一回路环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量的原因分析和改进建议

李华升，郑丽馨，孙树海，陶书生，焦 峰，周 红

（环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082）

一回路环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量的原因分析和改进建议

李华升，郑丽馨*，孙树海，陶书生，焦 峰，周 红

（环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082）

介绍了国内法系核电机组在首循环出现一回路环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量限值的一系列运行事件。通过对这一类型运行事件的深入探讨，找出导致事件发生可能原因，进行安全影响分析，提出了建议纠正的措施。可作为运行机组以及后续新建机组的参考，以期避免类似事件的重复发生。

一回路；机械设计流量；原因分析；改进方案

大亚湾核电厂、岭澳核电厂一期，以及后续翻版加改进的岭澳核电厂二期、宁德核电厂1号机组、红沿河核电厂1号机组，在首循环都出现一回路环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量限值的现象，详细情况见表1。

由于上述测量结果不满足《核电厂安全相关系统和设备定期试验监督要求》，符合核电厂运行阶段事件报告准则4.1.1［4］，共上报执照运行事件8起。

大亚湾核电厂1、2号机组，以及岭澳核电厂1、2号机组在运行的前几个循环，继续进行流量监督，尽管发现反应堆冷却剂系统（简称RCP）环路及堆芯总流量有下降趋势，但仍然高于机械设计流量限值。

1 原因分析

1.1 一回路流量测量原理

满功率工况下一回路流量测量试验是通过测量二回路的热功率、一回路的冷和热段温度以及一回路的压力和主泵的电机输入功率等参数，参照热平衡的原理，计算一回路的流量；并通过对环路流量误差和堆芯总流量误差进行计算，以最大计算流量（计算值加误差值）与机械设计流量比较，以最小计算流量（计算值减误差值）与热工设计流量比较，从而判断一回路流量是否满足准则要求。

表1 首循环一回路环路流量及堆芯总流量超机械设计流量限值数据Tab le 1 Data of loop flow and core total flow over themechanicaldesign flow lim it in first fuel cycle

流量验收准则：一回路计算流量+测量误差＜机械设计流量；一回路计算流量-测量误差＞热工设计流量。

1.2 超机械设计流量原因分析

根据流量测量原理，以及一回路的热工水力特性，可以初步判断影响一回路环路流量的因素可能有以下两个方面：（1）仪表测量误差超差；（2）一回路系统设备的阻力特性和主泵特性的影响。

1.2.1 仪表测量误差超差

（1）功率、压力、温度测量的仪器仪表都是经过计量检定的，并且在检定周期内；工程调试方和电厂在不同时间，使用不同仪器测量的数据计算结果一致，排除了温度测量的影响。

（2）二回路功率通过汽轮机监测系统（简称KME）测量结果计算得出，测量的仪表均在检定周期内，同时与调试试验数据比对，能够验证功率测量的准确性。

因此，可以判定仪表测量误差不是环路流量超差的原因。

1.2.2 一回路系统设备的阻力特性和主泵特性的影响分析

由流体力学理论［5］和一回路结构可知：一回路的流量大小是由主泵设计制造特性以及一回路管路压力损失（管阻）决定的。在相关核电厂的最终安全分析报告（简称FSAR）5.1节给出了3种反应堆冷却剂流量：最佳估算流量、热工水力设计流量、机械设计流量［6］。计算这3个流量点及假设条件见表2。

表2 一回路各流量点假设条件Table2 Assum ptionsof flow point in primary loop

根据一回路流量—阻力特性曲线和主泵流量—扬程曲线，以及回路阻力的不确定性和主泵扬程的不确定性，即可计算出各个流量点如图1所示。

图1 一回路各流量点计算示意图Fig.1 Sketch ofeach flow calculation in primary loop

由图1可以得出以下结论。

①主泵的实际扬程正偏差超过了预估的正不确定性时，会使流量偏大；

②一回路实际阻力特性的负偏差超过了预估的负不确定性时，会导致流量偏大；

③反应堆冷却剂系统的流量受泵特性和管道阻力特性综合影响，泵特性及管道阻力特性又受到设计、制造、安装的影响。

由此可对一回路流量超过机械设计流量的潜在因素进一步分析如下。

（1）一回路压力损失的负不确定性超过设计值

一回路压力损失分类（按百分比分类压力损失）见表3，最大的压力损失来自蒸汽发生器和反应堆压力容器。

表3 一回路压力损失分类[7]Table 3 Category of p ressure loss in prim ary loop

根据参考资料［8］，法玛通公司研究表明，设计上高估了在蒸汽发生器和反应堆压力容器内的压力损失值，特别是蒸汽发生器内传热管的压力损失值被高估了约3%［8］。

（2）主泵扬程特性的正不确定性超过设计值

主泵是一回路的主要设备，在一回路的热工水力计算过程中，设计给定一个主泵特性的正负不确定性。但是由于主泵流量大、设备体积大，在当时条件下制造厂没有条件进行原型试验，所以只进行过模型试验，泵特性曲线由模型试验根据泵的相似理论［9］推导而来，但是原型泵跟模型泵之间的特性差异并没有得到验证。同时，也不排除在主泵制造过程中，没有严格按照核安全设备质量管理的要求进行制造［10］。造成实际特性偏离设计特性的这种不确定性（如果主泵特性存在正不确定性时）将造成一回路环路流量超过机械设计流量。

（3）管道和设备安装偏差

管道和设备安装及布置与设计相比，少量的偏差是客观存在的，相同设计类型的核电厂之间及同一电厂的不同环路之间的实际环路流量存在偏差就是佐证。

2 超机械设计流量运行的安全影响评价

结合大亚湾核电厂、岭澳核电厂、宁德和电焊等机组的实际流量测量数据，并考虑一定的包络性，从中选取最大环路计算流量25300m3h-1，保守考虑堆芯流量为3倍的环路流量75 900m3h-1。本节评价可能对机组造成的安全影响。

由于热工设计流量和最佳估算流量值不变，只需要评价受机械设计流量影响的如下因素：（1）关键设备的结构完整性：主要包括燃料组件、堆内构件的结构完整性；（2）安全评价：包括二回路系统管道破裂（简称SLB）质能释放和安全壳响应、二回路超压分析、落棒时间影响分析。

2.1 关键设备的结构完整性评价

2.1.1 燃料组件的结构完整性

以有代表性的全M 5AFA 3G燃料组件为例，堆芯机械设计流量准则调整为75 900m3h-1后，将直接影响燃料组件水力载荷，进而影响燃料组件机械性能验证。通过分析发现，涉及到的验证内容关键在于燃料组件压紧系统验证。

根据CARAFE 4.1版本程序计算作用于组件上的水力载荷，假设堆芯流量为机械设计流量、堆芯入口流量分布按照保守分布（外围1.05内部0.95）、水力学旁流采用保守值进行计算，全M 5AFA 3G燃料组件的压紧系统验证结果见表4。

表4 全M 5AFA 3G燃料组件压紧系统验证结果Table4 Verification results for clam ping system ofM 5 AFA 3G fuelassem bly

2.1.2 堆内构件的结构完整性

保守考虑堆芯流量最大值为75900m3h-1，相当于在原机械设计总流量基础上（74220m3h-1）增加2.26%。

2.1.2.1 堆内构件竖直稳定性影响分析

在反应堆各种正常运行工况下，应确保上部堆内构件法兰、吊篮法兰、顶盖法兰和反应堆压力容器（简称RPV）支承凸台之间保持竖直方向稳定，如图2所示。

考虑堆内构件的3类工况：正常和扰动工况、紧急工况、事故工况［安全停堆地震（SSE）、冷却剂丧失事故（LOCA）］。

在紧急工况、事故工况下，影响堆内构件的主要载荷因素为地震激励的安全停堆地震（SSE）、压力波冷却剂丧失事故（LOCA）等，水力载荷与之相比影响很小。因此仅需对正常和扰动工况下堆内构件竖直稳定性进行评价。

图2 堆内构件法兰位置受载示意图Fig.2 Sketch for flangeunder load of RPV internals

在正常和扰动工况下，考虑压力容器总流量在机械设计总流量基础上增加2.26%，根据水力载荷与流量的平方成正比关系，则堆内构件的水力载荷增加4.57%。堆内构件吊篮法兰处的载荷包括结构重力、燃料组件载荷、压紧弹簧载荷和水力载荷。

根据堆内构件应力分析报告，吊篮法兰竖直方向载荷如下。

向下载荷：下部堆内构件结构自重869500N，燃料组件对下支承板载荷1 137 810 N，堆内构件压紧弹簧载荷1990 000N，向下总载荷为3997310N。

向上载荷：下部堆内构件在主泵超速时的水力载荷为2360989N。

保守考虑，即使在主泵超速时的水力载荷基础上再增加4.57%，向上载荷值增加至2468 886N，仍小于向下总载荷值3 997 310N，仍然可以保证吊篮法兰和压力容器法兰的竖直稳定性。

2.1.2.2 堆内构件应力影响分析

对于堆内构件的应力分析，流量增大主要影响水力载荷，分别考虑流量增大对失水事故分析（简称LOCA）工况、正常和扰动工况下的水力载荷影响。

（1）失水事故分析工况下水力载荷的影响

失水事故分析事故下的水力载荷集中在喷放阶段，在此期间影响水力载荷变化的主导因素是卸压波的传递。由于冷却剂流速相对卸压波的传递速度（声速）非常小，冷却剂流速的增大量相对于冷却剂流速更小，不会对卸压波传递产生影响，因此不会对失水事故分析水力载荷产生影响。

（2）正常和扰动工况下水力载荷的影响

在堆内构件应力分析报告中，考虑了3种流量工况产生的水力载荷，并与其他载荷组合后进行应力评价，3种流量工况分别为。

①零流量工况：流量为0，对应的水力载荷为0；

②设计工况：机械设计流量；

③主泵超速工况：流量为机械设计流量的120%。

此次论证的CPR1000堆芯流量为75900m3h-1，在上述2、3工况下堆内构件水力载荷都相应增加4.57%。由于堆内构件总的载荷至少包括重力、水力载荷、运行基准地震载荷等组合，则堆内构件总载荷增加幅度小于4.57%。下表为堆内构件各部分应力分析结果，考虑水力载荷主要引起一次应力，因此基于一次应力进行评价。在各部件的水力载荷增加4.57%时，安全因子（应力比值）仍小于1。实际上，当前评估对所有部件的一次应力水平都增加了4.57%，这种方法是很保守的。

2.2 安全评价

2.2.1 主蒸汽管线破裂事故（SLB）下的质能释放和安全壳响应

在本文的主蒸汽管线破裂事故质能释放分析中采用调试中的最大环路流量，对于不超限的环路流量仍保守地采用环路的机械设计流量，并考虑初始反应堆运行功率为102%。

3个环路的流量均为 25 700m3h-1和26 000m3h-1的情况下，尽管此时3个环路流量均超过环路机械设计流量，分析结果表明此偏差对安全壳响应的结果影响很小（除了环路流量差别以外，分析所用到的分析方法、分析假设均与最终安全分析报告第六章中的主蒸汽管线破裂事故质能释放分析保持一致，安全壳峰值压力上升约为0.002 2MPa，露点温度上升约0.2℃），安全壳的压力和温度仍满足准则要求（压力限值为0.52MPa）［11］。新准则流量25300m3h-1的结果被上述结果包络。

2.2.2 二回路超压分析

二回路超压分析保守的采用堆芯机械设计流量进行分析。为分析流量变化对超压分析结果的影响，对不同流量做了敏感性分析。计算结果表明当堆芯流量超出原机械设计流量3%及以上时，最恶劣三类工况压力峰值才会超限，详见表5超压分析。

表5 超压分析［12］Table 5 Overpressure analysis

2.2.3 落棒时间的影响分析

反应堆内冷却剂流量的增加会导致落棒时间的延长。为了分析最大流量对落棒时间的影响，开展了不同流量工况对落棒时间的敏感性分析，计算了正常工况和安全停堆地震工况在热工设计流量22840m3h-1/loop、最佳估算流量23790m3h-1/loop、机械设计流量24 740m3h-1/loop、环路流量25 300m3h-1/loop、环路流量25 700m3h-1/loop下的落棒时间，计算分析结果表明，CPR1000机组环路流量为25 300m3h-1/loop时，正常工况和安全停堆地震工况下控制棒落棒时间仍然满足设计要求。

另外，在反应堆启堆阶段进行落棒时间T5的测试，岭澳二期4号机组热态落棒试验实测的落棒时间数据T5=1.586 s、T5+T6=2.429 s，满足准则要求（T5＜2.15 s，T5+T6＜3 s），且有较大裕量，其他机组的落棒时间也满足准则要求。

3 结论

经过原因分析和安全影响评价，国内法系核电机组3个环路和堆芯最大计算总流量略超机械设计流量值的情况，对燃料组件、堆内构件、主泵、蒸汽发生器、管道等没有明显影响，安全评价分析满足相关验收准则，流量超限对机组的影响是可以接受的。并且经过大亚湾十几个燃料循环的运行经验表明，反应堆冷却剂系统环路和堆芯总流量超限对于机组安全没有现实影响。

考虑到后续大量翻版加改进核电厂将投入运行，为了避免再出现类似流量超限值的执照运行事件，提出如下建议。

（1）对于同类型新建核电厂，建议在工程设计阶段，要求执照申请者根据前述机组的运行经验，分析计算反应堆冷却剂系统环路和堆芯总流量的最大限值，并严格控制设备制造和安装偏差［13］，有条件的项目可以对一回路主泵和管道进行全流量特性试验［14］，控制不确定性在设计范围内，避免再次重复出现反应堆冷却剂系统环路和堆芯总流量超限的执照运行事件。

（2）针对运行核电厂，建议参照大亚湾和岭澳一期的18个月换料修改经验［15］，通过论证分析和安全评价后，采用新的机械设计流量，以使反应堆冷却剂系统环路和堆芯总流量能满足安全相关系统和设备定期试验监督要求。

［1］大亚湾核电运营管理有限责任公司.岭澳核电厂3号机组RCP一二回路环路流量超过机械设计流量准则的运行事件报告［R］.深圳：大亚湾核电运营管理有限责任公司，2011.

［2］福建宁德核电有限公司.福建宁德核电厂1号机组RCP环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量准则的运行事件报告［R］.宁德：福建宁德核电有限公司，2013.

［3］辽宁红沿河核电有限公司.辽宁红沿河核电厂1号机组RCP环路流量及堆芯总流量超过机械设计流量准则的运行事件报告［R］.大连：辽宁红沿河核电有限公司，2013.

［4］国家核安全局.核电厂营运单位报告制度HAF 001/02/01-1995［S］.北京：国家核安全局，1995.

［5］袁寿其，施卫东，刘厚林.泵理论与技术［M］.北京：机械工业出版社，2014.

［6］福建宁德核电有限公司.宁德核电厂一期工程最终安全分析报告（FSAR）［R］.宁德：福建宁德核电有限公司，2011.

［7］DNMC.GNPS 1&2-Thermal hydraulic design report（PGX 11300012FP1045GNRev.C）［R］.Shenzhen：DNMC，1991.

［8］FRAMATOME.STEAM GENRATOR TUBEBUNDLEAND PART LIST RIGHT AND LEFT HAND SG（NEEG-F DB 2212，Rev B，79/19TE）［R］.Paris：FRAMATOME.

［9］罗先武，季斌，许宏元.流体机械设计及优化［M］.北京：清华大学出版社，2012.

［10］国家核安全局.HAF003核电厂质量保证安全规定［S］.北京：国家核安全局，1991.

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［12］中广核工程设计有限公司.CPR1000一回路流量超机械设计流量准则原因分析及处理方案［R］.深圳：中广核工程设计有限公司，2014.

［13］马桦.总结经验综合施策，确保民用核安全设备质量［J］.核安全，2013（增刊1）：31-35.

［14］贾岩巍，李亚新.1 000MW级核电站主泵水力部件数值分析与试验研究［J］.哈尔滨：中国电工技术学会大电机专业委员会2014年学术年会论文集，2014.

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Proposed Solutionsand RootCauseof theM 310TypePWR LicenseeEventson RCPLoop Flow and Core Total Flow over theM echanicalDesign Flow Lim it

LIHuasheng，ZHENG Lixin*，SUNShuhai，TAOShusheng，JIAOFeng
（Nuclearand Radiation SafetyCenter，MEP，Beijing100082，China）

Thispaper introducesaseriesof licenseeevents，that thedomestic import from French systemsof thenuclearpowerplantsin the firstfuelcycleappeared RCP loop flow and core total flow over themechanical design flow lim it.Study these event to identify the root cause，also analysisofaffect to system safety，and provide proposed correctivemeasures.Reference foroperating units and subsequentnew units，in order to avoid the recurrenceofsim ilarevents.

primary loop；mechanicaldesign flow；rootcauseanalysis；proposed solutions

TL33

：A

：1672-5360（2015）04-0030-06

2015-06-21

2015-07-30

国家科技重大专项，课题编号2011ZX 06002-010

李华升（1975—），男，江西兴国人，高级工程师，现主要从事核电厂运行事件和安全重要物项修改审评工作

*通讯作者：郑丽馨，E-mail：zhenglixin@chinansc.cn