補水箱水裝量對非能動余熱排出系統運行的影響分析

喻 娜，李 峰，周 科，冉 旭，初 曉，張曉華

(中國核動力研究設計院,核反應堆系統設計技術重點實驗室,四川成都610213)

補水箱水裝量對非能動余熱排出系統運行的影響分析

喻 娜，李 峰，周 科，冉 旭，初 曉，張曉華

(中國核動力研究設計院,核反應堆系統設計技術重點實驗室,四川成都610213)

為了補充非能動余熱排出系統運行過程中蒸汽發生器二次側流體的損失量，設置了補水箱。采用RELAP5程序進行建模分析，評估不同補水箱初始水裝量對非能動余熱排出系統運行造成的影響。結果表明，設置補水箱有利于建立蒸汽發生器內部長期的穩定運行狀態；補水箱初始水裝量越高，在補水階段對非能動余熱排出系統的換熱能力抑制效應越明顯，但補水結束后的長期階段，由前期補水對非能動余熱排出系統運行所造成的影響不大。

非能動余熱排出；補水箱；RELAP5程序

為提高縱深防御的能力，可在第二代壓水堆核電技術基礎上，設置二次側非能動余熱排出系統，以便在特定事故下，利用自然循環導出堆芯余熱，確保反應堆裝置的安全。

在非能動余熱排出系統運行期間，蒸汽發生器內的流體可能通過大氣釋放閥或者安全閥等設備流出，導致蒸汽發生器二次側流體的損失，或者在非能動余熱排出系統運行期間蒸汽發生器二次側水體積可能發生收縮。為了補償這類損失，擬設置補水箱，主要用于在非能余熱排出系統運行的過程中向蒸汽發生器注水。

補水箱內水裝量可能會對非能動余熱排出系統的運行及功能的實現造成一定影響，為此，本文選取不同的補水箱水裝量進行分析，以評估補水箱初始水裝量的具體影響。

1 非能動余熱排出系統介紹

目前設計的非能動余熱排出系統主要功能是在發生全廠斷電事故并且輔助給水汽動泵失效的情況下，系統自動投入運行，通過自然循環導出堆芯余熱，保證反應堆運行安全。

該系統的主要設備包括事故冷卻水箱、余熱排出換熱器、補水箱、管道、閥門以及儀表等，流程如圖1所示。系統蒸汽入口連接在主蒸汽管道上，冷凝水出口連接在主給水管道上。余排換熱器置于事故冷卻水箱中，該水箱中的水裝量可確保導出停堆后72小時的堆芯余熱。

圖1 非能動余熱排出系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of passive residual heat removal system

系統運行時，反應堆一回路的熱量通過蒸汽發生器傳熱管進行換熱，將蒸汽發生器傳熱管二次側的水加熱為蒸汽，蒸汽由蒸汽發生器流出至主蒸汽管道，并在主蒸汽管道與非能動余熱排出系統的連接處進入非能動余熱排出系統，流入余熱排出換熱器進行冷卻。蒸汽在換熱管內流動，其熱量通過余排換熱管傳遞至事故冷卻水箱，使得事故冷卻水箱的水溫度上升并可能蒸發為蒸汽流入大氣中。換熱管內的蒸汽被冷凝為水或者汽水混合物之后由凝水管道向下流至主給水管道，繼而進入蒸汽發生器，最終形成一個閉式的自然循環。

補水箱支路上部入口側通過管道與非能動余熱排出系統的蒸汽管道相連，下部出口側通過管道與非能動余熱排出系統的凝水管道相連。當蒸汽發生器下降段的水位降至低水位定值時，補水箱支路出口側的閥門開啟，補水箱內的水經由非能動余排系統凝水管道注入蒸汽發生器，對蒸汽發生器進行補水。

2 不同初始水裝量對系統功能的影響

2.1 系統建模

采用最佳估算系統程序RELAP5進行分析。該程序是目前最常用的核電廠系統熱工水力分析程序之一，能模擬整個電廠系統的許多通用部件，如泵、閥門、管道、汽水分離器，等等。

蒸汽發生器二次側以及非能動余熱排出系統的RELAP5程序計算模型如圖2所示，主要控制體編號對應的RELAP5部件類型見表1。

圖2 RELAP5計算模型Fig.2 Calculation models of RELAP5

控制體部件類型描述300BranchSG入口305PipeSG下降通道310Pipe上升通道加熱段315Pipe上升通道非加熱段320Separatr汽水分離器325Pipe頂部蒸汽空間330、335Pipe蒸汽管線340Pipe冷凝器345、355、365Pipe凝水管線360Pipe補水箱410Pipe事故冷卻水箱400Tmdpvol大氣邊界

計算中未模擬反應堆一回路系統，因而，蒸汽發生器一次側以內熱源的方式進行模擬，該內熱源熱量大小隨時間的變化反映了非能動余熱排出系統投入運行后堆芯余熱隨時間的變化情況，如圖3所示。

圖3 內熱源功率Fig.3 Power of the internal heat source

此外，計算中還模擬了主蒸汽管道上的大氣釋放閥及安全閥，如果瞬態過程中蒸汽壓力達到這些閥門的開啟定值時，閥門將自動開啟進行卸壓排放。

2.2 計算結果及分析

在本文的分析中，對非能動余熱排出系統開始運行時補水箱的水裝量考慮了三種不同的工況，如下：

工況A：補水箱滿水；

工況B：補水箱存有半箱水；

工況C：補水箱無水(相當于無補水箱)。

三種工況瞬態初始時刻蒸汽發生器出口蒸汽壓力是一致。瞬態開始時刻為非能動余熱排出系統投入運行的時刻，這一時刻的蒸汽發生器下降段水位低于水位定值，所以補水箱出口側閥門在瞬態開始時已經處于開啟狀態。當補水箱的水位降低至較低的水平(取為0.1m)時，關閉補水箱出口側的閥門，停止補水。

圖4至圖9分別給出了瞬態過程中各個支路的流量(補水箱補水流量、換熱器支路凝水流量、總凝水流量)、蒸汽壓力、非能動余熱排出系統換熱器換熱量等參數隨時間的變化趨勢。

圖4為補水箱出口側補水流量的變化情況。由于三種工況瞬態初始時刻補水箱上部的蒸汽壓力是一致的，所以補水箱補水流量的大小取決于箱內水位的高低。水位高的情況下，補水箱出口處液體的壓力更高，當出口側閥門打開后，由補水箱向凝水管道注入的液體流量將會更大。同時，補水箱內水裝量越多，瞬態過程中補水的持續時間也就越長。當補水箱水位降低至閥門關閉的水位定值時，補水箱出口側閥門關閉，補水終止。

圖4 補水箱出口補水流量Fig.4 Flowrate at the makeup tank outlet

圖5為非能動余熱排出系統換熱器出口側(未到補水支路連接點)的凝水流量變化情況。從結果可以看出，補水箱不同的初始水裝量對換熱器支路凝水流量會產生一定影響。結合圖4可知，在補水過程中，補水箱的補水流量越大，對換熱器支路流量的抑制效應越明顯。補水結束后，換熱器支路凝水流量將首先上升至與當前時刻換熱量相適應的流量水平，后續凝水流量的變化與需要導出的熱量變化相關。

圖5 換熱器支路凝水流量Fig.5 Flowrate at the heat exchanger outlet

圖6為蒸汽發生器入口的總凝水流量，這一流量為補水箱補水流量與換熱器支路凝水流量之和。

圖6 蒸汽發生器入口總凝水流量Fig.6 Total flowrate at the inlet of steam generator

圖4至圖6的流量變化曲線有幾個需要說明的問題：其一是補水箱出口側閥門的關閉會對補水箱出口支路至凝水管道連接處之間的流動將會造成一定的擾動，有部分換熱器支路的凝水流量會急速串至補水箱出口支路，對于工況A，這一變化出現在3450s附近，對于工況B，這一變化出現在2350s附近。其二是隨著事故冷卻水箱內的水不斷被升溫蒸發，導致非能動余熱排出系統換熱器與事故冷卻水箱之間的換熱能力下降，從而經過換熱器換熱后流出的流體將由單相液體逐漸變為兩相的氣液混合物，流體進出口焓差降低，在總換熱量相對變化不大的情況下，流量將會有所上升。工況A的這一變化出現在6000s附近，工況B的這一變化出現在5100s附近，工況C的這一變化出現在4300 s附近。

圖7為蒸汽發生器出口蒸汽壓力的變化情況。在瞬態初期，非能動余熱排出系統的換熱能量低于堆芯產熱量，導致蒸汽壓力處于較高的水平，并且自動開啟大氣釋放閥進行卸壓排放。從結果可以看出，工況A大氣釋放閥開啟次數最多，工況C大氣釋放閥開啟次數最少。隨著堆芯余熱水平的下降，且非能動余熱排出系統持續導出熱量，蒸汽壓力逐漸降低。

圖7 蒸汽壓力Fig.7 Steam pressure

圖8為非能動余熱排出系統換熱器換熱功率隨時間的變化情況。可以看出，在補水箱補水階段，未設置補水的工況C換熱器導出熱量比設置有補水箱的工況A及工況B的換熱器導出熱量高，而補水箱初始水裝量越大，補水階段通過換熱器導出的熱量越低。這是由于補水箱補水流量抑制了換熱器支路的流量，而換熱器支路流量在一定程度上體現了換熱器導出熱量的大小。當補水結束后，工況A和工況B的換熱器支路流量重新建立在與當前狀態以及系統所需導出熱量相匹配的水平上。

圖8 非能動余熱排出系統換熱器換熱功率Fig.8 Heat conduction through passive residual heat removal system exchanger

圖9為蒸汽發生器下降段的水位變化情況。補水箱初始水位越高，瞬態過程中注入蒸汽發生器的水也將越多，使得瞬態過程中蒸汽發生器下降段水位越高；此外，對于無補水箱的工況，瞬態過程中，蒸汽發生器下降段水位將會出現較大波動。

圖9 蒸汽發生器下降段水位Fig.9 Water level in the steam generator downcomer

通過以上對不同工況進行評價分析，歸納得出以下主要結果：

(1) 流量

補水箱支路流量：補水箱初始水位越高，在補水箱補水過程中注入的流量越大，補水時間越長。

換熱器支路流量：補水箱初始水位越高，換熱器支路流量在補水過程中越低，補水結束后換熱器支路流量迅速上升；瞬態長期階段不同工況的換熱器支路流量將趨于一致。

總凝水流量：補水箱初始水位越高，瞬態短期階段總凝水流量越大，但隨著補水終止以及總凝水流量的逐步下降，瞬態長期階段不同工況的總凝水流量將趨于一致。

(2) 蒸汽壓力

補水箱初始水位越高，補水階段補水流量越大，抑制了通過換熱器導出的功率，延緩了瞬態初期蒸汽壓力的下降，需要通過多次開啟大氣釋放閥進行卸壓排放。瞬態長期階段不同工況的蒸汽壓力趨于一致。

(3) 換熱器換熱量

在補水箱補水階段，補水流量越大，通過換熱器的換熱量越少，補水結束后，不同工況的換熱器換熱量將朝著與堆芯余熱匹配的方向變化，趨于一致。

(4) 蒸汽發生器下降段水位

補水量越大，瞬態過程中蒸汽發生器可以維持較高的水位，有利于穩定蒸汽發生器的內部循環。

3 結論

針對非能動余熱排出系統補水箱初始水位進行了敏感性分析，結果表明：

? 無論是否設置補水箱，目前設計的非能動余熱排出系統均能有效導出堆芯剩余衰變熱。

? 不同的補水箱初始水位對非能動余熱排出系統運行的影響主要表現在補水階段，補水箱初始水位越高，對換熱器支路的流量抑制越大，繼而削弱了換熱器導出熱量的水平；但是在補水結束后的長期瞬態階段，不同工況的各個參數變化將趨于一致。

? 瞬態過程中蒸汽發生器水位的高低取決于有無補水以及補水量的多少，設置合適的補水箱可以確保蒸汽發生器內的有效水裝量，從而利于非能動余熱排出系統的長期穩定運行。

通過本文的分析，最終確定了補水箱水裝量對二次側非能動余熱排出系統運行的影響，為系統進一步優化設計提供了參考。

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Analysis of Make-up Tank Water Inventory Influence on Passive Residual Heat Removal System Operation

YU Na, LI Feng,ZHOU Ke, RAN Xu, CHU Xiao, ZHANG Xiao-hua

(Science and Technology on Reactor System Design Technology Laboratory, Nuclear Power Institute of China, Chengdu of Sichuan Prov. 610213, China)

The make-up tank is set to compensate the fluid loss in steam generator during the passive residual heat removal system (PRHR) operates. Using RELAP5 code, several cases with different water inventory are estimated to find out the influence to PRHR. The result shows that the make-up tank is beneficial to establish long steady state in steam generator. And more water inventory in make-up tank would reduce heat transfer through PRHR when make-up tank injects water to steam generator. But this injection has little influence on the system operation in long term.Key words: Passive residual heat removal; make-up tank; RELAP5 code

2016-08-12

喻 娜(1984—)，女，布依族，貴州六盤水人，工程師，碩士，現主要從事反應堆熱工水力和安全分析研究

TL333

A

0258-0918(2016)06-0746-05