600 MW压水堆安注箱设计研究

冯进军，冯文卿，周克峰，杨志义，石俊英，种毅敏，＊，柴国旱

（1.环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082；2.中国核电工程有限公司，北京 100840）

600 MW压水堆安注箱设计研究

冯进军1，冯文卿2，周克峰1，杨志义1，石俊英1，种毅敏1，＊，柴国旱1

（1.环境保护部核与辐射安全中心，北京 100082；2.中国核电工程有限公司，北京 100840）

本文用美国核管会热工水力程序TRACE和图形化建模软件SNAP，建立了600 MW两环路压水堆一回路和二回路热工水力系统分析模型，并对安注箱的各设计方案进行大破口失水事故（LBLOCA）模拟计算，通过对比各设计方案在LBLOCA事故下计算出的峰值包壳温度，研究安注箱在大破口失水事故工况下的安注性能，最后给出了优化的设计方案，并提出了可行的设计改进建议。研究结果表明，上腔室和下降段同时注入的方式较冷段注入和下降段注入更有效，且恰当地选取初始安注箱压力，可有效降低峰值包壳温度，提高LOCA裕量。

TRACE；SNAP；压水堆；大破口失水事故；安注箱

600 MW两环路压水堆核电机组是在法国M310三环路核电机组的成熟设计基础上，由3个环路减少为2个环路，功率也相应地从900 MW降低至600 MW。由于减少了1个环路，安注箱（ACC）数量也从3个减少为2个。当发生冷段双端剪切断裂大破口失水事故（LBLOCA），且破口位于ACC注入点下游时，破损环路安注箱中的安注水将会通过破口全部排放至安全壳，无法为堆芯提供有效应急冷却。仅有一条完整环路的安注箱能发挥作用，ACC安注能力减少了1／2。而M310三环路机组在类似事故情景中，有两条完整环路安注箱可用，安注能力仅减少约1／3。600 MW两环路压水堆减法的反应堆设计，在一定程度上能减少安注系统的冗余，因此，本文对此开展研究，分析安注箱在不同注入点以及不同初始压力下对峰值包壳温度的影响并找出优化的设计方案。

1 计算程序

本文采用的核安全分析软件为热工水力计算程序TRACE和图形化建模软件SNAP。

1.1 TRACE

TRACE是最佳估算系统分析程序，由美国核管制委员会（NRC）资助开发。TRACE程序采用了先进的两流体六方程基本模型，另外还针对可溶毒物和不凝结气体增加了专门的求解方程［1－2］。程序中的VESSEL模型可对PWR和BWR压力容器进行三维热工水力建模和求解，并可与三维中子动力学程序PARCS进行热核耦合计算［3－4］。

TRACE中的安注箱模型采用了两区模型，即水区和氮气区。由于氮气和水的相溶性非常小，所以两区模型足以模拟反应堆LOCA事故中安注箱的注射流量。模型中假设事故过程中安注箱总体积不变、水区的浓硼水不可压缩、一回路冷却剂不会倒流入安注箱，根据能量、质量、动量和体积守恒原理，采用TRACE程序便可准确计算安注箱在事故瞬态工况下的各项参数，从而用最佳估算的方式模拟反应堆失水事故过程中安注箱的非能动安注行为。

1.2 SNAP

SNAP程序是一套事故分析辅助软件，由NRC资助开发，该程序使用了模块化设计方法，可为核电厂建模工作提供便利，提高事故分析人员的工作效率。SNAP程序的功能包括为核电厂建模工作提供图形化界面、检查已建立模型中存在的错误、控制计算进程、显示计算结果和动画制作等［5］。

2 研究对象

研究对象为600 MW两环路压水堆，其主要设计参数列于表1。

表1 主要设计参数Table 1 Main design parameters

3 600 MW压水堆TRACE模型建立

首先收集和处理拟分析对象的设计参数，如几何尺寸等；然后分别对系统关键部件建模，并对部件进行独立的稳态调试，确认部件运行参数符合设计值后，再对其他部件建模和调试；最后将系统全部部件连接在一起进行稳态联调和后续事故计算。

压力容器是核电厂热工水力模型中的重要部件，由堆芯活性段、堆芯旁流、压力容器下降段、上封头、上腔室、下封头和下腔室等组成。其中，堆芯活性段、堆芯旁流和下降段的冷却剂流体由竖管模拟，轴向分别分为10、6和8段；核燃料由热结构组件模拟，详细描述了燃料芯块、间隙气体和包壳的几何尺寸、结块划分、热导率和热容等相关参数；核功率则由功率组件模拟，输入参数包括额定功率、反应性反馈系数、轴向功率分布和衰变热等。

蒸汽发生器也是核电厂系统中的重要热工水力部件之一。蒸汽发生器分为一次侧和二次侧，通常使用PIPE组件进行模拟，值得注意的是，蒸汽发生器一次侧需模拟成倒U型结构才能更准确捕捉事故过程中的物理现象细节。蒸汽发生器的传热管由热结构模拟，在传热管热结构中可指定传热管的材料、几何尺寸和传热特性等参数，而传热面积需经一定调节才能使蒸汽发生器一次侧和二次侧各部分温度接近设计值。

稳压器同样是核电厂系统中的重要部件之一。与RELAP5不同，TRACE不需使用PIPE组件模拟稳压器，而是使用集成的PRIZER组件对稳压器建模，PRIZER组件中可设置汽空间体积、水空间体积、稳压器压力整定值、电加热器功率和切断电加热器的水位定值等参数。稳压器波动管由PIPE组件模拟，卸压阀用VALVE组件模拟，应使用准确的流道面积、流动阻力和水力学直径等参数确保稳压器模型的性能尽量接近真实情况。

其他系统部件主要包括主管道、安注箱、高压安注、低压安注、主泵和二回路蒸汽管道等。其中主泵用PUMP组件模拟，高压安注和低压安注由FILL组件模拟，其他则由PIPE组件组成。将上述所有的组件连接起来，并将一回路和二回路通过蒸汽发生器传热管耦合起来，就形成了完整的600 MW压水堆TRACE模型（图1、2）。最后对完整的系统模型进行稳态调试计算，查看一次侧冷却剂温度、压力、流量，以及二回路蒸汽压力、温度、流量和循环倍率等重要参数，并精心调节系统各部分压降系数，使系统各项热工水力参数尽量接近核电厂设计值。

4 研究方法与计算结果

根据安注箱注入点位置的不同，分3种设计方案，即冷段注入、下降段直接注入以及上腔室和下降段同时注入（表2）。对3种设计方案分别进行冷段大破口失水事故模拟计算，研究安注箱在不同接入点的注入性能。最后针对初始安注箱压力，进行热棒峰值包壳温度敏感性研究，根据计算分析结果提出设计改进建议。

图1 600 MW压水堆一次侧TRACE模型Fig.1 600 MW PWR primary side TRACE model

一回路系统中等效直径大于34.5 cm的破裂定义为主管道大破口。该事故为Ⅳ类事故，即极限事故。大破口失水事故发生后，反应堆要经历一系列复杂的热工水力过程，这些过程通常分为3个阶段，即喷放阶段、再充水阶段和再淹没阶段［6］。喷放阶段指从破口发生，一回路冷却剂向安全壳内喷放开始，到一次侧系统压力和安全壳压力达到平衡，下降段冷却剂流动逆转为止的过程；再充水阶段指安注水流经下降段充满下腔室的过程；当安注水淹没到堆芯底部，进入再淹没阶段，安注水持续注入堆芯直至整个堆芯被重新淹没［7］。通过对大破口失水事故的模拟计算可验证安注系统的有效性。

在本研究分析中，使用了最佳估算程序＋保守假设的方法，以确保计算结果具有一定的保守性。最佳估算［8］方法和保守假设方法使用的前提假设条件列于表3［9］。

图2 600 MW压水堆二次侧TRACE模型Fig.2 600 MW PWR secondary side TRACE model

表2 安注箱设计方案Table 2 Accumulator design schemes

表3 大破口失水事故前提假设Table 3 LBLOCA precondition assumptions

4.1 CASE1

本设计方案的优点是在M310成熟设计的基础上改动最小，直接减少1个环路，不需太大变动（图3）；缺点是当发生冷段大破口失水事故时，仅剩1条完整环路安注箱能有效注入堆芯，安注水量损失一半，安注能力可能不够。因此，有必要对该方案进行计算分析，核实在LBLOCA事故中是否能确保峰值包壳温度（PCT）不超过安全限值1 204℃［10］。本计算使用最佳估算程序＋保守假设的方法，事故假设列于表3，结果示于图4。

图3 CASE1设计方案Fig.3 CASE1 designing scheme

图4 热棒包壳最高温度（CASE1）Fig.4 Max cladding temperature of hot stick（CASE1）

计算结果分析如下。

1）在模拟的冷段大破口失水事故过程中，热棒包壳最高温度超过了安全限值1 204℃。由于使用了保守假设，本计算结果具有较高的置信度。

2）由于破损环路安注箱安注流量无法进入堆芯，相当于损失了一半的安注能力，剩余的完整环路的安注箱不足以在事故过程中提供足够的安注水，导致再淹没阶段推迟，堆芯裸露时间延长，因此热棒包壳最高温度超过了安全限值。

3）在M310设计基础上简单减少1个环路，不能确保大破口失水事故中的堆芯安全，必须对安注系统进行相应设计改进，增强安注效果。

4.2 CASE2

考虑到600 MW两环路压水堆由于减少1个环路而导致安注能力不足的问题，可进行设计改进，在压力容器侧面开孔，将安注系统直接接入压力容器下降段内（图5），可避免由于冷管段大破口而造成1个安注箱失效的问题。为进一步研究该改进方案的有效性，对该方案在大破口失水事故中的最高包壳温度进行计算分析，本计算使用了最佳估算程序＋保守假设的方法，事故假设列于表3，结果示于图6。

图5 CASE2设计方案Fig.5 CASE2 designing scheme

图6 热棒包壳最高温度（CASE2）Fig.6 Max cladding temperature of hot stick（CASE2）

计算结果分析如下。

1）在模拟的冷段大破口失水事故过程中，热棒包壳最高温度未超过安全限值1 204℃。PCT裕量约150℃。由于使用了保守假设，本计算结果具有较高的置信度。

2）将安注系统直接接入下降段后，破损环路安注箱的安注水不会全部从破口流失，当喷放阶段结束后，系统内外压力平衡，两个安注箱剩余的安注水将大量注入堆芯，为堆芯提供冷却，因此在本节模拟的冷段大破口失水事故过程中，热棒包壳最高温度远低于CASE1，且始终未超过安全限值1 204℃。

3）下降段直接注入的安注方案对两环路压水堆是十分必要的。

4.3 CASE3

国内大多数压水堆核电机组的安注箱都接在冷管段上，在冷管段大破口失水事故中，安注水需从冷管段注入，经下降段到达堆芯底部，再从下而上逐渐淹没堆芯，因此堆芯上部燃料裸露时间较长，传热条件恶劣，这也是PCT通常出现在堆芯上部的原因。若安注水能同时从压力容器上腔室和下降段同时注入堆芯顶部和底部，则能极大减少堆芯顶部燃料的裸露时间，且对堆芯顶部热点直接进行降温冷却，极大提高安注效果。因此在下降段直接注入方案的基础上，本文研究了上腔室和下降段同时注入的方案（图7），并对该方案在大破口失水事故中的最高包壳温度进行计算分析，本计算使用了最佳估算程序＋保守假设的方法，事故假设列于表3，结果示于图8。

图7 CASE3设计方案Fig.7 CASE3 designing scheme

计算结果分析如下。

1）在本节模拟的冷段大破口失水事故过程中，热棒包壳最高温度仅约900℃，远低于安全限值1 204℃，该方案具有约300℃的PCT裕量，明显优于其他两种方案。由于使用了保守假设，本计算结果具有较高的置信度。

图8 热棒包壳最高温度（CASE3）Fig.8 Max cladding temperature of hot stick（CASE3）

2）由于安注箱安注流量能直接注入堆芯顶部热点位置，降温冷却效果非常明显，以至于后续温度峰均低于第一个温度峰（图9，CASE1和CASE2中后续温度峰均高于第一个温度峰），喷放阶段由于堆芯冷却剂逆流在流动滞止点上形成的第一个包壳温度峰成为整个大破口失水事故过程中的PCT。

图9 CASE1、2、3热棒包壳最高温度比较Fig.9 Comparison of hot stick max cladding temperature for CASE1，2 and 3

3）由于上腔室直接注入方式的阻力较绕经下降段再通过堆芯底部注入的方式低，再淹没阶段进程也显著加快，约250 s时堆芯已完全冷却至稳定状态，而其他两个方案的计算结果显示，300 s时堆芯尚未完全冷却至安全稳定状态。

4.4 安注箱初始压力敏感性

敏感性研究方案如下：以CASE2为研究对象，取安注箱初始压力分别为1.5、2.0、2.6、3.0、3.5、3.7、4.2和4.7 MPa进行LBLOCA计算，并分析事故过程中的最高包壳温度。敏感性研究使用最佳估算程序＋保守假设的方法，计算结果具有较高的置信度。事故假设列于表3，计算结果示于图10、11。

图10 不同安注箱初始压力的最高包壳温度Fig.10 Max cladding temperature for different ACC initial pressures

图11 峰值包壳温度与安注箱初始压力的关系Fig.11 PCT vs ACC initial pressure

安注箱初始压力敏感性研究结果表明，在2.0～3.0 MPa之间存在更适合本文研究的600 MW两环路压水堆的安注箱初始压力，如2.6 MPa，在该初始条件下计算出的最高包壳温度较安注箱初始压力在其他范围时显著下降。因为过高的初始压力会导致安注箱中的水在事故早期过多地从下降段环腔旁通至破口，使能进入堆芯的有效水体积减小；而过低的压力则会在大破口失水事故中导致安注流量不足，而使堆芯裸露时间延长，最终造成较高的最高峰值包壳温度。因此在设计阶段应对安注箱初始压力进行压力谱分析，以发现最佳的设计取值范围，使ACC在一回路失水事故中发挥最大的安注性能。同时通过安注箱初始压力谱分析，还能发现设计上应尽量避免的危险取值范围，如3.0～4.0 MPa之间会出现PCT非常接近安全限值的情况，这样的结果是由ACC压力、堆芯压力和安全壳背压等参数综合作用造成的。

5 结论

本文用SNAP程序建立了600 MW两环路压水堆模型，并用TRACE程序对各安注箱设计进行了大破口失水事故模拟计算，最后通过敏感性研究比较和分析了各种工况下的峰值包壳温度，找出了最佳的设计方案，并提出可行的设计改进建议。

1）CASE2和CASE3在本文分析的大破口失水事故工况下可保证安全，而CASE1计算出的PCT会超过安全限值。以CASE2为例，在事故发生后，改进后的安注系统从下降段直接注入的方式有效地发挥了作用，安注水能及时注入堆芯，完成再充水和再淹没过程，使最高包壳温度始终低于限值1 204℃，确保不会发生系统性燃料损坏［10］。

2）3种方案的对比分析表明，最有效的安注设计方案是上腔室和下降段同时注入的方式（图7）。使用该方式可对堆芯顶部热点区域直接进行降温冷却，同时也可极大加快再淹没的速度。但该改进方案需要的改动大，在已运行的核电厂现场较难实施，但在以后的新机型设计中，可充分考虑。在压力容器侧面开孔，实现直接注入的方案具有可参考的工程应用实例，如AP1000机组的压力容器侧面设计有专门的开孔，通过直接注入管线连接到安注箱，实现了压力容器直接注入的安注方式。因此本文提出的改进建议在工程上具有可实施性。

3）通过ACC初始压力敏感性研究发现，采用与三环路压水堆完全一样的安注箱初始压力并不一定完全适合两环路机组。通过计算可绘制出PCT与安注箱初始压力谱，搜索到更适合该堆型的安注箱初始压力，使其在大破口失水事故中最高包壳温度显著降低，提高安全裕量。在进行更多深入的评估后，这可能成为一个相对较易实现的设计改进方向。

［1］ 冯进军，柴国旱，周克峰，等.TRACE和SNAP程序在深水池式低温供热堆中的应用［J］.核安全，2013，12（2）：7-12.

FENG Jinjun，CHAI Guohan，ZHOU Kefeng，et al.The application of TRACE and SNAP code to DLHGR［J］.Nuclear Safety，2013，12（2）：7-12（in Chinese）.

［2］ 周克峰，陈召林，冯进军，等.MELCOR程序在HTGR事故分析中的最新进展［J］.核安全，2013，12（3）：62-67.

ZHOU Kefeng，CHEN Zhaolin，FENG Jinjun，et al.Latest progress of HTGR accident analysis in MELCOR［J］.Nuclear Safety，2013，12（3）：62-67（in Chinese）.

［3］ US Nuclear Regulatory Commission.TRACE V 5.0 theory manual［M］.Washington：Division of Safety Analysis Office，2010.

［4］ US Nuclear Regulatory Commission.TRACE V 5.0 user’s manual［M］.Washington：Division of Safety Analysis Office，2010.

［5］ US Nuclear Regulatory Commission，Applied Programming Technology Inc.Symbolic Nuclear Analysis Package（SNAP）user’s manual［M］.Bloomsburg：Applied Programming Technology Inc，2007.

［6］ 柴国旱，石俊英，贾宝山，等.TRAC-PF1程序的发展和应用研究，75-19-03-03［R］.北京：清华大学，1990.

［7］ 陈严，贾宝山.TRAC-PF1在大破口LOCA分析中的应用［J］.原子能科学技术，1989，23（5）：75-80.

CHEN Yan，JIA Baoshan.The application of TRAC-PF1 to the analysis of large break LOCA［J］.Atomic Energy Science and Technology，1989，23（5）：75-80（in Chinese）.

［8］ 李经纬.秦山核电二期工程反应堆热工水力设计［J］.核动力工程，1999，20（4）：308-312.

LI Jingwei.Reactor thermal-hydraulic design for Qinshan Phase 2 nuclear power project［J］.Nuclear Power Engineering，1999，20（4）：308-312（in Chinese）.

［9］ 殷煜皓，林支康，梁国兴，等.核电厂大破口事故建模与初始参数不确定性分析［J］.扬州大学学报：自然科学版，2012，15（1）：42-46.

YIN Yuhao，LIN Zhikang，LIANG Guoxing，et al.Large-break loss of coolant accident modeling and the uncertainty analysis of initial parameters［J］.Journal of Yangzhou University：Natural Science Edition，2012，15（1）：42-46（in Chinese）.

［10］杨兰和.秦山核电二期扩建工程最终安全分析报告［R］.杭州：中核集团核电秦山联营有限公司，2009.

Study on Design of 600 MW PWR Accumulator

FENG Jin-jun1，FENG Wen-qing2，ZHOU Ke-feng1，YANG Zhi-yi1，SHI Jun-ying1，CHONG Yi-min1，＊，CHAI Guo-han1
（1.Nuclear and Radiation Safety Center，
Ministry of Environmental Protection，Beijing 100082，China；
2.China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Beijing 100840，China）

In this paper，the TRACE and SNAP were used to establish two-loop PWR thermal hydraulic system analysis model.The different accumulator design schemes were calculated and analyzed under LBLOCA.The safety injection effect was accessed according to simulation results by comparing peak cladding temperature of each design under LBLOCA.In the end，the possible way to optimize design was found through this study.The research results show that the upper plenum and downcomer injection at the same time is more effective than the cold leg injection or the downcomer injection，and the proper selection of initial accumulator pressure can lower peak cladding temperature and increase LOCA safety margin.

TRACE；SNAP；PWR；LBLOCA；accumulator

TL333

A

1000-6931（2015）09-1611-08

10.7538／yzk.2015.49.09.1611

2014-05-13；

2014-07-26

哈尔滨工程大学专项科研基金资助项目（HEUFN1303）；环保公益性行业科研专项资助项目（201309054）作者简介：冯进军（1978—），男，湖北襄阳人，高级工程师，硕士，从事核反应堆事故分析研究

＊通信作者：种毅敏，E-mail：chongyimin＠chinansc.cn