基于CFD的棱柱型模塊式高溫氣冷堆典型事故研究

黃 政，周 喆，王賀南，劉國明，陳巧艷

(中國核電工程有限公司，北京 100840)

作為第四代先進反應堆技術之一，高溫氣冷堆(HTGR)設計緊湊簡化，且具有良好的固有安全性，是國際公認的安全性好、用途廣泛的先進堆型[1]?；谠摷夹g開發(fā)的微型核電裝置能量密度高、體積重量小，從而能為孤立偏遠地區(qū)提供機動靈活、清潔可靠的電源供應，對于經(jīng)濟建設具有重要的應用前景。

根據(jù)燃料組件形狀的差異，高溫氣冷堆的堆芯設計分為球床型和棱柱型兩大類。其中，球床型高溫氣冷堆的研究以清華大學為代表，如10 MWt的高溫氣冷實驗堆HTR-10[2]及石島灣200 MWe高溫氣冷堆示范工程(HTR-PM)[3-4]。與此同時，中核集團也在積極開展棱柱型高溫氣冷堆的研發(fā)設計。其堆芯設計采用臥式放置方式，功率密度約為3 MW/m3。位于中心的活性區(qū)由若干個六棱柱形的燃料組件排列成六邊形形狀。燃料芯塊由TRISO包覆顆粒和圓柱形SiC基體組成。慢化劑為耐高溫的棱柱石墨塊，每個組件的棱柱石墨塊內(nèi)包含獨立的6個燃料芯塊通道和12個氦氣冷卻劑通道。活性區(qū)在徑向方向外側包裹有反射層結構，反應性控制轉鼓機構位于反射層內(nèi)；反射層外則為反應堆壓力容器。壓力容器外側的反應堆腔室所形成的流道構成非能動余熱排出系統(tǒng)(RCCS)，通過對流和輻射換熱作用將反應堆的熱量傳遞給進入RCCS流道的自然循環(huán)空氣以及RCCS腔室墻體，并最終導入外部環(huán)境。該系統(tǒng)用于維持正常運行條件下反應堆腔室的溫度，以及在事故條件下將堆芯熱量導入最終熱阱(外部大氣環(huán)境)，從而保證堆芯結構的完整性。

高溫氣冷堆的事故發(fā)展進程涉及多個物理場的相互耦合作用，包括流體(氦氣冷卻劑)流動、流體以及固體(燃料、石墨慢化劑、控制棒和壓力容器壁)之間的傳熱、中子動力學、放射性裂變產(chǎn)物遷移、石墨氧化化學腐蝕等。其中，流體域和固體域的溫度是判斷燃料和設備完整性的主要驗收準則。為滿足安全審評、建造許可和運行監(jiān)管的要求，需針對各類包絡假設事故工況開展全面系統(tǒng)的分析評價，從而驗證堆型設計的固有安全特性，并為相關安全系統(tǒng)(如余熱排出系統(tǒng))和設備(如壓力容器和控制轉鼓)的設計提供必要的輸入條件。但現(xiàn)階段針對棱柱型設計的HTGR的計算分析工具和針對該堆型的事故分析研究進展相對滯后。首先，當前用于HTGR分析的計算程序相對較少，主要分為兩大類：集總參數(shù)程序(如TINTE[5]、MGT-3D[6]、THERMIX[7]、GAMMA[8]、MELCOR[9]、RELAP-3D[10])和基于計算流體力學(CFD)的程序(如Pronghorn[11])。但上述程序大多以二維集總參數(shù)程序為主，無法給出局部精細的三維溫度場分布；且多數(shù)程序只適用于球形燃料，無法應用于棱柱型堆芯設計(如TINTE、THERMIX、RELAP-3D和Pronghorn)。另一方面，一些學者對HTGR的各類典型事故工況開展了數(shù)值分析，但主要針對的是球床式堆型設計。如針對清華大學高溫氣冷實驗堆HTR-10，王巖等[12]采用RETRAN-02熱工程序計算了蒸汽發(fā)生器傳熱管發(fā)生斷裂事故下的進水，Gou等[13]和Chen等[14]分別采用THERMIX程序?qū)τ捎诳刂瓢舫槌鲆胝磻郧椅茨芡６?ATWS)的試驗工況開展了模擬和模型驗證；針對石島灣高溫氣冷堆示范工程HTR-PM，徐偉等[15]采用TINTE-TIIXUW程序?qū)釟鈱Ч茈p端斷裂導致的進氣事故的氧化后果進行了評估，Zheng等[16]采用TINTE和SPECTRA兩種程序?qū)适娖壤鋮s事故工況(包括失壓DLOFC和未失壓PLOFC兩種情形)進行了模擬，論證了設計的安全性。但目前針對棱柱型高溫氣冷堆事故的分析仍相對較少，這主要是由于棱柱型設計起步相對較晚，適用的分析程序和模型也正在開發(fā)中。相關的工作包括Beeny等[17]使用MELCOR程序針對MHTGR概念設計方案，分析了DLOFC和PLOFC兩種事故工況下的堆芯瞬態(tài)響應進程。

因此，為評估正在研發(fā)的棱柱型HTGR事故條件下的安全特性、給關鍵設備系統(tǒng)設計提供必要參數(shù)，本文基于通用CFD程序COMSOL Multiphysics建立詳細三維計算模型，采用C++編寫點堆求解模塊并實現(xiàn)中子物理-傳熱-流動的耦合計算。以正常運行工況下的穩(wěn)定狀態(tài)結果作為初始條件，分別對3個典型事故瞬態(tài)工況開展模擬，包括未失壓喪失強迫流動冷卻(PLOFC)事故、未失壓喪失強迫流動冷卻且未能停堆(PLOFC+ATWS)事故，以及反應性引入且未能停堆(RIA+ATWS)事故。在此基礎上，針對壓力容器壁與非能動余熱排出系統(tǒng)的輻射發(fā)射率開展敏感性分析，研究該安全系統(tǒng)的換熱能力對事故緩解效果的影響。

1 數(shù)值模型

本研究所采用的COMSOL為通用CFD程序，該程序并沒有針對棱柱型高溫氣冷堆的專用模型，因此需進行必要的模型開發(fā)，包括幾何實體建模、氦氣和燃料等材料物性定義、中子動力學模型開發(fā)以及實現(xiàn)中子物理-流動-傳熱耦合計算等。

1.1 幾何實體與網(wǎng)格

本文所建立的反應堆堆芯和燃料組件幾何實體如圖1所示。

圖1 棱柱形HTGR堆芯和燃料組件示意圖Fig.1 Schematic diagram of prismatic HTGR core and fuel assembly

為節(jié)省計算量和資源，利用軸對稱特性，本研究只針對1/6堆芯建立三維幾何模型，計算域包括燃料組件(燃料通道、冷卻劑通道、石墨慢化劑)以及側反射層。由于控制轉鼓詳細結構和物性參數(shù)尚未定型，暫不模擬該結構。對于組件之間以及側反射層內(nèi)的細小裝配縫隙，本研究也暫不考慮；縫隙內(nèi)的氦氣流量將以旁流的方式從堆芯流量中扣除。由于壓力容器壁面厚度相對于堆芯徑向尺寸較薄，且導熱性較好，因此在建模時選擇采用零厚度壁面來近似，而不必畫出其具體實體；其導熱熱阻通過COMSOL的thin layer特性來添加。

剖分網(wǎng)格時，首先在徑向方向上采用非結構化三角形網(wǎng)格進行劃分。為更準確模擬氦氣冷卻劑的近壁面流動特性，在冷卻劑通道壁面還劃分了6層邊界層。在軸向方向上采用結構化網(wǎng)格拉伸，共劃分了10層。網(wǎng)格質(zhì)量總體良好，能滿足計算要求。初步計算時劃分的網(wǎng)格單元總數(shù)約為50萬。

1.2 流動傳熱模型

對于燃料芯塊，采用物性均勻化的方式來處理，而不具體模擬其內(nèi)部的每個TRISO球形顆粒。燃料芯塊與燃料通道之間縫隙內(nèi)的傳熱(包括熱輻射、氦氣導熱)采用等效熱阻串/并聯(lián)的方式來計算[17]。其中，燃料芯塊與通道內(nèi)表面之間輻射換熱的等效熱導hrad表達式[18]為：

(1)

根據(jù)正常運行工況下氦氣流量的名義值估算，氦氣流動為湍流流型，計算時采用標準k-ε湍流模型。借助COMSOL提供的多物理場耦合接口，流體和固體之間的流動-傳熱以耦合的方式來計算。

對于壓力容器壁面與非能動余熱排出系統(tǒng)之間的換熱，采用對流邊界條件來等效模擬，即給定1個恒定外部環(huán)境溫度(30 ℃)以及1個保守的對流換熱系數(shù)(5 W/(m2·K))。

1.3 中子點堆模型

對于未能正常停堆的ATWS類事故以及反應性引入相關的事故，需計算反應堆中子通量(功率)的瞬態(tài)變化過程。本研究采用中子點堆模型來計算，即假設反應堆內(nèi)的中子通量(功率)分布形狀在整個事故進程中始終不變。點堆模型無法描述中子的空間分布特征，但計算速度最快，也是主流事故分析系統(tǒng)程序(如MELCOR、RELAP、MAAP等)普遍采用的模型。

中子點堆模型是包含1組瞬發(fā)中子(式(2))和6組緩發(fā)中子(式(3))的核子密度動態(tài)平衡方程：

(2)

(3)

其中，n(t)和Ci(t)分別為瞬發(fā)中子和第i組緩發(fā)中子的密度；ρ(t)為總的瞬時反應性，由以下幾部分構成：

ρ(t)=ρext+ρfuel+ρgraphite

(4)

式中：ρext為外部引入的反應性(如控制棒插入/抽出)；ρfuel、ρgraphite分別為由多普勒效應所引起的燃料和石墨慢化劑的溫度反饋反應性。

考慮到該方程組具有較大的剛性特性，本研究選擇采用具有預測-校正的Gear數(shù)值算法來求解，該算法能保證計算的精度，同時又避免時間步長過小的問題[19]。采用C++語言編寫了求解代碼，并編譯成動態(tài)鏈接庫(DLL)，以外部函數(shù)的形式供COMSOL程序在瞬態(tài)計算過程中調(diào)用。事故瞬態(tài)計算過程中，點堆中子動力學模塊首先從COMSOL程序獲取上一時刻的燃料芯塊以及石墨慢化劑的平均溫度，再分別通過燃料以及慢化劑的溫度反饋系數(shù)計算得到反饋的反應性，然后求解點堆方程組得到新時刻的中子密度，最后轉換成新的堆芯功率水平返回給COMSOL程序，以內(nèi)熱源的方式添加到燃料芯塊計算域中，從而實現(xiàn)耦合計算。

2 正常運行穩(wěn)態(tài)工況分析

事故工況的瞬態(tài)計算需以正常運行條件下的穩(wěn)態(tài)結果(溫度分布和冷卻劑流場)作為初始值。模擬正常運行工況時，反應堆裂變功率是根據(jù)中子三維輸運計算得到的分布形狀按照歸一化后的比例來進行分配的。功率分布形狀大致為：徑向方向由堆芯中心向四周功率逐漸降低；軸向方向則近似呈截斷余弦分布，功率峰值大致位于中段位置。氦氣冷卻劑通道入口為給定流量以及溫度邊界條件，出口則為定壓邊界條件。壓力容器外壁面設置為對流換熱邊界條件(環(huán)境溫度為30 ℃，等效對流換熱系數(shù)為5.0 W/(m2·K))，用于模擬非能動余熱排出系統(tǒng)帶熱。圓柱θ方向的兩個對稱截面設為對稱邊界；其余邊界則均為絕熱條件。

正常運行條件下穩(wěn)態(tài)工況的溫度分布示于圖2，包括整體溫度(含側反射層)、燃料和氦氣冷卻劑通道各自的溫度，以及典型燃料(位于堆芯中心)及其鄰近冷卻劑通道沿軸向(y方向)從入口到出口的溫度分布。整體上，堆芯溫度最高的區(qū)域位于堆芯中心且靠近氦氣出口的位置。氦氣冷卻劑逐漸被燃料加熱，并沿軸向流動方向單調(diào)上升。而燃料芯塊沿軸向方向的溫度分布則是由軸向功率分布和氦氣冷卻作用共同決定的：相比于軸向功率截斷余弦分布的峰值位置，在氦氣的冷卻作用下，溫度最高位置由中部移至靠近氦氣出口的位置(圖2d)。具體數(shù)值為：出口處氦氣的最高溫度940.1 ℃，燃料最高溫度1 004.6 ℃、平均溫度765.5 ℃。

a——整體計算域溫度；b——冷卻劑溫度；c——燃料溫度；d——典型燃料和冷卻劑軸向溫度

計算采用的網(wǎng)格單元總數(shù)約為50萬。為確保網(wǎng)格劃分的無關性，本文采用不同的網(wǎng)格數(shù)重復開展上述計算。選取燃料最高溫度作為衡量指標，該指標隨網(wǎng)格數(shù)的變化趨勢示于圖3?？煽闯觯斁W(wǎng)格單元數(shù)超過80萬后，計算結果已趨于穩(wěn)定，變化已不明顯。因此綜合考慮計算的精度和效率，本文后續(xù)瞬態(tài)計算中將采用單元總數(shù)為90萬的網(wǎng)格劃分。

圖3 網(wǎng)格無關性分析結果Fig.3 Mesh-independence analysis result

3 事故瞬態(tài)分析

針對棱柱型高溫氣冷堆的堆芯和主回路設計特性，參考同類堆型事故分析清單并結合工程經(jīng)驗判斷，本文選取3個具有代表性的事故工況開展計算分析。更系統(tǒng)全面的事故工況譜分析將在后續(xù)研究中進一步開展。如前文所述，以穩(wěn)態(tài)的計算結果作為瞬態(tài)計算的初始值。事故分析的驗收準則為：整個事故進程中的燃料芯塊最高溫度不超過燃料溫度的設計限值1 620 ℃[15-16]。因與堆內(nèi)其他構件/設備(如控制轉鼓、壓力容器等)以及與輻射劑量相關的限制準則目前尚未明確，故本文暫不予考慮。

3.1 PLOFC事故

該事故是由于主回路系統(tǒng)設備發(fā)生故障(如氦汽輪機卡軸)但未發(fā)生破口所引起的。分析時保守假設0時刻堆芯即喪失全部強迫循環(huán)流量，氦氣流速瞬時降低為0?？刂瓢舨迦牒蟪晒崿F(xiàn)停堆。之后僅依靠非能動余熱排出系統(tǒng)帶出堆芯熱量。整個瞬態(tài)計算時間為10萬s。

PLOFC事故主要計算結果如圖4所示。由圖4a可看出，整個事故進程中，燃料最高溫度從開始就一直處于下降的趨勢，溫度最大值即為0時刻的1 004.6 ℃，始終低于燃料溫度限值(1 620 ℃)。這是由于喪失氦氣強迫循環(huán)流動后，氦氣的對流換熱作用消失，傳熱以導熱為主，因此沿著燃料通道軸向的導熱使得軸向溫度的分布逐漸展平(圖4b)，軸向溫度峰值逐漸由靠近氦氣出口位置移至中段部位(圖4c)，從而有利于燃料通道最高溫度的降低。另一方面，非能動余熱排出系統(tǒng)不斷從堆芯吸收并導出熱量。此外，加上衰變熱功率水平的持續(xù)下降，使得堆芯燃料的整體溫度不斷降低。約13 111 s時，余熱排出系統(tǒng)的帶熱功率便開始超過衰變熱功率(圖4d)，最終導致堆芯燃料長期維持在一低于限值的安全狀態(tài)。

a——燃料溫度；b——典型燃料軸向溫度；c——100 000 s時刻燃料溫度；d——衰變熱和余熱排出系統(tǒng)功率

3.2 PLOFC+ATWS事故

該事故是在3.1節(jié)工況的基礎上疊加了由于緊急停堆系統(tǒng)故障而導致的停堆失敗。此后反應性的控制主要依靠堆芯(包括燃料和慢化劑)自身的溫度反饋效應。根據(jù)核設計計算可得到堆芯總溫度反饋系數(shù)。此外，非能動余熱排出系統(tǒng)仍假設正常工作，把堆芯熱量帶入最終熱阱。

燃料溫度以及堆芯和非能動余熱排出系統(tǒng)功率隨時間的變化示于圖5。可看出，0時刻氦氣強迫循環(huán)流量喪失后，由于堆芯熱量無法及時導出，燃料整體經(jīng)歷了一個快速升溫過程，最高溫度達到1 073.3 ℃。隨后在堆芯負反應性溫度反饋的作用下，反應堆功率快速下降。另一方面，隨著燃料軸向?qū)釋囟确植贾饾u展平，加上余熱排出系統(tǒng)不斷從堆芯導出熱量以及反應堆功率水平的降低，燃料溫度也開始下降。當燃料溫度下降到一定程度后，在堆芯負反應性溫度反饋的作用下又會引起反應性的增加，從而導致反應堆功率和燃料溫度的再次升高。之后該波動現(xiàn)象又重復出現(xiàn)數(shù)次，但波動幅度逐漸降低。最后反應堆功率長期維持在與余熱排出功率相同的安全水平(約1%初始額定功率)。整個事故過程中燃料的最高溫度為1 073.3 ℃，并未超過燃料的溫度限值(1 620 ℃)。表明依靠反應堆自身的固有安全性，在該事故條件下仍能確保燃料結構的完整性，從而避免放射性裂變核素的大量釋放。

圖5 PLOFC+ATWS事故工況計算結果Fig.5 Computational result of PLOFC+ATWS accident

3.3 RIA+ATWS事故

該事故假設反應堆運行期間，由于某個控制轉鼓發(fā)生故障轉動而引入了正反應性。與此同時緊急停堆控制棒由于故障未能插入堆芯，導致反應堆緊急停堆失敗。本文假設1個控制轉鼓發(fā)生故障轉動，其旋轉速度為1(°)/s，共旋轉了180°(對應該控制轉鼓的中子吸收體完全移出)，因此整個反應性的引入時間為180 s。此后反應性的控制同樣是依靠堆芯(包括燃料和慢化劑)的溫度反饋效應。此外，由于停堆信號觸發(fā)開啟了汽輪機旁通閥，壓氣機將發(fā)生惰轉，分析時保守假設0 s時刻的氦氣強迫循環(huán)流量即降為0。非能動余熱排出系統(tǒng)仍假設正常工作。

RIA+ATWS事故主要計算結果如圖6所示。從圖6可看出，由于0～180 s期間外部正反應性的不斷引入，導致功率升高；但由于堆芯溫度升高所引入的負反應性基本與控制轉鼓勻速轉動所引入的正反應性大致相等，因此0～180 s期間反應堆總的功率升高幅度較小，基本保持不變。另一方面，由于氦氣強迫循環(huán)流量的喪失，導致熱量無法及時導出，因此早期燃料通道整體溫度有一快速上升過程，燃料通道的最高溫度達到1 280.5 ℃。隨后由于控制鼓故障轉動導致的正反應性引入消失，在堆芯負反應性溫度反饋的作用下，反應堆功率開始快速下降。當燃料溫度下降到一定程度后，在堆芯負反應性溫度反饋的作用下又會引起反應性的增加，從而導致反應堆功率和燃料溫度的再次升高。之后該波動現(xiàn)象又重復出現(xiàn)數(shù)次，但波動幅度逐漸降低。此外，由于堆芯整體溫度的升高，余熱排出系統(tǒng)的功率也相應增大。最后長期階段，反應堆功率大致維持在與余熱排出功率相同的水平(約1.3%初始額定功率)，堆芯始終處于安全狀態(tài)。整個事故進程中燃料通道的最高溫度為1 280.5 ℃，未超過事故條件下的燃料溫度限值(1 620 ℃)，且仍具有較大裕量。

圖6 RIA+ATWS事故工況計算結果Fig.6 Computational result of RIA+ATWS accident

4 壓力容器壁面發(fā)射率敏感性分析

由于非能動余熱排出系統(tǒng)的詳細設計細節(jié)尚未確定，因此前文計算中僅采用一個簡化的對流換熱邊界條件來初步模擬空氣的自然循環(huán)帶熱作用。但真實事故條件下，由于反應堆壓力容器壁面的溫度通常較高，因此輻射換熱也是余熱排出系統(tǒng)的一個重要帶熱機理。故本文進一步考慮輻射效應，即在前文自然對流換熱的基礎上，疊加壓力容器壁面與非能動余熱排出系統(tǒng)構成的反應堆腔室之間的輻射換熱作用。計算時，采用漫灰表面輻射模型，并假設非能動余熱排出系統(tǒng)構成的反應堆腔室與外部環(huán)境良好換熱，其表面溫度恒定為30 ℃，且該反應堆腔室的表面積遠大于壓力容器壁面面積。

以PLOFC事故為例，計算得到的不同表面發(fā)射率下燃料最高溫度以及非能動余熱排出系統(tǒng)的總帶熱功率(對流+輻射)示于圖7。其中，圖7c、d分別為事故早期(0 s)和長期(100 000 s)階段非能動余熱排出系統(tǒng)的對流和輻射各自帶走的功率比例。圖7表明：考慮輻射換熱機理后，非能動余熱排出系統(tǒng)的帶熱能力明顯增強。發(fā)射率越大，增強效果越顯著，對應的燃料最高溫度越低，事故緩解效果越好。特別是事故早期階段，反應堆壓力容器壁面溫度相對較高，且單位面積輻射換熱功率與溫度的4次方呈正比，因此此時輻射換熱的帶熱效果不可忽略，對于早期階段的反應堆熱量導出具有重要意義；且發(fā)射率越大，輻射換熱在非能動余熱排出系統(tǒng)換熱總功率中的占比也越大。事故后期階段，隨著反應堆壓力容器壁面溫度的降低，不同算例計算得到的非能動余熱排出系統(tǒng)的總帶熱功率差別不大。但因為存在輻射換熱，相較于不考慮輻射換熱的情形，壓力容器壁面的溫度能降至更低的水平。由此可看出，非能動余熱排出系統(tǒng)帶熱能力的準確模擬對于事故分析具有重要影響，因此在后續(xù)設計定型后還需對其進一步開展詳細建模、模型校核與事故分析研究。

a——燃料最高溫度；b——不同發(fā)射率的RCCS功率；c——事故初始階段(0 s)；d——事故長期階段(100 000 s)

反應性引入ATWS事故下的計算結果示于圖8。與PLOFC事故工況下的結果相比，該類ATWS事故下的非能動余熱排出系統(tǒng)換熱能力對事故后果的影響趨勢正好相反。即考慮輻射換熱后，雖然非能動余熱排出系統(tǒng)的換熱能力增強，但長期穩(wěn)定后的反應堆功率水平以及對應的燃料最高溫度反而都會增大。這是因為考慮輻射效應后，堆芯溫度下降幅度過大，由于溫度負反饋效應而引入的正反應性也會相應增大。由于最終達到長期穩(wěn)定狀態(tài)后，反應堆功率基本與非能動余熱排出系統(tǒng)的換熱功率水平相匹配和平衡，因此當非能動余熱排出系統(tǒng)換熱能力增大時，長期階段的堆芯平衡功率增大，所對應的燃料最高溫度升高，但仍遠低于其事故條件下的限值(1 620 ℃)。所以在工程設計和確定非能動余熱排出系統(tǒng)的排熱能力時，需同時兼顧和分析PLOFC以及ATWS類事故條件下的堆芯響應，根據(jù)不同事故工況下的燃料溫度變化特性，確定和優(yōu)化實際的排熱功率需求。

a——燃料最高溫度；b——反應堆功率

5 結論

本文基于通用CFD程序COMSOL，針對正在研發(fā)的棱柱型模塊式高溫氣冷堆建立了詳細三維模型，開發(fā)了點堆中子動力學模塊，分別針對正常運行穩(wěn)態(tài)工況和選取的3個典型事故瞬態(tài)工況開展了計算分析，并探討了考慮輻射換熱后不同發(fā)射率下非能動余熱排出系統(tǒng)的換熱效果，得到如下結論。

1) 在本文所選取的事故工況下，燃料最高溫度均低于其安全限值(1 620 ℃)，且具有較大的裕量，因此均能保證堆芯燃料結構的完整性。其中，反應性引入且未能停堆工況的事故后果相對最為惡劣，早期燃料最高溫度能升高到1 280.5 ℃，但仍滿足事故驗收準則；通過堆芯的負溫度反應性反饋以及非能動余熱排出系統(tǒng)的帶熱作用，最終仍可實現(xiàn)堆芯長期處于安全可控狀態(tài)，表明該堆型設計具有較高的固有安全特性。

2) 輻射帶熱是非能動余熱排出系統(tǒng)的一個重要換熱機理，特別是在事故早期階段，對于快速帶走堆芯熱量具有重要作用。其中，反應堆壓力容器表面發(fā)射率是影響輻射換熱的一個重要參數(shù)。后續(xù)還需對其進一步開展詳細建模與校核。

3) PLOFC事故與ATWS事故工況下，非能動余熱排出系統(tǒng)換熱能力對燃料最高溫度的影響趨勢相反，在進行該系統(tǒng)設計時需同時對這兩類事故開展分析。

本文開發(fā)的計算模型可作為后續(xù)事故分析模型開發(fā)的基礎，從而應用于后續(xù)開展該堆型的詳盡安全分析和評審。但該模型仍需進一步進行驗證與校核，特別是針對非能動余熱排出系統(tǒng)。