ACME臺架PRHR管線破口試驗(yàn)自然循環(huán)現(xiàn)象研究

劉宇生 譚思超 靖劍平 莊少欣 李東陽 王 楠

1（哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動力裝置性能與設(shè)備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 哈爾濱 150001）

2（生態(tài)環(huán)境部核與輻射安全中心 北京 100086）

3（國核華清（北京）核電技術(shù)研發(fā)中心有限公司 北京 102209）

非能動余熱排出（Passive Residual Heat Removal，PRHR）系統(tǒng)是第三代核電技術(shù)的重要設(shè)計(jì)創(chuàng)新［1-2］，事故條件下PRHR系統(tǒng)能夠以自然循環(huán)流動的方式導(dǎo)出堆芯衰變熱，實(shí)現(xiàn)反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)（Reactor Coolant System，RCS）降溫，保證堆芯冷卻［3-4］。國內(nèi)外針對非能動核電廠開展的破口失水事故（Loss of Coolant Accident，LOCA）試驗(yàn)和分析均表明，PRHR 系統(tǒng)可有效實(shí)現(xiàn)RCS 的降溫和降壓［5-8］。

當(dāng)PRHR 管線發(fā)生破口后，非能動余熱排出熱交換器的換熱降溫功能會喪失。隨著事故進(jìn)程的發(fā)展，PRHR 換熱功能的失效會影響非能動堆芯冷卻系統(tǒng)（Passive Core Cooling System，PXS）各安全設(shè)備的熱工水力狀態(tài)，并進(jìn)一步通過復(fù)雜的相互作用機(jī)制影響RCS的狀態(tài)，最終影響PXS的事故緩解能力，并導(dǎo)致新熱工水力現(xiàn)象出現(xiàn)。因此，我國核安全監(jiān)管機(jī)構(gòu)在國和一號獨(dú)立試驗(yàn)驗(yàn)證過程中，利用大型非能動堆芯冷卻系統(tǒng)整體試驗(yàn)臺架（Advanced Core-cooling Mechanism Experiment，ACME）開展了PRHR管線LOCA整體效應(yīng)試驗(yàn)［9］，分析了不同破口位置對RCS 壓力、安注流量、堆芯液位等關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律，確認(rèn)了PXS在多重失效條件下的安全性能［10］。結(jié)合其中的PRHR換熱器入口管線破口試驗(yàn)工況和冷管段（Cold Leg，CL）破口試驗(yàn)工況，本文進(jìn)一步分析了PRHR 管線破口時RCS 和PXS 關(guān)鍵自然循環(huán)現(xiàn)象的變化特點(diǎn)，重點(diǎn)研究了PRHR 管線破口試驗(yàn)特有的熱工水力現(xiàn)象，獲得了PRHR 管線破口對PXS和RCS的影響規(guī)律及其耦合作用機(jī)理，為非能動核電廠相關(guān)的軟件模型開發(fā)、安全分析和核安全審評提供了參考和支持。

1 ACME臺架及試驗(yàn)工況

ACME是以國和一號核電廠為參考原型設(shè)計(jì)建造的大尺度整體效應(yīng)熱工水力試驗(yàn)裝置。該裝置采用1/3 高度比例、1/5.6 徑向比例模擬了非能動核電廠的RCS 系統(tǒng)和PXS 系統(tǒng)。經(jīng)多次升級改造，ACME 裝置已先后開展冷管段LOCA、直接安注管線（Direct Vessel Injection，DVI）LOCA、全廠斷電（Station Blackout，SBO）等多種類型的整體效應(yīng)試驗(yàn)［11-14］。

為分析PRHR管線破口對PXS事故緩解能力的影響，PRHR 管線LOCA 整體效應(yīng)試驗(yàn)中設(shè)置了冷管段破口工況（LOCA-01），該工況用于復(fù)現(xiàn)典型的SBLOCA 進(jìn)程［15］，并為PRHR 管線破口工況提供對比基準(zhǔn)。

試驗(yàn)的初始條件及邊界條件如表1 所示，其中LOCA-01 工況的破口發(fā)生在CMT 側(cè)環(huán)路的冷管段（圖1）；LOCA-02 為PRHR管線雙端斷裂破口，破口發(fā)生在PRHR HX 入口管線，處于系統(tǒng)較高的位置。兩個工況的破口等效直徑均為5 cm，且破口朝向相同，均為管道底部破口。此外，由于LOCA進(jìn)程主要由RCS壓力決定，試驗(yàn)工況保證了RCS的壓力初值基本一致，均為試驗(yàn)臺架可運(yùn)行的最高壓力；為確保試驗(yàn)可以保守地再現(xiàn)非能動核電廠RCS 系統(tǒng)和PXS 系統(tǒng)的安全性能，各試驗(yàn)工況中均假設(shè)非穩(wěn)壓器側(cè)的1個第4級自動降壓系統(tǒng)（ADS4）失效。圖1和ACME臺架中的各系統(tǒng)、設(shè)備及其他事故的縮寫如表2所示。

圖1 ACME裝置破口位置示意Fig.1 Schematic of break location in ACME facility

表1 ACME臺架LOCA試驗(yàn)工況初始及邊界條件Table 1 Initial and boundary condition for LOCA tests at ACME facility

表2 ACME臺架系統(tǒng)及設(shè)備縮寫Table 2 The abbreviations of systems and equipments in ACME facility

2 事故進(jìn)程分析

LOCA 試驗(yàn)工況中，RCS 的壓力如圖2 所示，ADS 開啟前的SG 二次側(cè)壓力如圖3 所示。為便于對比，本文的壓力（p）、溫度（T）、流量（Q）、功率（P）和液位（L）等參數(shù)均采用試驗(yàn)初始值或瞬態(tài)最大值進(jìn)行歸一化，并以*標(biāo)示。試驗(yàn)設(shè)備的主要動作時序如表3 所示。圖2 的壓力曲線和表3 的事故序列表明，PRHR LOCA 與CL LOCA 的事故進(jìn)程基本相同，與先進(jìn)非能動核電廠SBLOCA 的事故進(jìn)程一致［6，15］；與CL LOCA 相比，PRHR LOCA 中，PRHR HX、ADS 和IRWST 等安全設(shè)備的動作時間明顯延后。這是因?yàn)镻RHR管線破口會抽吸PRHR系統(tǒng)內(nèi)的冷卻劑，導(dǎo)致PRHR支路發(fā)生反向流動，冷卻劑在流經(jīng)PRHR HX 時會被冷卻，因此該過程RCS 的噴放速率略高于冷管段破口（圖3）。隨著RCS降壓并達(dá)到飽和，冷卻劑急劇閃蒸生成的大量蒸汽會減緩RCS降壓并形成短暫的壓力回升，CL破口時壓力峰值持續(xù)時間較短且不穩(wěn)定，導(dǎo)致出現(xiàn)壓力波動；而PRHR管線破口時，因破口位置較高，閃蒸形成的蒸汽會向破口積聚，形成具有一定壓力穩(wěn)定效應(yīng)的蒸汽空間（汽腔），導(dǎo)致破口噴放以蒸汽為主，RCS的降壓速率因此變慢。結(jié)合圖2，冷卻劑飽和后RCS 的降壓速率減慢，CMT 的水位下降過程隨之變慢，進(jìn)而使得ADS、ACC 和IRWST 等安全設(shè)備的投入延后，最終導(dǎo)致PRHR 管線破口事故的時序出現(xiàn)延后。

圖2 不同LOCA試驗(yàn)工況中的RCS降壓曲線Fig.2 RCS depressurization curves of different LOCA test condition

圖3 RCS和SG二次側(cè)壓力Fig.3 Pressure of RCS and second side of SG

表3 ACME LOCA試驗(yàn)主要時序Table 3 Chronology of major events obtained in ACME LOCA test

因ACME 臺架的運(yùn)行壓力為9.2 MPa，試驗(yàn)開始時臺架RCS 的狀態(tài)已相當(dāng)于設(shè)計(jì)原型噴放階段的末期，且試驗(yàn)中噴放持續(xù)的時間極短，因此可將噴放階段末期與自然循環(huán)階段合并分析［16］。根據(jù)圖2所示RCS壓力變化特點(diǎn)，可將ACME臺架LOCA試驗(yàn)分為三個主要階段［17］，即自然循環(huán)階段、ADS 噴放階段和IRWST安注階段。

自然循環(huán)階段，冷段SBLOCA中的主要現(xiàn)象為堆芯-PRHR HX 自然循環(huán)和CMT 安注［17］。而在PRHR管線破口工況中，堆芯-PRHR HX自然循環(huán)現(xiàn)象消失，主要存在堆芯-SG自然循環(huán)現(xiàn)象和CMT安注破口噴放會直接影響堆芯-PRHR HX自然循環(huán)過程，進(jìn)而導(dǎo)致RCS 的參數(shù)狀態(tài)發(fā)生顯著變化，因此本文重點(diǎn)研究自然循環(huán)階段的熱工水力現(xiàn)象。

ADS噴放階段的現(xiàn)象以RCS降壓為主，RCS的壓力主要由ADS 決定，第1 級ADS 打開后，一回路壓力迅速下降，此后第2級和第3級ADS相繼打開，實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步降壓；第4級ADS用于實(shí)現(xiàn)RCS的最終降壓。該階段，PRHR 管線破口對降壓過程的影響并不顯著。

IRWST安注階段，IRWST內(nèi)的水在重力作用下向RCS 注入，同時兩相混合物經(jīng)破口和ADS-4 流出［18］。PRHR管線破口的影響同樣不顯著。

3 自然循環(huán)過程現(xiàn)象分析

3.1 RCS自然循環(huán)現(xiàn)象分析

圖4分別為試驗(yàn)中RCS內(nèi)不同環(huán)路冷管段流量的變化情況。破口發(fā)生后，主泵發(fā)生惰轉(zhuǎn)，各冷管段流量均出現(xiàn)驟降。與CL LOCA相比，PRHR管線破口工況中RCS冷管段循環(huán)流量均較為穩(wěn)定，且平均流量略高。這是因?yàn)樵摴r下RCS 環(huán)路基本保持完整，且兩列RCS支路與PRHR支路屬于平行環(huán)路，當(dāng)堆芯-PRHR HX 自然循環(huán)中斷后，堆芯衰變熱無法向水溫較低的IRWST 水箱傳遞，在堆芯流體與SG U型管內(nèi)流體密度差的作用下，堆芯衰變熱轉(zhuǎn)而通過RCS回路以自然循環(huán)過程向SG傳遞。兩種工況下SG 瞬態(tài)換熱功率的對比（圖5）表明，PRHR 破口工況中，事故初期PRHR側(cè)SG的換熱功率出現(xiàn)顯著增加；CMT側(cè)SG的換熱功率也出現(xiàn)增加。

圖4 RPRH (a)和CMT (b)側(cè)回路冷管段流量Fig.4 Flow rate of cold leg in PRHR (a) and CMT (b) side loop

圖5 SG瞬態(tài)換熱功率Fig.5 Transient heat transfer power of SGs

在圖5所示時間范圍內(nèi)，PRHR管線破口工況中兩臺SG 的平均功率提高約30%，其中PRHR 側(cè)SG的平均功率提高約22%，CMT 側(cè)SG 的平均功率提高約16%。典型SBLOCA 工況中，事故前期的自然循環(huán)主要指PRHR 自然循環(huán)過程［17，19］，這是因?yàn)镮RWST內(nèi)的水溫遠(yuǎn)低于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的水溫，PRHR 支路的自然循環(huán)能力遠(yuǎn)超過堆芯-SG 間的自然循環(huán)能力。但在PRHR 管線破口中，堆芯-SG 自然循環(huán)過程變?yōu)槭鹿食跗谥饕淖匀谎h(huán)現(xiàn)象。

圖6為兩種工況下SG進(jìn)口和出口的流體溫度。CL SBLOCA 初期，受破口噴放和PRHR 運(yùn)行的影響，PRHR側(cè)SG的出口溫度會出現(xiàn)劇烈振蕩。隨著RCS 壓力的進(jìn)一步下降，SG 的進(jìn)出口閃蒸并排空，因SG U 型管內(nèi)充滿蒸汽，堆芯與SG 的自然循環(huán)過程中斷。直至IRWST 安注投入，CMT 側(cè)SG 入口才會逐漸被安注冷水淹沒。PRHR 管線破口工況中，SG的出口溫度變化過程與冷管段破口基本一致，但由于PRHR 運(yùn)行中斷，PRHR 側(cè)支路SG 的出口溫度更為穩(wěn)定。

圖6 LOCA-01 SG1 (a)、LOCA-02 SG1 (b)、LOCA-01 SG2 (c)和LOCA-02 SG2 (d)進(jìn)出口溫度Fig.6 Inlet and outlet temperature of SG1 in LOCA-01 (a), SG1 in LOCA-02 (b), SG2 in LOCA-01 (c) and SG2 in LOCA-02 (d)

對比兩種工況下CMT 側(cè)和PRHR 側(cè)SG 的進(jìn)、出口的流體溫度可知，兩列SG的溫度變化存在顯著差異。這表明PXS 系統(tǒng)中PRHR、CMT 的非對稱布置會導(dǎo)致事故瞬態(tài)中PRHR 側(cè)和CMT 側(cè)的RCS 支路出現(xiàn)顯著的參數(shù)差異，當(dāng)PRHR管線破口時，兩列RCS支路的參數(shù)差異進(jìn)一步加劇。

3.2 PRHR自然循環(huán)現(xiàn)象分析

圖7 為PRHR C 型管內(nèi)的液位，圖8 為PRHR HX的出口流量。圖7表明，隨著RCS內(nèi)流體持續(xù)喪失，C 型管內(nèi)的液位下降。CL 破口時，因破口處于RCS系統(tǒng)低位，隨著RCS內(nèi)流體的飽和閃蒸，C型管內(nèi)會出現(xiàn)蒸汽冷凝過程，因此其液位呈現(xiàn)波動變化；而PRHR管線破口時，C型管內(nèi)的液位緩慢下降，在ADS 啟動和IRWST 注入后，RCS 內(nèi)水裝量回升，C型管內(nèi)的液位快速回升。

圖7 C型管內(nèi)水位Fig.7 Water level within C shape tube

圖8 PRHR出口流量Fig.8 Outlet flow rate of PRHR

結(jié)合圖8 可知，C 型管內(nèi)出現(xiàn)了短暫的反向流動，但隨著冷卻劑的持續(xù)喪失，C型管內(nèi)的水位最終會緩慢下降。圖8 還表明，CL LOCA 中PRHR 支路的循環(huán)流動雖存在較大波動，但一直持續(xù)到ADS啟動；而PRHR 管線LOCA 中，PRHR 支路循環(huán)流動持續(xù)的時間很短，PRHR HX內(nèi)的蒸汽冷凝過程也會隨循環(huán)流動的停止而消失，PRHR HX對RCS的降溫作用也會完全喪失。

IRWST 內(nèi)C 型管束附近不同高度處的水溫如圖9 所示，圖中以與水箱底部的距離表示所測溫度的位置。CL SBLOCA 中，導(dǎo)致IRWST 水溫升高主要有兩個機(jī)制：自然循環(huán)階段PRHR HX附近的對流換熱和ADS降壓階段噴灑器附近的直接接觸冷凝。當(dāng)PRHR管線破口時，除破口初期PRHR HX內(nèi)冷卻劑閃蒸和倒流形成的短暫傳熱外，PRHR HX附近的對流換熱非常微弱，IRWST 內(nèi)的冷熱分層消失；在ADS 降壓階段，PRHR 管線破口中的直接接觸冷凝過程與冷管段破口中的過程基本一致。

圖9 IRWST內(nèi)PRHR HX附近的水溫 (a) LOCA-01工況，(b) LOCA-02工況Fig.9 Water temperature near PRHR HX within the IRWST (a) Case LOCA-01, (b) Case LOCA-02

3.3 CMT安注過程分析

非能動電廠SBLOCA 期間主要的安注過程包括CMT安注、ACC安注和IRWST安注，這些安注均通過DVI 管線向堆芯補(bǔ)水。其中，CMT 經(jīng)PBL 與RCS 冷管段相連，其內(nèi)部壓力和水位容易受到同側(cè)RCS 支路的影響，因此本文重點(diǎn)分析破口位置變化后的CMT安注過程。

LOCA-01、LOCA-02 工況的CMT 安注流量如圖10 所示。CMT、ACC、IRWST 等安注壓力不同，但在DVI 管線的接口位置基本相同，因此當(dāng)某一安注過程居于主導(dǎo)地位時，其他安注流動就會受到抑制。如ACC 運(yùn)行后CMT 的安注流量迅速停止（圖10），當(dāng)ACC 驅(qū)動壓力降低，流量減小時，CMT流量還會再次升高。對比不同工況下的CMT 安注流量可知，冷段破口時PRHR支路冷卻能力強(qiáng)，在RPV進(jìn)出口間形成的驅(qū)動力更大，CMT的安注流量因此更大，且由于CMT 經(jīng)壓力平衡管線與冷管段相連，破口流動形成的壓力脈動會直接影響CMT流量，導(dǎo)致其出現(xiàn)顯著的波動。此外，試驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)建安難以實(shí)現(xiàn)兩列CMT安注管線的阻力完全相同，阻力的差異會導(dǎo)致相同工況下兩列CMT 的安注流量出現(xiàn)明顯差異。

圖10 CMT安注流量Fig.10 Injection flow rate of CMTs

不同破口位置工況中CMT 內(nèi)部的水位變化如圖11 所示。LOCA 事故中，ACC 和IRWST 投入，會導(dǎo)致RPV 局部壓力上升，進(jìn)而使得經(jīng)PBL 回流至CMT 的流量增加，導(dǎo)致CMT 液位出現(xiàn)短暫回升。兩列CMT 安注管線間的阻力差異，會使得一側(cè)CMT 液位升高幅度更為明顯。在PRHR 管線破口工況中，CMT側(cè)的冷管段保持完整，兩列CMT的液位回升現(xiàn)象的差異更為顯著。

圖11 CMT內(nèi)液位Fig.11 Liquid level within CMT

3.4 堆芯液位分析

LOCA事故過程中堆芯區(qū)域混合液位的變化過程如圖12所示。對比可知，破口位置從冷管段變?yōu)镻RHR 管線，自然循環(huán)階段中，PRHR HX 的降溫降壓功能喪失，SG 的降溫降壓能力提高，堆芯混合液位的下降先慢后快；ADS 噴放階段，RCS 頂部的汽腔效應(yīng)使得堆芯水位較為平穩(wěn)，未出現(xiàn)明顯波動；IRWST安注階段，兩工況液位基本相同。事故期間出現(xiàn)的最低液位表明，PRHR 管線破口工況的堆芯最低液位略低，但堆芯仍處于淹沒狀態(tài)。

圖12 堆芯區(qū)域混合液位Fig.12 Mixing liquid level within the core region

4 結(jié)語

結(jié)合ACME 臺架破口失水整體效應(yīng)試驗(yàn)，本文分析了PRHR管線破口對安全設(shè)備動作序列和事故進(jìn)程的影響，重點(diǎn)研究了事故初期自然循環(huán)階段的熱工水力現(xiàn)象，獲得了破口位置對PXS與RCS相互作用的影響規(guī)律，主要結(jié)論如下：

1）與冷管段SBLOCA 相比，PRHR 管線破口失水后，PRHR HX 會出現(xiàn)反向流動換熱的新現(xiàn)象；經(jīng)RCS 環(huán)路的堆芯-蒸汽發(fā)生器間自然循環(huán)過程平均載熱功率提高約30%，對RCS 降溫降壓具有重要作用，是事故初期的關(guān)鍵現(xiàn)象。

2）PXS 系統(tǒng)中PRHR 和CMT 的非對稱布置導(dǎo)致不同RCS 支路的熱工水力狀態(tài)存在顯著差異；PRHR管線破口后，非對稱布置的影響增強(qiáng)。

作者貢獻(xiàn)聲明劉宇生負(fù)責(zé)試驗(yàn)工況及邊界條件設(shè)計(jì)，開展試驗(yàn)，起草撰寫文章；譚思超負(fù)責(zé)提出文章整體思路，全文審閱修改和整體把握；靖劍平負(fù)責(zé)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析；莊少欣負(fù)責(zé)試驗(yàn)結(jié)果分析與現(xiàn)象識別；李東陽負(fù)責(zé)破口失水事故現(xiàn)象分析及研究；王楠負(fù)責(zé)開展試驗(yàn)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析。