船用核動力裝置非能動余熱排出系統設計初探

賀軍，蔡報煒，武玉增

中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011

非能動安全技術是指不使用電能、機械能等外部能源輸入，僅利用自然力或自然界自發(fā)現象的方式，例如重力，來使系統自發(fā)運行的一種保證反應堆安全的技術，目前非能動安全系統已成為核動力裝置設計中的組成部分[1]。

非能動安全是第三代核電技術的一個顯著特點，因其工作原理簡單可靠，可有效降低堆芯熔毀概率[2]，減少能動安全設施的配置，簡化核動力裝置的冗余設計，提高核動力裝置的安全和經濟性。非能動余熱排出技術被認為是二代堆和三代堆的主要區(qū)別之一[3]，目前在幾乎所有第三代與第四代新型反應堆的設計中，均采用了非能動余熱排出系統[4]。對于船用核動力裝置的孤島特性，非能動余熱排出技術無疑具有重要的意義。

本文以船用核動力裝置為研究對象，初步探討船用非能動余熱排出系統的設計方案，以及不同設計方案的特點和可行性。

1 非能動余熱排出系統技術路線

在核電領域，非能動余熱排出系統既可以布置在一次側也可以布置在二次側。一般來說，采用直流蒸汽發(fā)生器的核動力系統多采用二次側非能動余熱排出方案[5]；而對于常采用自然循環(huán)蒸汽發(fā)生器的分散式布置堆型，則既有一次側非能動余熱排出方案也有二次側非能動余熱排出方案[6]。

不同國家對于非能動余熱排出系統的設計也存在一定的傾向性，例如美國西屋公司傾向于將非能動余熱排出系統設置在主冷卻劑系統承壓邊界內，即采用一次側余熱排出方案；而其他國家設計的壓水堆，其非能動余熱排出系統則側重于設置在主冷卻劑承壓邊界外，采用二次側余熱排出方案[7]。

目前世界上主要第三代反應堆非能動余熱排出系統的設計方案對比如表1 所示。

表1 第三代核電非能動余熱排出系統設計方案比較

目前船用核動力裝置絕大多數都是采用壓水堆的型式，逐步由分散式布置向一體化方向發(fā)展。由于船舶的特殊性，在核動力裝置系統設計上與核電站還有較大差異，選擇一次側方案還是二次側方案，還需要考慮以下因素：

1）放射性的控制。與二次側非能動余熱排出系統相比，布置于一次側時可以相對減小對放射性的包容性[8]。

2）核動力裝置整體尺寸及布局。一次側非能動余熱排出系統中的換熱器需放在堆艙內，這可能會導致反應堆艙的高度進一步提高，相應的總體空間及屏蔽重量都變大了。

3）一般來說，一次側余熱排出系統的設計壓力和工作壓力可與反應堆系統壓力相當，工作介質常處于單相流狀態(tài)；而二次側方案中的工作介質則為汽液兩相流，且工作壓力相對較低，這也使得二次側方案下自然循環(huán)的驅動力更高，在冷熱芯高差沒有裕度的船用條件下，自然循環(huán)流量高。

綜上所述，對于船用核動力裝置而言，在布置許可的情況下，非能動余熱排出系統采用二次側的方案更加合理，也可以滿足一體化反應堆對余熱排出系統的要求。

2 船用核動力裝置非能動余熱排出系統特殊性分析

1）空間緊湊，布置難度高。船用核動力裝置受限于船體空間和重量的要求，首先需要考慮的就是資源的最優(yōu)化利用，必須將空間和安全性協同考慮。相比較而言，在核電廠中常見的PRHRS[9]系統中，一般會在反應堆的頂部設置一只容量巨大的冷卻水箱，從而保證具有足夠的可靠熱阱和自然循環(huán)驅動力。而對于船用條件來說，既沒有如此大的空間來提供可靠冷源，從布置、運行上也不能接受，采用類似設計會大幅降低核動力船舶的總體性能，只能另尋他徑。圖1 是華龍一號二次側非能動余熱排出系統示意圖。

圖1 華龍一號二次側非能動余熱排出系統示意

2）船用環(huán)境。在進行船用核動力裝置非能動余熱排出系統設計時，另一個需重點考慮的因素是船用環(huán)境，即船舶會受到海洋條件的影響。例如，當發(fā)生失電事故時，隨著反應堆停堆，船舶失去主動力，會整體隨海況進行多自由度運動[10]。對于非能動余熱排出系統來說，非穩(wěn)態(tài)的外部運動條件可能會對自然循環(huán)驅動力形成影響，特別是非能動余熱排出系統整體受到的慣性力和系統中冷源的可靠性問題需要重視。

3）冷源的選擇。核動力船舶獨立航行在大海上，非能動余熱排出系統可以選擇的冷源有空氣、淡水和海水。若選擇空氣作為冷源，則空氣與換熱器傳熱管之間的換熱系數較低，將導致換熱設備尺寸過大，使得系統及設備對總體資源損耗巨大，可行性不高。而選擇淡水和海水作為冷源，其優(yōu)劣對比如表2 所示。

表2 不同冷源對船用非能動余熱排出系統的影響

海水是船舶運行環(huán)境中的天然冷源，取之不盡用之不竭，對核動力船舶來說，海水作為最終熱阱應是設計的首選。

3 采用不同冷源的非能動余熱排出系統方案初步分析

3.1 海水換熱方案

對于水面船舶來說，冷源（海水）和熱源（蒸汽發(fā)生器）的相對位置是限制自然循環(huán)能力的主要因素之一。一般來說，核動力船舶都在萬噸以上，吃水線距離基線約在8～12 m，較為典型的如核動力破冰船吃水約為8～11 m，核動力航母(尼米茲、福特)吃水約為9～12 m。國外主要核動力艦船的吃水情況詳見表3（數據來源于公開軍事書籍[11]及互聯網，僅作參考。）。

表3 核動力艦船主要參數

以美國核動力航母的船型為例，選取吃水、水線寬等參數，結合蒸發(fā)器的相對位置，可大致將二次側非能動余熱排出系統布置如圖2 所示。

圖2 海水直接換熱示意

由圖2 可以看出，對于吃水約為12 m 左右的核動力航母，其雙層底高度一般不小于h0=25B+42d+300 mm（B為船寬，d為吃水），或h0=B/20。根據公開的主尺度數據，預估雙層底高度為2 m，蒸汽發(fā)生器距堆艙底部高度約3 m 左右（為了提高自然循環(huán)能力，蒸汽發(fā)生器一般高于反應堆芯，參考國外反應堆結構圖，壓力容器底部至主給水管道出口一般均在3 m 以上），蒸汽發(fā)生器高度約6 m[12]，其非能動余熱排出蒸汽管路的高度已經十分接近設計水線，海水側換熱器出口管路沒入水線不足1 m，幾乎沒有余量，在海洋搖擺環(huán)境下，很容易導致循環(huán)中斷。

同樣，對于核動力破冰船型也存在著相同的問題。所以，船用核動力裝置非能動余熱排出系統很難直接將熱量傳遞給海水，這也是選擇海水直接冷卻的主要矛盾。

3.2 淡水潛熱方案

根據核電反應堆的余熱排出系統設計容量，一般設計負荷約為反應堆總熱功率的2%左右。對于動輒上百兆瓦的船用反應堆，僅依靠有限的淡水溫升帶走這么多熱量對船舶來說是不合理的，因此可行方案是利用相變所需要吸收的潛熱來把熱量帶走。

根據熱量守恒原理，百兆瓦反應堆余熱排出72 h[13]，所需要的總沸騰水量約為

式中：常壓下水的汽化潛熱r1約為2 257.9 kJ/kg，從25 ℃加熱到100 ℃需要的比熱r2約為312.7 kJ/kg，P為某個時間段Δτ的平均功率。根據典型壓水堆衰變功率計算曲線（如圖3 所示），偏保守預估，每百兆瓦功率反應堆72 h 發(fā)出的總熱量約為

圖3 典型衰變功率計算曲線

考慮淡水的自然散熱等因素，預計72 h 的總散熱量約為2.6×107kJ，則每百兆瓦功率反應堆冷卻余熱需要的總沸騰水量M約為100 t。

對于重型破冰船（若推進功率40 MW），需要常備約200 t 水；對于10 萬t 級核動力航母則需要常備約1 100 t 水。與此同時，沸騰淡水艙在保障方面會帶來一系列問題，如涂料、周邊艙室環(huán)境以及噪音等問題。所以，盡管采用淡水作為冷源是一個可靠性較高的方案，但對資源的耗費過大，可行性方面有一定限制。

4 以海水為冷源的緩沖水箱方案

考慮到采用海水直接作為冷源方案和淡水方案存在問題，結合海水冷源的天然優(yōu)勢，本文提出可在堅持以海水為冷源的基礎上，進行合理的系統優(yōu)化設計，解決熱量導出的難點。即在系統中增設一只緩沖水箱，通過蒸汽側的自然循環(huán)將核動力裝置二次側熱量導入緩沖水箱的淡水中，淡水升溫后加熱海水，通過海水側的自然循環(huán)將熱量導入舷外海水。緩沖水箱方案的系統原理如圖4 所示。

圖4 緩沖水箱方案布置

采用緩沖水箱方案有以下特點：

1）換熱器1 的布置位置較為靈活，船用環(huán)境對二次側（蒸汽側）帶來影響較小[14]，熱量可以連續(xù)導出；

2）換熱器2 的布置位置較為靈活，可以很大程度減少吃水高度限制；

3）緩沖水箱容量小，消耗船總體資源少；

4）緩沖水箱可以在事故初期快速建立循環(huán)，且具備冗余作用，吸收換熱過程中的溫度波動，提高系統容錯；

5）緩沖水箱布置于堆艙外側，有利于輻射屏蔽設計，同時可以兼做安注水箱等；

6）緩沖水箱內可能存在溫度場梯度分布現象。

5 緩沖水箱方案仿真驗證

以“尼米茲級”核動力航母為假想對象，對緩沖水箱及冷卻器1 和2 進行初步設計[15]。系統中主要參數列于表4。

表4 緩沖水箱方案主要參數表

本節(jié)采用RELAP5 系統分析程序，對船用核動力裝置緩沖水箱方案進行了仿真分析，計算工況為核動力裝置長期穩(wěn)定運行狀態(tài)下，2 000 s 發(fā)生全船斷電事故工況。其中當船舶整體處于相對穩(wěn)態(tài)時，其計算結果列于圖5～圖7，其中，無量綱相對流量為該時刻流量與最大流量的比值。

圖5 換熱器1 蒸汽流量變化計算結果

圖6 換熱器2 海水流量變化計算結果

圖7 緩沖水箱不同高度處水溫變化計算結果

計算結果表明，當斷電事故發(fā)生后，與蒸汽發(fā)生器直接相連的換熱器1 中迅速建立較為穩(wěn)定的自然循環(huán)，經由換熱器1 流過的蒸汽相對流量穩(wěn)定值約為峰值流量的24%，系統整體上運行平穩(wěn)；在海水側換熱器中，經過短時間啟動階段后，海水側可以建立穩(wěn)定的自然循環(huán)。相應的，緩沖水箱內水溫逐漸上升，最終水箱上部水溫約比初始值升高約46 ℃，余熱排出系統達到準穩(wěn)定運行狀態(tài)。

圖8～圖10 則分別給出了相同工況下，當船舶處于搖擺狀態(tài)時的仿真計算結果。計算結果表明，在搖擺條件下，換熱器1 中的循環(huán)流量、換熱器2 中的海水自然循環(huán)流量均受搖擺條件的影響，產生擬周期性的波動。由圖10 中緩沖水箱中水溫模擬結果可以看出，搖擺條件下，水箱內不同高度處工作介質的溫度趨于一致，整體溫度波動不大。這說明在所研究搖擺工況下，海水作為最終冷源仍可以將剩余功率帶走。

圖8 換熱器1 蒸汽流量變化仿真計算結果

圖9 換熱器2 海水流量變化仿真計算結果

圖10 緩沖水箱不同高度處水溫變化仿真計算結果

6 結論

根據上述分析，本文得出如下主要結論：

1）綜合比較各種二次側非能動余熱排出系統方案，推薦在核動力船舶中采用二次側緩沖水箱方案的非能動余熱排出系統。

2）本文提出的案例中，二次側緩沖水箱非能動余熱排出系統，總體可行。

3）當不考慮搖擺條件影響時，二次側緩沖水箱方案中海水側管路完全浸沒在水線以下，可以依靠海水自然循環(huán)導出緩沖水箱熱量。盡管緩沖水箱內會有溫度分層，但是溫度在設計范圍內，不會發(fā)生沸騰。

4）在搖擺狀態(tài)下，盡管系統海水側管路可能會露出水面，但是依靠艦船搖擺的慣性以及止回閥的設計可以保證系統不會失流，且仿真結果顯示，海水側循環(huán)效果會增強，緩沖水箱內溫度分層現象會隨幅度增大而減小。