小型壓水堆核電廠鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)方案計(jì)算分析

黃　政，蔡盟利

小型壓水堆核電廠鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)方案計(jì)算分析

黃政，蔡盟利

（中國(guó)核電工程有限公司，北京，100840）

針對(duì)某小型壓水堆核電廠提出了兩種鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)方案。采用MELCOR系統(tǒng)程序計(jì)算該系統(tǒng)的換熱能力，研究其運(yùn)行特性，并對(duì)影響系統(tǒng)換熱鋼殼面積影響進(jìn)行分析。結(jié)果表明：該系統(tǒng)能夠在事故發(fā)生后有效降低安全殼空間溫度壓力。安全殼吸熱對(duì)于早期抑制壓力峰值有重要作用；而對(duì)于長(zhǎng)期排熱，與水箱和外界環(huán)境的對(duì)流換熱才是主要貢獻(xiàn)。對(duì)全鋼殼方案，早期通過(guò)水箱的換熱功率要高于通過(guò)大氣的換熱。但一定時(shí)間后將低于與環(huán)境換熱的功率。對(duì)于部分混凝土殼方案，混凝土殼部分較大的熱容有利于早期降溫降壓；但殼內(nèi)熱量較晚才能傳遞到殼外，并在通風(fēng)流道內(nèi)建立循環(huán)流動(dòng)。計(jì)算結(jié)果為工程設(shè)計(jì)提供了參考。

鋼殼；小型壓水堆；MELCOR；液膜跟蹤模型

隨著核電發(fā)展，越來(lái)越多的國(guó)家開(kāi)始關(guān)注小型壓水堆核電廠的設(shè)計(jì)和應(yīng)用[1-4]。反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)發(fā)生破口時(shí)，會(huì)有大量高能流體進(jìn)入安全殼空間，使安全殼快速升溫升壓。若熱量無(wú)法及時(shí)導(dǎo)出，會(huì)威脅到作為最后一道屏障的安全殼的完整性，造成放射性物質(zhì)釋放到環(huán)境的嚴(yán)重后果。

由于小型壓水堆的功率相對(duì)較低，為簡(jiǎn)化系統(tǒng)、提高經(jīng)濟(jì)性，小型壓水堆設(shè)計(jì)中大都沒(méi)有采用能動(dòng)的噴淋系統(tǒng)。為應(yīng)對(duì)上述事故工況，本文針對(duì)某小型壓水堆提出了鋼制安全殼的冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)方案。采用MELCOR程序計(jì)算了系統(tǒng)和安全殼的瞬態(tài)響應(yīng)，研究了系統(tǒng)的換熱特性，并對(duì)影響系統(tǒng)換熱能力的主要參數(shù)進(jìn)行了分析，為工程設(shè)計(jì)提供了參考。

1　系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案

本文研究了兩種鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)方案（見(jiàn)圖1）。方案1為全鋼殼方案，鋼殼的上部浸沒(méi)在外部水箱中，其余部分直接與外部環(huán)境接觸，且通風(fēng)良好。外部冷卻水箱的頂部與大氣環(huán)境連通。方案2為部分混凝土殼方案，只有上部為鋼殼，并且浸沒(méi)于冷卻水箱中；其余部分為混凝土結(jié)構(gòu)，并且考慮采用深埋設(shè)計(jì)，該部分殼外周?chē)幱诿荛]空間，通過(guò)一個(gè)較狹窄的通風(fēng)通道與外部環(huán)境連通。

圖1　系統(tǒng)方案示意圖

當(dāng)反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)發(fā)生破口事故后，大量高能流體以蒸汽的形式進(jìn)入安全殼空間。安全殼空間內(nèi)高溫氣體通過(guò)冷凝、對(duì)流和輻射作用將熱量傳遞給安全殼內(nèi)表面以及殼內(nèi)吸熱結(jié)構(gòu)。鋼殼或混凝土殼一方面通過(guò)升溫吸收并貯存熱量，另一方面通過(guò)內(nèi)部導(dǎo)熱將熱量傳遞到外表面，再通過(guò)對(duì)流形式把熱量傳遞到冷卻水箱或外部大氣環(huán)境。冷卻水箱一方面通過(guò)升溫的吸熱，另一方面還通過(guò)蒸發(fā)和沸騰將熱量導(dǎo)入大氣環(huán)境。對(duì)于方案2，通風(fēng)流道內(nèi)的空氣加熱后能夠形成自然循環(huán)流動(dòng)，將熱量導(dǎo)入外部大氣環(huán)境。

2　計(jì)算模型與參數(shù)

2.1　計(jì)算模型

采用一體化系統(tǒng)程序MELCOR進(jìn)行計(jì)算，節(jié)點(diǎn)劃分和標(biāo)高如圖2所示。其中，安全殼形狀假設(shè)為上部半球穹頂、下部為圓柱筒體。為考慮殼內(nèi)循環(huán)流動(dòng)，安全殼共細(xì)分為10個(gè)控制體（CV80和CV81，=1～5），相鄰控制體均通過(guò)流道連接。外部冷卻水箱采用CV900單個(gè)節(jié)點(diǎn)模擬，不考慮內(nèi)部循環(huán)流動(dòng)；CV700為外部大氣環(huán)境，采用恒定控制體模擬，通過(guò)流道與冷卻水箱連接。對(duì)于方案2，外部通風(fēng)流道采用三個(gè)相互連通的控制體（CV703～705）模擬，且與外部環(huán)境連通。

安全殼和冷卻水箱以及大氣環(huán)境之間的換熱通過(guò)熱結(jié)構(gòu)（HS）進(jìn)行模擬，在高度方向相應(yīng)劃分了5個(gè)熱結(jié)構(gòu)（自上而下編號(hào)為HS30001～HS30005）。其中HS30001幾何形狀為半球形，其余熱結(jié)構(gòu)均為圓柱形。為了模擬冷凝液膜在壁面上的積累和流動(dòng)，還采用了液膜跟蹤模型（film-tracking model）[5]，使得模擬管壁傳熱的熱構(gòu)件組成一個(gè)相互連接的網(wǎng)絡(luò)，從而使液膜能在不同的熱構(gòu)件間流動(dòng)和分配。另一方面，安全殼空間內(nèi)的隔室樓板等混凝土結(jié)構(gòu)也采用熱結(jié)構(gòu)模擬。

通過(guò)破口進(jìn)入安全殼的質(zhì)能釋放采用外部源項(xiàng)進(jìn)行模擬。

圖2　MELCOR節(jié)點(diǎn)劃分圖

2.2　系統(tǒng)參數(shù)

本文研究的鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)兩種方案的主要幾何參數(shù)匯總?cè)绫?所示。其中，表中的“混凝土殼厚度”以及“通風(fēng)流道流通面積”是針對(duì)方案2的設(shè)計(jì)參數(shù)；方案2的鋼殼部分以及冷卻水箱的參數(shù)則是與方案1相同。

表1　鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)幾何參數(shù)

續(xù)表

類別參數(shù)參數(shù)值 安全殼鋼殼厚度/m0.045 混凝土殼厚度/m0.90 初始溫度/℃40 冷卻水箱容量/m31 400.0 初始溫度/℃40 通風(fēng)流道流通面積/m26.31

3　計(jì)算結(jié)果與分析

3.1　換熱能力計(jì)算

計(jì)算時(shí)，冷卻水箱和安全殼的初始溫度參如表1所示。安全殼質(zhì)能釋放采用穩(wěn)壓器波動(dòng)管雙端剪切斷裂事故數(shù)據(jù)和衰變熱功率。破口位置設(shè)在CV815控制體。計(jì)算時(shí)間為180小時(shí)。

圖3和圖4分別為安全殼空間壓力以及安全殼空間和冷卻水箱的溫度響應(yīng)，圖5為安全殼向冷卻水箱和大氣環(huán)境導(dǎo)出的功率。從圖中可以看出，事故發(fā)生時(shí)安全殼空間的溫度壓力快速升高。之后的早期階段，由于安全殼內(nèi)空間溫度較高、冷卻水箱溫度較低，安全殼冷卻系統(tǒng)換熱功率較高，能夠使安全殼隨后快速降溫降壓。但是隨著冷卻水箱的溫度逐漸升高，安全殼冷卻系統(tǒng)換熱功率逐漸降低，安全殼的壓力和溫度又重新升高。對(duì)于長(zhǎng)期階段，當(dāng)外部冷卻水箱達(dá)到飽和沸騰后，衰變熱和鋼殼冷卻系統(tǒng)向熱阱傳熱的功率水平均已較低，此時(shí)安全殼的壓力和溫度也相對(duì)穩(wěn)定，能夠維持在一個(gè)較低水平。

圖3　安全殼壓力

圖4　安全殼和冷卻水箱溫度

圖5　安全殼向冷卻水箱和大氣環(huán)境傳熱功率（方案1）

兩種方案的主要參數(shù)計(jì)算結(jié)果對(duì)比如表2所示。結(jié)果表明：總體而言，兩種設(shè)計(jì)方案都能較為有效地導(dǎo)出安全殼熱量，將安全殼壓力溫度控制在較低水平，緩解事故后果。事故剛發(fā)生時(shí)，方案2的峰值壓力要低于方案1，這是因?yàn)榉桨?的混凝土殼部分厚度較厚，且比熱容更大，因此能夠更有效抑制早期壓力峰值，并且由于早期階段混凝土殼溫度較低，因此降溫降壓效果也要稍好于全鋼殼的方案1。但是后期階段，隨著混凝土殼溫度的逐漸升高，方案2的吸熱效果減弱；而方案1的鋼殼能夠與大氣環(huán)境較好換熱，因此降溫降壓效果逐漸好于方案2。此外，方案2由于混凝土殼部分的導(dǎo)熱性能較差，與環(huán)境的換熱不好，因此熱量主要是導(dǎo)入到冷卻水箱，使得水箱升溫沸騰要更早些。對(duì)于方案1，隨著水箱溫度的逐漸升高直至沸騰，與方案2的安全殼降溫降壓效果的差別逐漸縮小。

表2　兩種方案主要參數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖6給出了方案1殼內(nèi)冷凝水液位高度和累積質(zhì)量，72小時(shí)共積累了227噸水。該部分水若能夠有效收集，可作為其他系統(tǒng)的有效補(bǔ)水來(lái)源。

圖6　殼內(nèi)冷凝水液位高度和質(zhì)量（方案1）

3.2　換熱特性研究

3.2.1方案1

圖7給出了鋼殼對(duì)流換熱、貯熱吸熱和總換熱功率。結(jié)果表明：在事故發(fā)生的很短時(shí)間內(nèi)（＜1 s），由于安全殼溫度在蒸汽噴放作用下快速升高，鋼殼快速吸收并貯存熱量，吸熱功率能高達(dá)約100 MW，使得鋼殼壁面也迅速升溫；但由于鋼殼熱容較小，當(dāng)安全殼與鋼殼溫差減小時(shí)，依靠熱容吸熱的貯熱功率也很快衰減。在此后的絕大多數(shù)時(shí)間內(nèi)，貯熱功率都維持在一個(gè)較低水平，相對(duì)于對(duì)流換熱功率可忽略。

另一方面，隨著安全殼與換熱水箱溫差的不斷增大，對(duì)流換熱效應(yīng)也開(kāi)始迅速增強(qiáng)并占據(jù)主導(dǎo)，反過(guò)來(lái)會(huì)抑制并快速降低安全殼溫度。大約在1小時(shí)的時(shí)刻，此時(shí)安全殼的溫度要比鋼殼結(jié)構(gòu)更低，導(dǎo)致溫度更高的鋼殼甚至開(kāi)始向安全殼氣空間放熱，對(duì)應(yīng)的“貯熱功率”也轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)值（表示鋼殼放熱，圖7因?yàn)榭v坐標(biāo)為對(duì)數(shù)坐標(biāo)，無(wú)法顯示負(fù)值，故也造成貯熱功率的顯示也不連續(xù)）。因此根據(jù)“鋼殼總換熱功率=對(duì)流換熱+貯熱功率”公式計(jì)算，使得這段時(shí)間內(nèi)的鋼殼總換熱功率在數(shù)值上要小于對(duì)流換熱的功率。對(duì)流換熱功率早期能達(dá)到10 MW左右，長(zhǎng)期階段則維持在約1 MW水平。

圖7　鋼殼換熱功率（方案1）

綜上，鋼殼的貯熱吸熱功率對(duì)于事故發(fā)生后較短時(shí)間內(nèi)抑制壓力峰值有重要作用；而對(duì)于事故后長(zhǎng)期的排熱，對(duì)流換熱功率才是主要貢獻(xiàn)。

對(duì)于鋼殼對(duì)流換熱，圖8給出了各熱結(jié)構(gòu)的換熱功率。早期階段，通過(guò)水箱的對(duì)流換熱功率要明顯高于通過(guò)大氣的換熱。這是因?yàn)橐环矫?，鋼殼外與水的對(duì)流換熱系數(shù)要高于與空氣的換熱（見(jiàn)圖9）；另一方面由于水箱布置在上部，對(duì)于鋼殼內(nèi)部，上部的壁面液膜更薄，冷凝換熱系數(shù)相對(duì)于鋼殼下方更大（見(jiàn)圖10），因此換熱功率更大。但是長(zhǎng)期階段，隨著外部冷卻水箱溫度的升高，通過(guò)水箱的對(duì)流功率又逐漸降低。而對(duì)于與大氣環(huán)境的對(duì)流換熱，由于外部環(huán)境溫度假設(shè)不變，而安全殼的溫度不斷升高，因此換熱功率逐漸增大，大約在80小時(shí)后將超過(guò)與水箱的換熱功率。

蒸汽的流動(dòng)和分布對(duì)殼內(nèi)冷凝換熱的影響較大。圖11給出了180小時(shí)的安全殼內(nèi)蒸汽流場(chǎng)分布情況，數(shù)字為流道的蒸汽流量（kg/s），CV815為破口設(shè)置位置。從圖中可以看出，殼內(nèi)上部空間自然循環(huán)流動(dòng)較好，而底層的流動(dòng)較差。因此安全殼內(nèi)側(cè)上方的熱結(jié)構(gòu)換熱要好于底層（圖10），建議工程上關(guān)注殼內(nèi)下部分空間的溫度。

圖8　鋼殼熱結(jié)構(gòu)換熱功率（方案1）

圖9　鋼殼外側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)（方案1）

圖10　鋼殼內(nèi)側(cè)冷凝換熱系數(shù)（方案1）

圖11　鋼殼內(nèi)蒸汽流動(dòng)情況（方案1）

3.2.2方案2

圖12給出了方案2安全殼外表面的溫度變化。其中HS30001為浸沒(méi)在水箱中的鋼殼，由于鋼殼厚度相對(duì)較薄且導(dǎo)熱性能很好，熱阻較小，因此事故發(fā)生后溫度就立刻發(fā)生變化，且與安全殼空間的溫差很小。而對(duì)于混凝土殼部分，由于厚度較厚且導(dǎo)熱較差，熱量較晚才從安全殼空間傳遞到殼外，大約到75.6小時(shí)時(shí)刻外表面溫度才開(kāi)始明顯升高，并且長(zhǎng)期階段最高溫度約為46.5 ℃，與安全殼溫差較大。

圖12　安全殼外表面溫度（方案2）

圖13是方案2混凝土殼外側(cè)的通風(fēng)流道的質(zhì)量流量，圖14為流道內(nèi)各控制體溫度。結(jié)果表明：在熱量從安全殼內(nèi)傳導(dǎo)到混凝土殼外壁后，流道內(nèi)空氣才逐漸升溫并開(kāi)始形成自然循環(huán)流動(dòng)。但是通風(fēng)流道最高出口溫度只有42.9 ℃，由于溫差較小，最大流量?jī)H為4.1 kg/s。

圖13　通風(fēng)流道質(zhì)量流量（方案2）

圖15是方案2混凝土殼和方案1鋼殼的HS30003熱結(jié)構(gòu)吸熱功率的比較?？梢钥闯?，大部分時(shí)間內(nèi)混凝土部分的安全殼的吸熱功率要高于鋼殼部分，這是因?yàn)榛炷翚さ暮穸雀?，并且混凝土材料的比熱容更大。因此方?對(duì)于早期安全殼空間的峰值壓力抑制效果好于方案1。

4　設(shè)計(jì)參數(shù)敏感性分析

鋼殼與冷卻水箱的換熱面積是影響換熱的一個(gè)重要參數(shù)。本節(jié)針對(duì)方案1進(jìn)行了分析，假設(shè)鋼殼總面積不變，將部分浸泡于水箱中的鋼殼面積轉(zhuǎn)為與空氣換熱。分別計(jì)算了將HS30002的50%以及100%面積轉(zhuǎn)化為HS30003面積的情形，結(jié)果如圖16和圖17所示。結(jié)果表明，與大氣換熱的鋼殼面積比例越大，早期的安全殼壓力越高，但是長(zhǎng)期階段的安全殼壓力更低；水箱沸騰時(shí)間也越晚。這是由于水箱和空氣溫度特性和換熱系數(shù)差異造成的。與水箱換熱的鋼殼，換熱系數(shù)相對(duì)較大，早期水箱溫度低時(shí)效果好，有利于早期安全殼降溫；但后期水箱溫度升高后作用減弱。而與空氣換熱的鋼殼，換熱系數(shù)雖然較低，但溫度始終維持較低，因此后期隨著安全殼壓力升高，換熱作用也逐漸增大，一定時(shí)間后甚至可以超過(guò)與水箱換熱的功率。

圖15　混凝土殼和鋼殼吸熱功率對(duì)比

圖16　不同鋼殼換熱面積的安全殼壓力

圖17　不同鋼殼換熱面積的冷卻水箱溫度

5　結(jié)論

（1）本文研究的鋼制安全殼冷卻系統(tǒng)方案能夠在事故發(fā)生后較為有效地吸收和導(dǎo)出安全殼內(nèi)熱量，降低安全殼空間溫度壓力；產(chǎn)生的冷凝水還可作為其他系統(tǒng)的補(bǔ)水來(lái)源?；炷翚し桨冈缙陔A段由于熱容大能夠有效抑制壓力峰值；而長(zhǎng)期階段換熱效果不如全鋼殼方案。

（2）鋼殼和混凝土殼的升溫吸熱對(duì)于事故發(fā)生后較短時(shí)間內(nèi)抑制壓力峰值有重要作用；而對(duì)于事故后長(zhǎng)期的排熱，與水箱和外界環(huán)境的對(duì)流換熱功率才是主要貢獻(xiàn)。

（3）對(duì)于方案1，早期階段通過(guò)水箱的對(duì)流換熱功率要明顯高于通過(guò)大氣的換熱。但是隨著水箱溫度的升高，通過(guò)水箱的對(duì)流功率又逐漸降低。而與大氣環(huán)境的對(duì)流換熱功率逐漸增大，一定時(shí)間后將超過(guò)與水箱的換熱功率。殼內(nèi)空間上方的蒸汽自然循環(huán)流動(dòng)較好，而底層流動(dòng)較差。

（4）對(duì)于方案2，混凝土殼部分由于厚度較厚且導(dǎo)熱較差，安全殼空間內(nèi)的熱量較晚才傳遞到殼外，并在通風(fēng)流道內(nèi)建立循環(huán)流動(dòng)。但由于混凝土外表面溫度較低，流動(dòng)流量不大。

（5）對(duì)于方案1，增大與水箱換熱的鋼殼面積，有利于早期安全殼降壓；增大與大氣環(huán)境換熱的鋼殼面積，則有利于長(zhǎng)期階段的安全殼溫度壓力降低。

［1］ Giorgio Locatelli，Chris Bingham，Mauro Maucini，Small Modular Reactors：A Comprehensive Overview of Their Economics and Strategic Aspects［J］．Progress in Nuclear Energy，2014，73：75-85.

［2］ 陳煥棟．一體化小型壓水堆一回路熱工水力特性數(shù)值模擬研究［D］．廣東：華南理工大學(xué)，2018.

［3］ 陳培培，周赟．世界先進(jìn)小型壓水堆發(fā)展?fàn)顩r［J］．核動(dòng)力工程，2012（5）：136-139.

［4］ 陳玉清，趙新文，楊磊．小型壓水堆嚴(yán)重事故序列的篩選及模擬分析研究［J］．核科學(xué)與工程，2016（36）：335-340.

［5］ Sandia National Laboratories. MELCOR computer code manuals V1.8.5［R］．2000.

Study on the Steel Containment Cooling System for Small PWR

HUANG Zheng，CAI Mengli

（China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd，Beijing，100840，China）

Designs of steel containment cooling system for a small modular PWR was presented. Using MELCOR code，the heat removal capacity of the system and its operational characteristics were investigated. The influence of steel containment area was studied as well. The results show that the steel containment cooling system this work is capable to effectively reduce containment pressure and temperature under accident scenario. The stored energy plays important role to reduce the peak pressure in the early stage，while the convective heat transfer contributes more for long-term energy removal. For scheme 1，the heat transferred to the tank is dominant in the early time，but is surpassed afterward. For scheme 2，the relatively larger thermal capacity of concrete part facilitates the decrease of containment pressure and temperature，but it will take a long time for heat to transfer through containment and establish natural circulation in the ventilation path. The outcome of present work can provide reference for engineering design and improvement.

Steel containment；Small modular PWR；MELCOR；Film-tracking model

TL364

A

0258-0918（2021）05-1008-08

2021-01-27

黃政（1986—），男，廣西欽州人，高級(jí)工程師，博士，現(xiàn)主要從事熱工水力和嚴(yán)重事故分析方面研究