以非能動冷卻通道為熱阱的主控室可居留性系統(tǒng)研究*

何 磊 張艷芝 李 林 李愛娟

(中核能源科技有限公司,北京)

0 引言

核電站主控室可居留性是指在正常和事故工況下均能為主控室應急區(qū)域工作人員配備或提供可居留的生活及工作環(huán)境,保持核電站正常運行的受控、異常情況的安全停堆,以避免或減緩各類事故造成的影響。主控室可居留性系統(tǒng)包括通風、空調、過濾、隔離和監(jiān)測系統(tǒng)及生活物資、衛(wèi)生設施和藥品配備系統(tǒng)[1]。之前的主控室可居留性系統(tǒng)設計,通過冗余設計和實體或功能隔離確保空調通風系統(tǒng)在事故后運行的可靠性,但日本福島核電站事故(極端災害天氣造成的全廠斷電和最終熱阱喪失)使全球的核電設計者認識到只靠能動設備的冗余設計無法保證核電站的安全。而采用非能動的冷卻方式則可以提高主控室最終熱阱的可靠性和穩(wěn)定性,以保證主控室的可居留性。

1 主控室非能動冷卻方式研究現(xiàn)狀

主控室非能動冷卻方式已經(jīng)在一些核電站應用,例如AP1000核電技術,其主控制室應急可居留系統(tǒng)(VES)采用混凝土墻體和帶金屬肋片的混凝土天花板作為非能動熱阱,同時利用氣體膨脹吸熱和密度差等實現(xiàn)非能動冷卻功能[2]。

研究人員對以鋼筋混凝土墻體為非能動熱阱吸收全廠斷電事故后設備散熱量的可行性進行了分析和研究,證明了混凝土圍護結構墻體依托其自身蓄熱能力,可滿足主控室可居留性要求[3-4]。

非能動冰蓄冷技術在主控室可居留性應用方面也得到了一些研究和論證[5]。該技術依托蓄冰池為非能動熱阱,全廠斷電事故發(fā)生后,由冷卻水依靠重力作用流至蓄冰池,然后流向主控室換熱器進行換熱降溫。

另外,有技術人員對節(jié)流制冷和膨脹制冷進行了分析,即利用高壓空氣作為冷卻劑經(jīng)節(jié)流或膨脹產(chǎn)生冷效應,從而起到制冷效果,對主控室進行非能動冷卻[6]。

上述非能動冷卻方式在功能上均能實現(xiàn)全廠斷電事故后的主控室的可居留性,但同時也均存在一些不足。上述各非能動冷卻方式采用的高壓空氣儲存系統(tǒng)、制冰蓄冰系統(tǒng)及節(jié)流或膨脹設備均應為安全級設備,增加了工程成本,也對日后運行和維護帶來一定的壓力。而對于以圍護結構為非能動熱阱的方式,對主控室鋼筋混凝土容量有一定的要求,同時也不能作為長期熱阱,若設備散熱量較大,可能會出現(xiàn)室內環(huán)境溫度超出標準要求的情況。

研發(fā)一種更加安全、可靠、經(jīng)濟成本盡量低的主控室非能動冷卻系統(tǒng)是目前核電技術發(fā)展的目標之一。本文闡述的以非能動冷卻通道為熱阱的方式,依托自然通風原理,可安全、可靠地將主控室余熱排出,能以較小的工程成本實現(xiàn)主控室全廠斷電后的可居留性。

2 非能動冷卻通道作用機理

核電站發(fā)生全廠斷電事故后,主控室通風空調系統(tǒng)無法運行。為了保證安全停堆,部分電氣、儀控及照明設備需要依托UPS(不間斷電源)繼續(xù)運行。隨著設備散熱量的累積,室內環(huán)境溫度不斷上升。當室內環(huán)境溫度超出限值時,主控室可居留性就會被破壞。

本文以某核電站主控室為研究對象。該主控室長18.10 m、寬9.35 m、高4.90 m,散熱量主要包括設備散熱量15.0 kW、人體散熱量1.5 kW、照明散熱量2.0 kW。忽略圍護結構熱延遲性、其他冷負荷及非能動冷卻量的影響,計算核電站發(fā)生全廠斷電事故后主控室內環(huán)境溫度變化趨勢,結果如圖1所示。由圖1可知,初始溫度24 ℃,經(jīng)過48 h后,室內環(huán)境溫度達到31 ℃,經(jīng)過72 h后,室內環(huán)境溫度已超過35 ℃,影響了工作人員和一些安全級電氣設備的工作和運行。若電力或冷源未能在72 h內恢復,120 h后,溫度將升至近42 ℃,人員和設備均無法正常工作和運行。

圖1 主控室失電失冷事故工況下室內環(huán)境溫度變化

非能動冷卻通道的作用機理是基于“煙囪效應”,依靠主控室室內外空氣密度差形成的熱壓作用進行自然通風,使主控室內設備的散熱量排至室外。為了防止外界存在放射性物質或危害性氣體的空氣對主控室的環(huán)境造成影響,非能動冷卻通道采用主控室所在的廠房(白區(qū))所構成的空氣域為熱阱。

核電站發(fā)生全廠斷電事故后,主控室設備散熱量會逐步加熱內部環(huán)境空氣。當內部環(huán)境溫度高于主控室外環(huán)境溫度時,就會形成空氣密度差。當進、排風口有高度差時,就會形成熱壓壓頭,成為自然通風的驅動力。

3 非能動冷卻通道設計方案

圖2為非能動冷卻通道設計方案示意圖。非能動冷卻通道系統(tǒng)包括主控室、排風豎井、水平連通空間、豎直連通空間(高大空間)、各風口及風口處的防火擋板。水平和豎直連通空間可以采用專設通道,也可采用能夠保證密封性的風井等,與其他房間和區(qū)域隔離,確保非能動冷卻通道與外部區(qū)域隔離,防止放射性物質滲入主控室可居留區(qū)域。圖3為非能動冷卻通道布置示意圖,非能動冷卻通道系統(tǒng)的風口包括上、下進風口及上、下排風口。上進/排風口根據(jù)建筑布局在廠房內設置1個或若干個,與廠房內區(qū)的水平空間連通。豎直連通空間和排風豎井的最上部均設置1個進/排風口與室外連通。進/排風口處均設置常閉的防火擋板,非能動冷卻通道啟用時,防火擋板失電開啟或手動開啟。當外部空氣環(huán)境存在放射性污染時,非能動冷卻通道為閉口運行;當外部空氣環(huán)境無放射性污染時,非能動冷卻通道為開口運行。

圖2 非能動冷卻通道設計方案示意圖

圖3 非能動冷卻通道布置示意圖

采用這種設計方案是為了防止全廠斷電事故時存在放射性物質或其他危險性氣體的室外大氣污染廠房內部空間。另外,按照NB/T 20395—2017的規(guī)定,異常或事故工況下,室內設計溫度應不高于35 ℃,因此在全廠斷電事故時,若室外計算溫度高于35 ℃,則也不能直接與室外大氣連通。

當全廠斷電事故發(fā)生后,手動開啟或失電開啟通向內區(qū)的上進/排風口,利用廠房內區(qū)水平和豎直連通空間較低的溫度與主控室不斷升高的溫度產(chǎn)生的熱壓即可形成自然通風冷卻條件。專設的水平和豎直連通空間由于內部無負荷,并且處于內區(qū),環(huán)境溫度與廠房設計環(huán)境溫度基本一致,夏季設計溫度一般控制在25～30 ℃,冬季設計溫度一般控制在5～15 ℃,同時由于混凝土圍護結構的熱延遲性和蓄熱性,這些房間的空氣和圍護結構可作為熱容體,吸收主控室可居留區(qū)的設備散熱量。

在室外大氣無污染且溫度適宜的情況下,可開啟最上部進/排風口,利用大氣與室內環(huán)境溫度差,實現(xiàn)自然通風冷卻。

4 以非能動冷卻通道為熱阱的主控室可居留性環(huán)境溫度分析

溫度是實現(xiàn)主控室可居留性的至關重要的因素。本文旨在通過建立數(shù)學模型確定實現(xiàn)其可行性的系統(tǒng)設計參數(shù),同時對以非能動冷卻通道為熱阱的主控室在全廠斷電事故后的環(huán)境溫度進行分析,驗證其可居留性。

根據(jù)式(1)～(5)得出數(shù)學模型(見式(6))。由式(6)可知,自然通風的散熱能力主要取決于進/排風口的面積F、進/排風口高度差h、進/排風口空氣溫差Δt、主控室室內外空氣密度差Δρ,以及非能動冷卻通道的阻力Δpz。

(1)

(2)

Δpj=-h1(ρw-ρp)g

(3)

Δpp=h2(ρw-ρp)g

(4)

(5)

(6)

式(1)～(6)中G為排出室內余熱所需的空氣質量流量,kg/s;Q為主控室的總余熱量,kW;c為空氣比熱容,kJ/(kg·℃),取1.01 kJ/(kg·℃);tp、tj分別為冷卻通道的排風溫度、進風溫度,℃;μ為風口流量系數(shù),取0.7[7];Fj(p)為進(排)風口面積,m2;Δpj、Δpp分別為進、排風口余壓,Pa;ρj(p)為進(排)風密度,kg/m3;h1、h2分別為進、排風口中心距中和界高度差,m;ρw為主控室室外空氣密度,kg/m3;g為自由落體加速度,m/s2;S為非能動冷卻通道阻抗,Pa/(m3/s)2;Δpr為熱壓,Pa。

在Q為定值的情況下,F、h、Δt、Δρ互為反比關系。其中,Δt的數(shù)值范圍直接決定了主控室的室內環(huán)境溫度范圍,而F、h的取值范圍受建筑條件的制約。由式(6)可知,相對于h、Δρ,F、Δt的取值對于自然通風冷卻能力的影響更大。因此如何確定合理可行的F、Δt,以保證在各種不利工況下保持主控室室內環(huán)境溫度在一個理想的范圍內,是實現(xiàn)非能動冷卻的關鍵。

寬度一定時,進、排風口面積越小,截面高度越小,要滿足余熱排出所需的溫差就越大,但較大的溫差可能導致主控室內環(huán)境溫度超出限值。因此根據(jù)數(shù)學模型(見式(6))進行數(shù)據(jù)篩選,選擇1個較小的溫差,在滿足余熱排出要求的同時,得到1個合理可行的風口截面高度。

假定送風口距離中和界的高度差為10.00 m,風口寬度為9.35 m(主控室凈寬),根據(jù)式(2)計算進風口高度100～1 000 mm范圍內、溫差1～10 ℃范圍內的自然通風量,與根據(jù)式(1)計算所得的通風量相比較,結果如圖4所示。

圖4 不同溫差和不同風口截面高度下的空氣流量

當風口截面高度等于600 mm時,溫差Δt=3 ℃已滿足按負荷計算所要求的通風量,但風口截面高度繼續(xù)增大對溫差的影響不大,在風口截面高度為700～1 000 mm時,仍需溫差Δt>2 ℃才能滿足按負荷計算所要求的通風量,況且風口截面高度越大,對于結構和密封防火要求帶來的挑戰(zhàn)越大,因此選取風口截面高度600 mm為理想高度,溫差Δt控制在3 ℃。該分析結果同樣適用于排風口高度的選取,因此本設計方案進、排風口截面高度均設定為600 mm,即F=5.61 m2。

在Δt=3 ℃、F=5.61 m2情況下,根據(jù)式(2)、(3)計算得出進風口中心距中和界高度差所對應的風量,如圖5所示。

圖5 不同進風口中心與中和界高度差所對應的風量

在進風口中心距中和界高度差為8.8 m時,通風量為5.15 m3/s,與通過負荷計算所得風量相對應。設定進、排風口總面積相同,則進、排風口中心距可取為17.6 m,主控室所在廠房建筑可實現(xiàn)該排風豎井高度,此時Δpr=2.1 Pa。根據(jù)阻力公式計算Δpz=1.5 Pa,滿足Δpr≥Δpz的要求。

主控室初始環(huán)境溫度為24 ℃,非能動冷卻通道進風溫度按照廠房夏季設計溫度25 ℃考慮,在上述系統(tǒng)設計參數(shù)下建立非能動冷卻通道計算模型,同時考慮圍護結構的蓄熱性和向外傳熱情況,計算核電站發(fā)生全廠斷電事故后主控室內環(huán)境溫度變化,結果如圖6所示。在前24 h,室內環(huán)境溫度快速上升,24 h時溫度達到近27 ℃。在24～48 h之間,室內環(huán)境溫度上升速率開始減慢。48 h后室內環(huán)境溫度逐步趨近于28 ℃。到72 h后,室內環(huán)境溫度基本維持在28 ℃,滿足主控室可居留性的要求。可見,在進風溫度保持在25 ℃時,通過非能動冷卻通道可以實現(xiàn)主控室在全廠斷電及最終熱阱喪失事故工況下,依托非能動冷卻通道形成的熱阱滿足主控室可居留性的溫度要求。

圖6 全廠斷電工況下以非能動冷卻通道為熱阱的主控室內環(huán)境溫度變化(進風溫度25 ℃工況)

非能動冷卻通道開口或閉口運行時,鑒于室外環(huán)境溫度較高及非能動冷卻通道冷卻能力有限等因素,當進風溫度高于某個閾值后,非能動冷卻通道功能將喪失。進風溫度為32 ℃時核電站發(fā)生全廠斷電事故后主控室內環(huán)境溫度的變化如圖7所示。在前70 h,室內環(huán)境溫度快速上升,之后上升速率開始減慢,72 h時室內環(huán)境溫度為34 ℃,到90 h后,室內環(huán)境溫度基本維持在35 ℃,基本滿足主控室可居留性的溫度要求。

圖7 全廠斷電工況下以非能動冷卻通道為熱阱的主控室內環(huán)境溫度變化(進風溫度32 ℃工況)

當進風溫度高于32 ℃時,主控室內環(huán)境溫度將超出標準要求。因此,以非能動冷卻通道為熱阱的設計方案需結合建筑布置,使非能動冷卻通道的空氣在通道內流動過程中逐步降溫,使進口溫度保持在不高于32 ℃的范圍,以滿足全廠斷電及最終熱阱喪失工況下的主控室可居留性溫度要求。

5 結論

本文研究的非能動冷卻通道系統(tǒng)作為一種全新的主控室非能動冷卻方式,在滿足全廠斷電及最終熱阱喪失工況下的主控室可居留性溫度要求的同時,相對于其他非能動冷卻方式,還具有以下優(yōu)勢:

1) 不用另外增設安全級設備,節(jié)省了設備費用和設備用房面積,減輕了運維的負擔。

2) 可建立專設的非能動冷卻空間,也可在保證與外界環(huán)境隔離的前提下利用現(xiàn)有建筑空間構建非能動冷卻通道,水平連通空間可采用處于內區(qū)的通風夾層、電纜夾層等,豎直連通空間可采用處于內區(qū)的風井、電纜豎井等。

3) 采用熱壓作為驅動力,提高了冷卻能力的可靠性;采用排風豎井提高了熱壓值,有效保障了冷卻通道內部空氣的流動。

4) 非能動冷卻通道加大了空氣量,可以使主控室內空氣中的二氧化碳濃度得到有效控制。

當然,該設計方案還存在一些不足之處:

1) 為防止放射性物質或其他有害氣體進入主控室,非能動冷卻通道所連通的空間區(qū)域必須避免上述氣體的滲入,對密封和輻射監(jiān)測提出了新的要求。

2) 進口空氣溫度有限值,當高于32 ℃時,需關閉該系統(tǒng)。但考慮到主控室所在廠房夏季設計溫度為25～30 ℃,可通過加大非能動冷卻通道熱阱的容量,增強非能動冷卻通道作為熱阱的可靠性。