初煒鈺, 叢繼東, 李文濤, 張楠, 孟兆明

(1.哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動力裝置性能與設(shè)備重點實驗室, 黑龍江 哈爾濱 150001; 2.哈爾濱工程大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院, 黑龍江 哈爾濱 150001)

第三代先進(jìn)壓水堆核電安全系統(tǒng)的設(shè)計廣泛采用了“能動與非能動相結(jié)合”的技術(shù)路線,其中非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)作為重要的非能動安全系統(tǒng)[1-2]。在安全殼內(nèi)配置PCS,可能會對事故工況下殼內(nèi)的熱工水力行為產(chǎn)生影響,與此同時,安全殼內(nèi)熱工水力行為又會反過來影響PCS的排熱能力和動態(tài)特性,這種安全殼內(nèi)熱工水力特性與PCS的耦合行為直接影響到事故工況下安全殼是否會發(fā)生超溫超壓[3-7]。

譚曙時等[8]利用德國PASCO試驗裝置,并對其進(jìn)行改造,研究了事故工況下非能動安全殼環(huán)形空腔內(nèi)傳熱傳質(zhì)機(jī)理,完成了干平板傳熱試驗等,從而獲得不同溫度、環(huán)腔尺寸、表面黑度與噴淋流量對流動及傳熱的影響。Hui等[9]建立了大型PCS模擬試驗裝置,通過實驗數(shù)據(jù)分析了初始安全殼內(nèi)壓力與空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)等參數(shù)對系統(tǒng)瞬態(tài)的影響。BeZlepkin等[10]為驗證軟件的正確性,通過接近自然條件下的一系列實驗獲得了殼內(nèi)溫度場及流場特性。Paladino等[11]通過PANDA實驗裝置研究了沸水堆LOCA事故后干井氣體再循環(huán)系統(tǒng)(drywell gas recirculation system,DGRS)的啟動對被動安全殼冷卻系統(tǒng)(passive containment cooling system,PCCS)的影響。Kennedy等[12]建立了1∶10大比例試驗裝置,通過一系列試驗研究了殼內(nèi)溫度分布、不凝結(jié)氣體分布與殼內(nèi)流場等特性,其與GOTHIC程序仿真計算結(jié)果吻合良好。

綜上,目前國內(nèi)外針對安全殼與PCS的熱工水力特性的仿真計算研究與已有的實驗結(jié)果較為符合,但實驗大多為單獨針對PCS熱工水力特性的實驗,由于實驗對象的單一,其實驗結(jié)果不能真實反映事故工況下的安全殼內(nèi)熱工水力行為與PCS的排熱能力和動態(tài)特性,而綜合實驗?zāi)芨玫胤从嘲踩珰峁にεcPCS耦合特性。因此,本文是在已有研究的基礎(chǔ)之上,建設(shè)大比例的安全殼模擬體與PCS耦合試驗裝置,開展LOCA事故后安全殼的響應(yīng)特性研究以及安全殼熱工水力特性與PCS的耦合特性研究。

1 試驗裝置與研究內(nèi)容

1.1 試驗裝置介紹

在中國核電工程有限公司廊坊先進(jìn)核電研究中心建造了安全殼綜合試驗裝置,其主要系統(tǒng)包括安全殼模擬體、汽-氣供應(yīng)系統(tǒng)、PCS、試驗裝置控制系統(tǒng)、試驗測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)以及其他附屬設(shè)施[13]。試驗裝置整體如圖1所示。

安全殼模擬體為一個總體積為1 010 m3的全鋼制壓力容器,在高度方向采用1∶3.8的縮小比例,在徑向上采用1∶5.5的縮小比例,其他相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 安全殼主要模擬比例參數(shù)

安全殼模擬體自下而上由下封頭、隔間區(qū)、直段空間以及上封頭4個部分組成,如圖2(a)所示,分別模擬了原型安全殼的0 m以下空間、0 m至操作平臺之間的隔間空間、操作平臺以上直段空間和穹頂空間。其中,隔間區(qū)的設(shè)計盡可能真實地模擬原型隔間的形狀、分布以及連通情況。

1.2 試驗研究內(nèi)容與試驗工況

LOCA模擬試驗,在1#蒸汽發(fā)生器隔間內(nèi)噴放氣相質(zhì)能釋放源項,3列PCS全部投入運行,PCS采用自然循環(huán)模式。

LOCA事故模擬試驗是針對堆芯未熔化的冷段失水事故展開模擬,主要關(guān)注事故后安全殼內(nèi)的壓力響應(yīng)過程以及PCS的排熱能力。事故質(zhì)能釋放源項的計算采用了一系列保守性假設(shè),所以質(zhì)能釋放量較大。試驗前對安全殼模擬體和PCS水箱的初始溫度進(jìn)行了調(diào)整,均約為45 ℃。試驗時,蒸汽由1#SG隔間噴口噴入。圖3展示了基于比例?；玫降脑囼炚羝麌姺帕髁康脑O(shè)定曲線和正式試驗時實際的蒸汽流量變化曲線(無量綱蒸汽噴放流量為噴放流量與流量峰值的比值)。由于閥門動作延遲,導(dǎo)致前30 s噴放流量的低于設(shè)定值,由于時間較短,其影響可以忽略。

圖3 試驗蒸汽噴放流量Fig.3 Test steam discharge flow rate

1.3 數(shù)據(jù)測量及處理

如1.1節(jié)所述,試驗裝置的測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)需記錄近千個測點的數(shù)據(jù),這些數(shù)據(jù)屬于直接測量參數(shù),主要包括安全殼模擬體內(nèi)壓力、殼內(nèi)氣體的溫度、殼內(nèi)氣體成分與體積分?jǐn)?shù),噴放管路流量、PCS回路循環(huán)流量以及回路內(nèi)溫度與壓力等。利用直接測量數(shù)據(jù)進(jìn)一步計算或處理可以獲取PCS功率與等參量。

1)PCS排熱量。

在試驗中,由于PCS內(nèi)部換熱器內(nèi)流體始終為單相水,因而PCS的排熱量Q可根據(jù)內(nèi)部換熱器進(jìn)出口處流體的焓差進(jìn)行計算,其計算公式為：

(1)

式中：Q為PCS排熱量,kJ;M為PCS回路循環(huán)流量,kg/s,直接由PCS回路冷管段的電磁流量計測得;hout、hin分別為內(nèi)部換熱器出口水與進(jìn)口水的比焓,kJ/kg;t為系統(tǒng)運行時間,s。

2)蒸汽與不凝結(jié)氣體濃度。

在本試驗中可通過2種測量方法得到混合氣體濃度：第1種方法是利用所布置的氣體成分采樣點,通過質(zhì)譜儀直接對殼內(nèi)混合氣體成分與濃度(體積分?jǐn)?shù))進(jìn)行測量。第2種方法是根據(jù)安全殼模擬體內(nèi)布置的熱電偶所測得的當(dāng)?shù)鼗旌蠚怏w溫度,反推蒸汽濃度,其具體步驟如下：

①利用熱電偶測得安全殼模擬體內(nèi)空間某一時刻、某一位置處的氣體溫度,通過飽和水蒸氣熱物性表或程序可以獲得該溫度所對應(yīng)的飽和蒸汽壓力,將其視為安全殼模擬體內(nèi)混合氣體中的蒸汽分壓Psteam。

②利用壓力傳感器測得相應(yīng)時刻安全殼模擬體內(nèi)的壓力,即混合氣體的總壓P。

③由CH2O=Psteam/P計算得到該位置處、該時刻的蒸汽濃度CH2O。

本文中蒸汽濃度測量的2種方法互為補(bǔ)充,在噴放初期殼內(nèi)溫度、壓力快速增加階段利用第2種方法進(jìn)行測量,而在殼內(nèi)溫度、壓力趨于穩(wěn)定階段,利用第1種方法進(jìn)行測量,以此實現(xiàn)對整個試驗過程中蒸汽與不凝結(jié)氣體濃度測量的目的。

2 結(jié)果分析

2.1 安全殼模擬體內(nèi)的壓力響應(yīng)及PCS排熱功率響應(yīng)

圖4展示了模擬試驗中無量綱殼內(nèi)壓力(殼壓力與設(shè)計限值的比值)和PCS排熱量隨時間的變化情況。安全殼模擬體內(nèi)壓力的變化趨勢取決于噴入殼體內(nèi)的能量與PCS的排熱量和殼壁和殼內(nèi)構(gòu)件(簡稱“鋼構(gòu)件”)的吸熱量總和的相對大小。

圖4 殼內(nèi)壓力與PCS排熱量Fig.4 Shell pressure and PCS heat discharge

由圖4可知,在試驗噴放初期(<5 500 s),安全殼模擬體內(nèi)壓力不斷升高,PCS排熱功率也快速增加(見切線1至切線2)。在噴放至5 500 s后,殼內(nèi)壓力開始下降,同時PCS排熱功率也開始下降(見切線2至切線3)。最終,當(dāng)噴放蒸汽能量與PCS排熱量和殼體散熱量之和達(dá)到平衡時,殼內(nèi)壓力以及PCS排熱功率皆達(dá)到相對穩(wěn)定的狀態(tài)。

在整個72 h試驗中,殼內(nèi)峰值壓力約為0.83倍設(shè)計限值,長期穩(wěn)定工況時殼內(nèi)壓力基本維持在約0.58倍設(shè)計限值。由此可見,PCS具備足夠大的排熱能力,能夠保證LOCA事故工況下安全殼內(nèi)壓力不超過設(shè)計限值。

2.2 安全殼模擬體內(nèi)的溫度分布和蒸汽濃度分布

選取4個典型位置的軸向溫度分布情況為例進(jìn)行分析,如圖5(a)所示：對于隔間區(qū)域,主要分析1#SG隔間(即噴口所在隔間)和2#SG隔間內(nèi)中心軸線上的溫度分布情況;對于操作平臺以上空間區(qū)域,主要分析殼中心軸線上的溫度分布的溫度分布;對于下封頭空間區(qū)域,主要分析其中心軸線上的溫度分布。在徑向和周向上的氣體溫度分布情況,選取3個典型高度位置(如圖5(b)、(c)所示)水平截面內(nèi)的氣體溫度分布情況進(jìn)行分析：距離操作平臺最近的301截面,位于換熱器中部位置的304截面,位于上封頭空間中部位置的402截面。

圖5 沿高度方向溫度測點分布和水平截面上溫度測點分布Fig.5 Distribution of temperature measuring points along the height direction and in the horizontal section

2.2.1 沿高度方向上溫度分布

圖6給出了噴口所在隔間與普通隔間在軸向上的溫度分布。由圖6可知,在噴放初期,噴口所在隔間內(nèi)氣體溫度顯著高于普通隔間內(nèi)氣體溫度,各個隔間軸向上都存在溫差,但噴口所在隔間軸線上溫差明顯大于普通隔間,隨后各隔間軸向溫度分布都迅速區(qū)域均勻。

圖6 試驗中隔間內(nèi)氣體溫度分布Fig.6 Gas temperature distribution in the compartment

圖7展示了試驗中操作平臺以上空間內(nèi)沿高度方向上的氣溫分布情況。在噴放初期,其流量從最大流量呈階梯狀減小,安全殼模擬體直段空間內(nèi)溫度迅速上升,軸向上的溫度分布不均勻性也逐漸降低,這表明空間氣體在噴放源相的夾帶攪渾作用下充分混合。

圖7 操作平臺以上空間沿高度方向上溫度分布Fig.7 Temperature distribution along height in the space above the operating platformt

隨著PCS的持續(xù)運行,且噴放流量也出現(xiàn)大幅減小,殼內(nèi)溫壓開始下降。從圖7中還可以看出,由于PCS的冷卻作用,換熱器下方區(qū)域溫度下降較快,而上方的空間卻降溫較慢,導(dǎo)致以換熱器為界的上下2個部分區(qū)域出現(xiàn)熱分層現(xiàn)象。

在試驗后期,單位時間噴放流量攜帶的能量與PCS排熱功率達(dá)到平衡,在殼空間內(nèi)部環(huán)流的作用下,上封頭與直段空間內(nèi)的氣溫逐漸趨于一致,殼內(nèi)溫度分布逐漸趨于穩(wěn)定,并維持到實驗結(jié)束。

圖8展示出了下封頭內(nèi)最下端測點(T1GZ0H101)和靠近上部的測點(T1GZ0H104)的溫度與下封頭上部空間溫度的對比情況?？梢钥闯鲈趪姺懦跗?下封頭內(nèi)的氣體溫度遠(yuǎn)低于其上部空間溫度,這表明一部分上部空間的空氣因殼內(nèi)壓力升高而被壓縮至下封頭。但隨著時間的推移,下封頭內(nèi)靠近上部的氣體溫度已上升至112 ℃,僅比其上部空間溫度低了約7 ℃,這表明前期被壓縮至下封頭的空氣在后期會有很大一部分又回到了其上部空間。此外,下封頭內(nèi)積存的凝結(jié)水的溫度一直都比較低。

圖8 試驗中下封頭溫度與操作平臺以上空間溫度對比Fig.8 Comparison of lower head temperature with space temperature above the operating platform in test

2.2.2 不同高度水平截面內(nèi)的溫度分布

圖9給出了3個典型水平截面內(nèi)(見圖5)的氣體溫度分布情況?？梢钥闯?在噴放剛開始時,操作平臺以上空間截面的氣體溫度分布呈現(xiàn)出一定程度的不均勻特性。但隨著噴放的進(jìn)行,截面內(nèi)的氣體溫度分布會逐漸趨于均勻,待噴放進(jìn)行至約5 500 s時,截面內(nèi)氣體最大溫差僅約為2 ℃。

圖9 試驗中不同高度處水平截面內(nèi)氣體溫度分布Fig.9 Gas temperature distribution in horizontal section at different heights in test

噴放進(jìn)行至5 500 s后,換熱器所在空間及其下方空間截面的氣體溫度分布的不均勻性先呈現(xiàn)增加趨勢。隨著噴放的進(jìn)行,換熱器所在空間及其下方空間截面的氣體溫度分布的不均勻性又逐漸減小直到再次變得均勻,并一直保持至72 h實驗結(jié)束。

相比于304和301平面,位于換熱器上方的402截面內(nèi)氣體溫度一直都比較均勻。造成301和304截面上述溫度分布變化規(guī)律的原因,可能是由于隨著噴放由高速轉(zhuǎn)為低速,使得進(jìn)入殼內(nèi)的能量和噴放氣流對殼內(nèi)氣流流動的擾動與推動作用都顯著減弱,致使換熱器所在空間及其下方空間的橫向氣流流動和擴(kuò)散作用出現(xiàn)短期與換熱器的冷卻作用不匹配的情況。隨著時間的推移,這種不匹配效應(yīng)將逐漸減小,溫度分布也重新趨于均勻。

2.3 安全殼模擬體內(nèi)蒸汽與不凝結(jié)氣體濃度分布

圖10展示了模擬體內(nèi)部分氣體采樣點。圖11展示了模擬體內(nèi)蒸汽濃度的分布情況。

圖10 殼內(nèi)關(guān)鍵氣體采樣測點布置示意Fig.10 Schematic diagram of key gas sampling and measuring points in the shell

圖11 試驗殼內(nèi)蒸汽分布Fig.11 Steam distribution in the test shell

由圖11和圖6、7、8的對比可知,由于模擬體內(nèi)的氣體溫度與蒸汽的分壓成正相關(guān),因此在高度方向上蒸汽濃度的分布規(guī)律與氣體溫度分布規(guī)律基本相同;在噴放1 800～10 000 s階段,受到PCS冷凝作用,換熱器附近蒸汽濃度(AP38)明顯低于操作平臺以上空間內(nèi)其他位置處的蒸汽濃度。而后(>5 500 s),PCS排熱功率開始逐漸減低,換熱器附近蒸汽濃度(AP38)與操作平臺以上空間內(nèi)其他位置處的蒸汽濃度也逐漸接近,但受到蒸汽冷凝的影響,換熱器附近蒸汽濃度一直處于相對較低的狀態(tài)。

在噴放進(jìn)行至約5 500 s時,操作平臺以上空間的蒸汽濃度開始呈現(xiàn)出明顯的分層,并在約20 000 s時,上封頭區(qū)域的蒸汽濃度(AP51與AP60)達(dá)到最高值,約為70%。而直段空間下部的蒸汽濃度(AP21)達(dá)到最低值,約為55%。在40 000 s以后,操作平臺以上空間內(nèi)各處的蒸汽濃度再次變得較為均勻,并且這種狀態(tài)一直保持到72 h試驗結(jié)束。

在試驗初始階段,下封頭內(nèi)受到不凝結(jié)氣體積聚的影響,其蒸汽濃度(AP1)很低,但是隨著試驗的進(jìn)行,下封頭內(nèi)蒸汽濃度一直在不斷增加,至試驗結(jié)束時,下封頭內(nèi)蒸汽濃度達(dá)到了約53%,僅比操作平臺以上空間的蒸汽濃度低了約5%。這表明試驗噴放初期積聚在下封頭內(nèi)的不凝結(jié)氣體在噴放后期會重新回到上部空間,這將對PCS排熱產(chǎn)生不利影響。

2.4 換熱器附近氣體流速

換熱器附近流場主要利用LDV進(jìn)行測量,LDV測點位于3#PCS換熱器中間部位,具體位置如圖12所示。圖13示出了LDV測量得到的換熱器中部靠近殼壁側(cè)位置(以下簡稱“換熱器近壁處”)的氣流速度隨噴放流量的變化情況。

圖12 試驗LDV測點位置示意Fig.12 LDV measurement points

圖13 試驗換熱器近壁處的氣體流速Fig.13 Gas flow rate near the wall of the test heat exchanger

由圖13可以看出,在試驗第1噴放階段(<1 800 s),蒸汽噴放流量最大,此階段盡管噴口出口蒸汽流速會達(dá)到當(dāng)?shù)匾羲?但在換熱器近壁處氣體流速僅有約0.6～0.9 m/s。此后,隨著蒸汽噴放流量的降低,換熱器近壁處的氣流速度也隨之降低,氣體流速最低約為0.14 m/s。在整個試驗過程中,LDV所測得的氣體流速始終為正值,表明測點位置處氣體始終為向下流動,這與試驗過程中現(xiàn)場觀察到的氣體流向一致。

為了考察長期穩(wěn)定階段殼壁附近的氣體流動情況,選在試驗進(jìn)行至103 320～115 680 s,利用LDV分別對殼壁附近不同高度處、不同徑向位置處的氣體流速進(jìn)行測量。測點分別位于3#PCS換熱器上部、中部和下部,距離操作平臺的高度依次為1 800、4 300和6 800 mm,并且在同一高度處沿徑向共有5個速度測點,依次距離殼壁82、182、282、382和482 mm。同一高度的測點與換熱器中心線夾角約8°,具體測點位置如圖14所示。

圖14 殼壁附近流速測點示意Fig.14 Schematic diagram of velocity measurement points near shell wall

圖15給出了3個不同高度處殼壁附近的氣體流速變化情況?？梢钥闯?殼壁附近各測點處氣體流速很低,均為向下流動,并且靠近殼壁面的氣體流速明顯高于遠(yuǎn)離壁面處的氣體流速。這表明：殼內(nèi)空間主流氣體在射流氣體的夾帶作用下呈緩慢向上流動狀態(tài),然后在球形封頭的導(dǎo)流作用下,沿壁面附近折轉(zhuǎn)向下流動,形成空間大環(huán)流。

圖15 殼壁附近氣體流速Fig.15 Gas velocity near the shell wall

另外,在高度方向上,高位測點(H4300)與中位測點(H6800)的氣體流速基本一致,而低位測點(H1800)氣體流速相對較高。這可能是由于低位測點靠近操作平臺與殼壁之間的環(huán)形通道,氣流在向下運動過程中會因流通面積減小而加速。

3 結(jié)論

1)LOCA事故模擬試驗結(jié)果表明,PCS具有足夠的排熱能力,可以確保事故工況下安全殼內(nèi)壓力得到有效抑制,殼峰值壓力均低于設(shè)計限值,且具有足夠的安全裕量。

2)在質(zhì)能釋放源項的釋放初期,噴放所在隔間內(nèi)氣體溫度顯著高于其他隔間。而后,隨著噴放的進(jìn)行,不同隔間內(nèi)氣體溫度的差異逐漸減小甚至消失。

3)安全殼模擬體操作平臺以上空間內(nèi)高度方向上的氣體溫度分布,在大部分時間段內(nèi)分布較均勻,尤其在噴放后期最大溫差只有約為2 ℃。但在殼內(nèi)壓力由上升轉(zhuǎn)入下降的過程中,沿高度方向可能出現(xiàn)一定程度溫度分層,試驗中測量到的最大分層溫差在7～16 ℃。

4)操作平臺以上空間不同水平截面的溫度分布,在質(zhì)能源項噴放初期會出現(xiàn)短暫的不均勻情況,之后溫度分布趨于均勻,基本都在2 ℃以內(nèi),只有內(nèi)部換熱器附近及其以下空間短期內(nèi)可能出現(xiàn)相對較大的不均勻性(約為12 ℃)。

5)在質(zhì)能源項噴放初期,下封頭空間與其上部之間存在較大溫差,隨著噴放的進(jìn)行,兩者之間的溫差逐漸縮小。且下封頭存在較嚴(yán)重的空氣聚集情況,這種聚集情況會隨著時間的推移而逐漸減弱。在噴放后期空氣會重新回到上部空間,這將對PCS排熱產(chǎn)生不利影響。

6)殼內(nèi)空間主流氣體呈現(xiàn)低速大環(huán)流狀態(tài)。