溫水，當(dāng)水箱液位恢復(fù)至標(biāo)準(zhǔn)值后停止注水。由圖5與圖6可知，完成換熱器換熱水箱注水后，自然循環(huán)流量恢復(fù)穩(wěn)定，且二回路壓力逐漸降低，此時(shí)可通過ASP系統(tǒng)繼續(xù)帶走堆芯模擬體的熱量。

圖7 水箱水溫隨時(shí)間變化Fig.7 Temperature of water tank vs.time

圖8 水箱液位隨時(shí)間變化Fig.8 Water level of want tank vs.time

由圖5～圖8可知，在事故后的3 h內(nèi)，二回路壓力不斷降低，一回路熱量可有效導(dǎo)出，驗(yàn)證了ASP系統(tǒng)設(shè)計(jì)的有效性。隨著換熱管的裸露，二回路的降壓速率逐漸降低，在4 h時(shí)系統(tǒng)壓力趨于穩(wěn)定，因此ASP系統(tǒng)具備一定的設(shè)計(jì)裕量。當(dāng)向換熱器換熱水箱補(bǔ)水后，ASP系統(tǒng)的自然循環(huán)可恢復(fù)至穩(wěn)定狀態(tài)并繼續(xù)帶走一回路的熱量，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了ASP系統(tǒng)具備通過向換熱器換熱水箱補(bǔ)水持續(xù)進(jìn)行堆芯衰變熱導(dǎo)出的能力。

4 結(jié)論

本文系統(tǒng)研究了不同因素對(duì)ASP系統(tǒng)換熱器換熱特性的影響，模擬了SBO事故下ASP系統(tǒng)的運(yùn)行特性，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與分析，得到以下結(jié)論。

(1) 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)過程中，ASP系統(tǒng)均能建立穩(wěn)定的自然循環(huán)。相同換熱水箱水溫下，ASP系統(tǒng)換熱器的換熱功率與換熱系數(shù)隨系統(tǒng)壓力的升高而升高；

(2) 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)過程中，相同ASP系統(tǒng)壓力下，換熱器的換熱功率隨換熱水箱水溫的升高而降低；

(3) 穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)過程中，相同ASP系統(tǒng)壓力與換熱水箱水溫下，換熱器的換熱功率與換熱系數(shù)隨傳熱管的裸露而降低；

(4) 瞬態(tài)試驗(yàn)過程中，在3 h內(nèi)，ASP系統(tǒng)可建立穩(wěn)定的自然循環(huán)，并有效帶走堆芯模擬體產(chǎn)生的熱量，二回路的壓力持續(xù)降低；在3 h左右換熱器換熱管開始裸露，傳熱開始惡化，在3～4 h的時(shí)間內(nèi)，二回路的壓力降低速率減小并趨于穩(wěn)定，自然循環(huán)流量出現(xiàn)振蕩；在4 h時(shí)向換熱水箱注水后，自然循環(huán)流量恢復(fù)穩(wěn)定，二回路壓力持續(xù)降低，可有效導(dǎo)出堆芯模擬體產(chǎn)生的熱量。

符號(hào)表

Q:功率，kW；

M:質(zhì)量流量，kg/s；

h:焓值，kJ/kg；

ρ:流體密度，kg/m3；

v:體積流量，m3/h；

H:換熱系數(shù)，kW/(m2·K)；

F:換熱面積，m2；

Δtm:溫差，K；

P:壓力，MPa；

t:時(shí)間，s；

L:液位，m；

T:溫度，℃。

下標(biāo)：

in:進(jìn)口參數(shù)；

out:出口參數(shù)；

max:參數(shù)最大值；

min:參數(shù)最小值。