小型堆非能動(dòng)安全系統(tǒng)初步設(shè)計(jì)

王 玨，陳力生，蔡 琦，張曉輝

(1.海軍工程大學(xué) 核科學(xué)技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430033；2.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064)

設(shè)置非能動(dòng)安全系統(tǒng)是提高核電廠安全性和先進(jìn)性的有效手段。對(duì)于陸上核電廠，全標(biāo)等[1]以1000 MW級(jí)核電廠為對(duì)象，通過失水事故分析安全殼早期熱工響應(yīng)，以優(yōu)化抑壓系統(tǒng)的設(shè)計(jì)。李軍等[2]歸納了國(guó)內(nèi)外不同非能動(dòng)安全殼系統(tǒng)設(shè)計(jì)的優(yōu)劣，并針對(duì)鋼制和混凝土安全殼提出了優(yōu)化方案。鄒杰等[3]針對(duì)1 000 MW級(jí)核電廠建立了一體化程序分析模型，對(duì)不同事故序列下的氫氣濃度控制進(jìn)行模擬，驗(yàn)證了非能動(dòng)氫氣復(fù)合器的有效性。上述研究主要針對(duì)單個(gè)安全系統(tǒng)開展，未充分考慮研究對(duì)象與其他系統(tǒng)的協(xié)同運(yùn)行，以及安全系統(tǒng)的整體配置。

對(duì)于小型駁船式核電廠,受運(yùn)行環(huán)境和設(shè)備空間的限制，能動(dòng)系統(tǒng)的可靠性將面臨更多挑戰(zhàn)，開發(fā)一系列替代性的非能動(dòng)安全系統(tǒng)具有現(xiàn)實(shí)的工程價(jià)值。鑒于此，本文結(jié)合小型堆的設(shè)計(jì)特征，以安全分析為導(dǎo)向，從駁船式核電廠總體設(shè)計(jì)的角度提出多個(gè)非能動(dòng)安全系統(tǒng)的設(shè)計(jì)方案，并對(duì)其有效性開展初步論證。

1 系統(tǒng)初步方案

本節(jié)提出安全系統(tǒng)初步設(shè)計(jì)方案，并對(duì)各系統(tǒng)在事故工況下的協(xié)同運(yùn)行開展分析。

1.1 初步方案概述

駁船式核電廠非能動(dòng)安全系統(tǒng)擬設(shè)計(jì)為以下六個(gè)。

中壓安注系統(tǒng)主要由利用氮?dú)饧訅旱陌沧⑾浼跋嚓P(guān)管線和閥門組成，當(dāng)一回路系統(tǒng)壓力低至設(shè)定值時(shí)，隔離閥開啟，安注箱內(nèi)的氮?dú)怛?qū)動(dòng)安注水進(jìn)入一回路冷管段，進(jìn)而流入堆芯進(jìn)行冷卻。

安全殼抑壓系統(tǒng)主要由抑壓水池、抑壓管道及真空破壞閥組成，在發(fā)生一回路或二回路質(zhì)能釋放時(shí)，利用壓差將安全殼內(nèi)的高溫高壓蒸汽通過抑壓管道導(dǎo)入水池進(jìn)行冷卻，避免安全殼早期失效。真空破壞閥用于水池超壓保護(hù)，壓力達(dá)到設(shè)定值時(shí)自動(dòng)開啟。

二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)主要由冷凝換熱器、換熱水源貯存箱和蒸汽、冷凝管線組成，并通過隔離閥與蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口相連。冷凝換熱器布置高于蒸汽發(fā)生器，蒸汽、冷凝管線的電磁隔離閥開啟后，能夠分別建立蒸汽上升段和冷凝水下降段，形成自然循環(huán)。堆芯衰變熱經(jīng)由蒸汽發(fā)生器導(dǎo)出至換熱水源貯存箱，并最終排向大氣。換熱水源貯存箱位于船舷側(cè)，且具有一定的高度，冷凝換熱器浸泡于水箱中。

非能動(dòng)堆腔注水系統(tǒng)借用抑壓系統(tǒng)水源，抑壓水經(jīng)安全殼地板、一次屏蔽和壓力容器支撐件進(jìn)入堆腔后，通過蒸發(fā)換熱對(duì)下封頭實(shí)施冷卻。

非能動(dòng)消氫系統(tǒng)由非能動(dòng)氫氣復(fù)合器組成。當(dāng)安全殼內(nèi)氫氣濃度達(dá)到0.2%體積濃度時(shí)自動(dòng)開啟。復(fù)合器布置于安全殼中部和頂部操作平臺(tái)。

非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)主要由安全殼頂部水箱組成。本文研究對(duì)象的安全殼為方型結(jié)構(gòu)，頂部平臺(tái)方便設(shè)計(jì)為水箱，且箱底與安全殼頂部的一體化結(jié)構(gòu)利于事故下傳熱。

1.2 系統(tǒng)協(xié)同運(yùn)行

上述6個(gè)非能動(dòng)安全系統(tǒng)既用于應(yīng)對(duì)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故，也用于預(yù)防和緩解嚴(yán)重事故。通過各系統(tǒng)的協(xié)同運(yùn)行，有效執(zhí)行安全功能。在容量配置充足、互不干擾功能執(zhí)行的情況下，不同系統(tǒng)在特定工況下可以共用部分設(shè)備，實(shí)現(xiàn)空間利用最大化。

在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)工況下，中壓安注系統(tǒng)用于緩解堆芯損傷，確保燃料包殼峰值溫度不會(huì)超限。同時(shí)，為避免質(zhì)能釋放導(dǎo)致安全殼早期失效，設(shè)置抑壓系統(tǒng)冷卻安全殼大氣環(huán)境。

在超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)工況下，當(dāng)喪失所有交流電力時(shí)，二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)及時(shí)啟動(dòng)，以帶走衰變熱。如該系統(tǒng)故障導(dǎo)致工況演變?yōu)閲?yán)重事故時(shí)，非能動(dòng)堆腔注水系統(tǒng)借助抑壓系統(tǒng)的水源，將堆腔淹沒以避免壓力容器被熔穿。同時(shí)，設(shè)置消氫系統(tǒng)消除事故下的產(chǎn)氫，并借助安全殼頂部水箱導(dǎo)出殼內(nèi)熱量，避免安全殼因超壓而失效。

2 事故分析論證

針對(duì)各安全系統(tǒng)的設(shè)計(jì)功能，本文選取冷管段雙端剪切大破口失水事故作為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)包絡(luò)工況，對(duì)中壓安注系統(tǒng)和安全殼抑壓系統(tǒng)進(jìn)行容量論證；選取全廠斷電作為超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)的嚴(yán)重事故工況，對(duì)二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)、非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)、非能動(dòng)消氫系統(tǒng)和非能動(dòng)堆腔注水系統(tǒng)進(jìn)行有效性分析。

2.1 計(jì)算模型

本文采用RELAP5計(jì)算設(shè)計(jì)基準(zhǔn)大破口失水事故工況下的系統(tǒng)響應(yīng)和質(zhì)能釋放，由MELCOR程序計(jì)算上述事故中安全殼內(nèi)熱工水力響應(yīng)，和嚴(yán)重事故工況下的系統(tǒng)響應(yīng)。計(jì)算模型如下。

2.1.1 主系統(tǒng)模型

主系統(tǒng)模型如表1所示，包括反應(yīng)堆、一回路、二回路、專設(shè)安全設(shè)施和反應(yīng)堆保護(hù)系統(tǒng)，對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1 主系統(tǒng)模型節(jié)點(diǎn)圖(含穩(wěn)壓器環(huán)路)Fig.1 Node of primary system (PRZ loop)

表1 主系統(tǒng)模型Table 1 Primary system models

經(jīng)穩(wěn)態(tài)調(diào)試，關(guān)鍵參數(shù)的偏差均在允許誤差范圍內(nèi)，如表2所示，具備瞬態(tài)事故分析條件。

表2 模型穩(wěn)態(tài)參數(shù)偏差Table 2 Parameters for the steady-state qualification

2.1.2 安全殼模型

分析對(duì)象的安全殼借鑒成熟沸水堆的設(shè)計(jì)，殼內(nèi)分為干井區(qū)和濕井區(qū)，干井區(qū)為系統(tǒng)、設(shè)備和大氣空間，濕井區(qū)為抑壓水池。節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)圖如圖2所示，建模對(duì)象如表3所示。

表3 安全殼模型構(gòu)成Table 3 Containment system models

圖2 安全殼模型節(jié)點(diǎn)圖Fig.2 Node of containment system

2.2 大破口失水事故下容量論證

本節(jié)對(duì)大破口失水事故的分析包括堆芯響應(yīng)和安全殼響應(yīng)兩部分，分別對(duì)中壓安注系統(tǒng)和安全殼抑壓系統(tǒng)開展設(shè)備容量論證。

2.2.1 堆芯響應(yīng)分析

為確保分析結(jié)果的保守性，本節(jié)堆芯響應(yīng)分析的基本假設(shè)包括：

(1)假想主管道冷管段發(fā)生雙端剪切斷裂；(2)堆芯初始功率為100%額定功率+最大偏差；(3)采用最小的負(fù)反應(yīng)性反饋；(4)衰變熱模型采用ANS5.1—1971標(biāo)準(zhǔn)[4]；(5)破口處壓力采用與MELCOR程序迭代的計(jì)算值；(6)反應(yīng)堆停堆、主泵停運(yùn)、主給水隔離和主蒸汽隔離考慮一定的延遲；(7)安注系統(tǒng)考慮單一故障；(8)假設(shè)蒸汽發(fā)生器堵管率為10%。

計(jì)算結(jié)果顯示：

0 s，主管道冷段發(fā)生雙端剪切破裂，一回路冷卻劑大量噴放進(jìn)入安全殼，系統(tǒng)壓力迅速下降。由圖3和圖4可知，5 s前后，堆芯水位降至最低值，約10%滿水位，此時(shí)燃料包殼峰值溫度達(dá)到最大值，約1 300 K。8 s左右，中壓安注系統(tǒng)達(dá)到啟動(dòng)閾值，安注箱水源經(jīng)氮?dú)怛?qū)動(dòng)進(jìn)入一回路系統(tǒng)。伴隨安注水源的不斷注入，堆芯水位逐漸回升，燃料包殼峰值溫度開始下降并趨于穩(wěn)定，事故得到了有效的緩解。

圖3 燃料包殼峰值溫度Fig.3 Peak fuel-cladding temperature

圖4 堆芯坍塌水位Fig.4 Core collapsed water level

2.2.2 安全殼響應(yīng)分析

破口發(fā)生后，一回路的質(zhì)能釋放進(jìn)入安全殼，引起安全殼內(nèi)溫度和壓力的上升。為保證分析結(jié)果的保守性，本節(jié)分析中保守假設(shè)安全殼破口發(fā)生處初始?jí)毫榉€(wěn)態(tài)值。由RELAP5程序計(jì)算得到質(zhì)能釋放數(shù)據(jù)后，輸入MELCOR程序開展安全殼壓力響應(yīng)分析。

計(jì)算結(jié)果由圖5可知，破口發(fā)生后，安全殼壓力迅速上升，并于30 s左右達(dá)到峰值，約80%設(shè)計(jì)壓力。此時(shí)，在壓差的作用下，安全殼內(nèi)的高溫蒸汽經(jīng)抑壓管道進(jìn)入抑壓水池，管線內(nèi)流量變化趨勢(shì)如圖6所示。在抑壓系統(tǒng)的冷卻作用下，安全殼壓力逐步下降，早期事故響應(yīng)得到了有效緩解。隨后，將由安全殼噴淋系統(tǒng)(能動(dòng)系統(tǒng))持續(xù)對(duì)安全殼內(nèi)大氣環(huán)境進(jìn)行冷卻。

圖5 安全殼壓力Fig.5 Containment pressure

圖6 抑壓管線流量Fig.6 Flow rate in pressure suppression pipe

2.3 全廠斷電事故下容量論證

全廠斷電后，假設(shè)所有能動(dòng)設(shè)備喪失安全功能，而非能動(dòng)預(yù)防措施(二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng))能夠及時(shí)啟動(dòng)，防止事故惡化，使用RELAP5程序?qū)σ弧⒍芈废到y(tǒng)響應(yīng)開展分析論證。

進(jìn)一步假設(shè)全廠斷電事故演變?yōu)槎研救刍?，使用MELCOR程序?qū)Ψ悄軇?dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)、非能動(dòng)消氫系統(tǒng)和非能動(dòng)堆腔注水系統(tǒng)3個(gè)緩解措施的有效性開展論證。

2.3.1 預(yù)防措施有效性分析

發(fā)生全廠斷電后，一、二回路自然循環(huán)流量變化趨勢(shì)如圖7所示，系統(tǒng)投運(yùn)的早期階段，冷凝管線中的回流在一定范圍內(nèi)振蕩變化。隨著自然循環(huán)的逐步建立及堆芯衰變熱的降低，冷凝回流流量趨于穩(wěn)定并維持在設(shè)計(jì)值范圍內(nèi)。結(jié)合圖8的變化趨勢(shì)可知，一、二回路能夠建立有效的自然循環(huán)，并持續(xù)帶走堆芯衰變熱。

圖7 自然循環(huán)流量Fig.7 Natural circulation flow rate

圖8 冷凝器換熱率與堆芯衰變熱Fig.8 Condensation capacity and core decay heat

由圖9可知，斷電后，一回路壓力先呈現(xiàn)短暫的上升趨勢(shì)，峰值約為105%名義值。二次側(cè)余熱排出系統(tǒng)投運(yùn)后，一回路持續(xù)被冷卻，壓力逐漸下降。整個(gè)事故進(jìn)程中，一回路壓力未超出限值，且具有較大的熱工裕量。

圖9 一回路壓力Fig.9 Primary system pressure

由圖10可知，系統(tǒng)投運(yùn)后，水箱中的水被加熱導(dǎo)致水位呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。隨后，由于蒸發(fā)換熱，水位開始逐漸下降。在72 h內(nèi)，水箱水位未降至冷凝換熱器裸露的低水位限值以下，水箱容量滿足要求。

圖10 換熱器水箱水位Fig.10 Water level in tank

2.3.2 緩解措施有效性分析

當(dāng)設(shè)備故障等原因造成二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)失效時(shí)，由于缺乏有效的衰變熱移出手段，堆芯將發(fā)生熔化。為避免高壓熔堆，當(dāng)堆芯出口溫度達(dá)到650 ℃時(shí)，操縱員手動(dòng)開啟嚴(yán)重事故專用閥進(jìn)行緊急卸壓，將一回路壓力快速下降至2.0 MPa以下。此時(shí)，非能動(dòng)堆腔注水系統(tǒng)啟動(dòng)(需操縱員手動(dòng)開啟抑壓水池管線上的相關(guān)閥門)，對(duì)下封頭底部實(shí)施堆腔淹沒(如圖11所示)。

圖11 一回路參數(shù)Fig.11 Primary system parameters

由圖12可知，壓力容器下封頭被水覆蓋后，局部峰值熱流密度遠(yuǎn)低于臨界熱流密度值，二者的最高比值約為0.4，滿足熱工準(zhǔn)則且具有較大的裕量。因此，可以初步認(rèn)為壓力容器的完整性能夠得到維持。

圖12 下封頭外壁面熱流密度Fig.12 Heat flux in RPV external side

堆腔注水系統(tǒng)啟動(dòng)后，抑壓水池水源用于淹沒堆腔，并保守假設(shè)此后抑壓系統(tǒng)的安全殼冷卻功能失效。整個(gè)進(jìn)程中，由安全殼頂部水箱導(dǎo)出嚴(yán)重事故下產(chǎn)熱。圖13為安全殼內(nèi)壓力變化趨勢(shì)，由圖可知，事故72小時(shí)以內(nèi)，設(shè)置頂部水箱能夠有效避免安全殼超壓失效。

圖13 安全殼壓力Fig.13 Containment pressure

由于鋯水反應(yīng)，事故過程中產(chǎn)生了大量氫氣，安全殼內(nèi)最大氫氣濃度變化和氫氣風(fēng)險(xiǎn)變化如圖14和圖15所示。由圖可知，設(shè)置消氫系統(tǒng)后，安全殼氫氣濃度被有效控制在10%以下，且不存在氫氣燃爆轉(zhuǎn)化和爆炸風(fēng)險(xiǎn)，滿足安全要求。

圖14 安全殼內(nèi)氫氣濃度Fig.14 Hydrogen mole fraction in containment

圖15 安全殼內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)(前72 h)Fig.15 Hydrogen risk in containment(in 72 hours)

3 結(jié)論

本文針對(duì)小型堆初步設(shè)計(jì)了6個(gè)非能動(dòng)安全系統(tǒng)，基于事故分析的容量論證表明：

(1)中壓安注系統(tǒng)和安全殼抑壓系統(tǒng)的協(xié)同運(yùn)行能夠有效緩解大破口失水事故：堆芯內(nèi)燃料包殼峰值溫度不會(huì)超出限值；安全殼內(nèi)早期壓力峰值能夠得到有效抑制。

(2)二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)通過建立一回路、二回路和換熱水箱內(nèi)的自然循環(huán)，能夠在發(fā)生全廠斷電時(shí)有效導(dǎo)出堆芯余熱，維持一回路壓力不超限；72小時(shí)內(nèi)，換熱水箱的水裝量足夠維持冷凝換熱器被水浸泡。

(3)當(dāng)二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)失效導(dǎo)致工況演變?yōu)閲?yán)重事故時(shí)，在一回路緊急卸壓的基礎(chǔ)上，抑壓水池的水源依靠重力注入堆腔，可冷卻壓力容器下封頭，實(shí)現(xiàn)熔融物堆內(nèi)滯留。

(4)消氫系統(tǒng)可有效控制氫氣風(fēng)險(xiǎn)，安全殼冷卻系統(tǒng)能夠避免安全殼發(fā)生超壓失效。

綜上，事故分析論證工作顯示本文提出的設(shè)計(jì)方案具有一定的工程可行性。只要上述設(shè)備的容量、布置和鑒定等因素得到保證，駁船式核電廠的非能動(dòng)安全系統(tǒng)能有效緩解設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故和嚴(yán)重事故發(fā)生的后果，相關(guān)研究有待進(jìn)一步開展。