补水箱水装量对非能动余热排出系统运行的影响分析

喻 娜，李 峰，周 科，冉 旭，初 晓，张晓华

(中国核动力研究设计院,核反应堆系统设计技术重点实验室,四川成都610213)

补水箱水装量对非能动余热排出系统运行的影响分析

喻 娜，李 峰，周 科，冉 旭，初 晓，张晓华

(中国核动力研究设计院,核反应堆系统设计技术重点实验室,四川成都610213)

为了补充非能动余热排出系统运行过程中蒸汽发生器二次侧流体的损失量，设置了补水箱。采用RELAP5程序进行建模分析，评估不同补水箱初始水装量对非能动余热排出系统运行造成的影响。结果表明，设置补水箱有利于建立蒸汽发生器内部长期的稳定运行状态；补水箱初始水装量越高，在补水阶段对非能动余热排出系统的换热能力抑制效应越明显，但补水结束后的长期阶段，由前期补水对非能动余热排出系统运行所造成的影响不大。

非能动余热排出；补水箱；RELAP5程序

为提高纵深防御的能力，可在第二代压水堆核电技术基础上，设置二次侧非能动余热排出系统，以便在特定事故下，利用自然循环导出堆芯余热，确保反应堆装置的安全。

在非能动余热排出系统运行期间，蒸汽发生器内的流体可能通过大气释放阀或者安全阀等设备流出，导致蒸汽发生器二次侧流体的损失，或者在非能动余热排出系统运行期间蒸汽发生器二次侧水体积可能发生收缩。为了补偿这类损失，拟设置补水箱，主要用于在非能余热排出系统运行的过程中向蒸汽发生器注水。

补水箱内水装量可能会对非能动余热排出系统的运行及功能的实现造成一定影响，为此，本文选取不同的补水箱水装量进行分析，以评估补水箱初始水装量的具体影响。

1 非能动余热排出系统介绍

目前设计的非能动余热排出系统主要功能是在发生全厂断电事故并且辅助给水汽动泵失效的情况下，系统自动投入运行，通过自然循环导出堆芯余热，保证反应堆运行安全。

该系统的主要设备包括事故冷却水箱、余热排出换热器、补水箱、管道、阀门以及仪表等，流程如图1所示。系统蒸汽入口连接在主蒸汽管道上，冷凝水出口连接在主给水管道上。余排换热器置于事故冷却水箱中，该水箱中的水装量可确保导出停堆后72小时的堆芯余热。

图1 非能动余热排出系统示意图Fig.1 Schematic diagram of passive residual heat removal system

系统运行时，反应堆一回路的热量通过蒸汽发生器传热管进行换热，将蒸汽发生器传热管二次侧的水加热为蒸汽，蒸汽由蒸汽发生器流出至主蒸汽管道，并在主蒸汽管道与非能动余热排出系统的连接处进入非能动余热排出系统，流入余热排出换热器进行冷却。蒸汽在换热管内流动，其热量通过余排换热管传递至事故冷却水箱，使得事故冷却水箱的水温度上升并可能蒸发为蒸汽流入大气中。换热管内的蒸汽被冷凝为水或者汽水混合物之后由凝水管道向下流至主给水管道，继而进入蒸汽发生器，最终形成一个闭式的自然循环。

补水箱支路上部入口侧通过管道与非能动余热排出系统的蒸汽管道相连，下部出口侧通过管道与非能动余热排出系统的凝水管道相连。当蒸汽发生器下降段的水位降至低水位定值时，补水箱支路出口侧的阀门开启，补水箱内的水经由非能动余排系统凝水管道注入蒸汽发生器，对蒸汽发生器进行补水。

2 不同初始水装量对系统功能的影响

2.1 系统建模

采用最佳估算系统程序RELAP5进行分析。该程序是目前最常用的核电厂系统热工水力分析程序之一，能模拟整个电厂系统的许多通用部件，如泵、阀门、管道、汽水分离器，等等。

蒸汽发生器二次侧以及非能动余热排出系统的RELAP5程序计算模型如图2所示，主要控制体编号对应的RELAP5部件类型见表1。

图2 RELAP5计算模型Fig.2 Calculation models of RELAP5

控制体部件类型描述300BranchSG入口305PipeSG下降通道310Pipe上升通道加热段315Pipe上升通道非加热段320Separatr汽水分离器325Pipe顶部蒸汽空间330、335Pipe蒸汽管线340Pipe冷凝器345、355、365Pipe凝水管线360Pipe补水箱410Pipe事故冷却水箱400Tmdpvol大气边界

计算中未模拟反应堆一回路系统，因而，蒸汽发生器一次侧以内热源的方式进行模拟，该内热源热量大小随时间的变化反映了非能动余热排出系统投入运行后堆芯余热随时间的变化情况，如图3所示。

图3 内热源功率Fig.3 Power of the internal heat source

此外，计算中还模拟了主蒸汽管道上的大气释放阀及安全阀，如果瞬态过程中蒸汽压力达到这些阀门的开启定值时，阀门将自动开启进行卸压排放。

2.2 计算结果及分析

在本文的分析中，对非能动余热排出系统开始运行时补水箱的水装量考虑了三种不同的工况，如下：

工况A：补水箱满水；

工况B：补水箱存有半箱水；

工况C：补水箱无水(相当于无补水箱)。

三种工况瞬态初始时刻蒸汽发生器出口蒸汽压力是一致。瞬态开始时刻为非能动余热排出系统投入运行的时刻，这一时刻的蒸汽发生器下降段水位低于水位定值，所以补水箱出口侧阀门在瞬态开始时已经处于开启状态。当补水箱的水位降低至较低的水平(取为0.1m)时，关闭补水箱出口侧的阀门，停止补水。

图4至图9分别给出了瞬态过程中各个支路的流量(补水箱补水流量、换热器支路凝水流量、总凝水流量)、蒸汽压力、非能动余热排出系统换热器换热量等参数随时间的变化趋势。

图4为补水箱出口侧补水流量的变化情况。由于三种工况瞬态初始时刻补水箱上部的蒸汽压力是一致的，所以补水箱补水流量的大小取决于箱内水位的高低。水位高的情况下，补水箱出口处液体的压力更高，当出口侧阀门打开后，由补水箱向凝水管道注入的液体流量将会更大。同时，补水箱内水装量越多，瞬态过程中补水的持续时间也就越长。当补水箱水位降低至阀门关闭的水位定值时，补水箱出口侧阀门关闭，补水终止。

图4 补水箱出口补水流量Fig.4 Flowrate at the makeup tank outlet

图5为非能动余热排出系统换热器出口侧(未到补水支路连接点)的凝水流量变化情况。从结果可以看出，补水箱不同的初始水装量对换热器支路凝水流量会产生一定影响。结合图4可知，在补水过程中，补水箱的补水流量越大，对换热器支路流量的抑制效应越明显。补水结束后，换热器支路凝水流量将首先上升至与当前时刻换热量相适应的流量水平，后续凝水流量的变化与需要导出的热量变化相关。

图5 换热器支路凝水流量Fig.5 Flowrate at the heat exchanger outlet

图6为蒸汽发生器入口的总凝水流量，这一流量为补水箱补水流量与换热器支路凝水流量之和。

图6 蒸汽发生器入口总凝水流量Fig.6 Total flowrate at the inlet of steam generator

图4至图6的流量变化曲线有几个需要说明的问题：其一是补水箱出口侧阀门的关闭会对补水箱出口支路至凝水管道连接处之间的流动将会造成一定的扰动，有部分换热器支路的凝水流量会急速串至补水箱出口支路，对于工况A，这一变化出现在3450s附近，对于工况B，这一变化出现在2350s附近。其二是随着事故冷却水箱内的水不断被升温蒸发，导致非能动余热排出系统换热器与事故冷却水箱之间的换热能力下降，从而经过换热器换热后流出的流体将由单相液体逐渐变为两相的气液混合物，流体进出口焓差降低，在总换热量相对变化不大的情况下，流量将会有所上升。工况A的这一变化出现在6000s附近，工况B的这一变化出现在5100s附近，工况C的这一变化出现在4300 s附近。

图7为蒸汽发生器出口蒸汽压力的变化情况。在瞬态初期，非能动余热排出系统的换热能量低于堆芯产热量，导致蒸汽压力处于较高的水平，并且自动开启大气释放阀进行卸压排放。从结果可以看出，工况A大气释放阀开启次数最多，工况C大气释放阀开启次数最少。随着堆芯余热水平的下降，且非能动余热排出系统持续导出热量，蒸汽压力逐渐降低。

图7 蒸汽压力Fig.7 Steam pressure

图8为非能动余热排出系统换热器换热功率随时间的变化情况。可以看出，在补水箱补水阶段，未设置补水的工况C换热器导出热量比设置有补水箱的工况A及工况B的换热器导出热量高，而补水箱初始水装量越大，补水阶段通过换热器导出的热量越低。这是由于补水箱补水流量抑制了换热器支路的流量，而换热器支路流量在一定程度上体现了换热器导出热量的大小。当补水结束后，工况A和工况B的换热器支路流量重新建立在与当前状态以及系统所需导出热量相匹配的水平上。

图8 非能动余热排出系统换热器换热功率Fig.8 Heat conduction through passive residual heat removal system exchanger

图9为蒸汽发生器下降段的水位变化情况。补水箱初始水位越高，瞬态过程中注入蒸汽发生器的水也将越多，使得瞬态过程中蒸汽发生器下降段水位越高；此外，对于无补水箱的工况，瞬态过程中，蒸汽发生器下降段水位将会出现较大波动。

图9 蒸汽发生器下降段水位Fig.9 Water level in the steam generator downcomer

通过以上对不同工况进行评价分析，归纳得出以下主要结果：

(1) 流量

补水箱支路流量：补水箱初始水位越高，在补水箱补水过程中注入的流量越大，补水时间越长。

换热器支路流量：补水箱初始水位越高，换热器支路流量在补水过程中越低，补水结束后换热器支路流量迅速上升；瞬态长期阶段不同工况的换热器支路流量将趋于一致。

总凝水流量：补水箱初始水位越高，瞬态短期阶段总凝水流量越大，但随着补水终止以及总凝水流量的逐步下降，瞬态长期阶段不同工况的总凝水流量将趋于一致。

(2) 蒸汽压力

补水箱初始水位越高，补水阶段补水流量越大，抑制了通过换热器导出的功率，延缓了瞬态初期蒸汽压力的下降，需要通过多次开启大气释放阀进行卸压排放。瞬态长期阶段不同工况的蒸汽压力趋于一致。

(3) 换热器换热量

在补水箱补水阶段，补水流量越大，通过换热器的换热量越少，补水结束后，不同工况的换热器换热量将朝着与堆芯余热匹配的方向变化，趋于一致。

(4) 蒸汽发生器下降段水位

补水量越大，瞬态过程中蒸汽发生器可以维持较高的水位，有利于稳定蒸汽发生器的内部循环。

3 结论

针对非能动余热排出系统补水箱初始水位进行了敏感性分析，结果表明：

• 无论是否设置补水箱，目前设计的非能动余热排出系统均能有效导出堆芯剩余衰变热。

• 不同的补水箱初始水位对非能动余热排出系统运行的影响主要表现在补水阶段，补水箱初始水位越高，对换热器支路的流量抑制越大，继而削弱了换热器导出热量的水平；但是在补水结束后的长期瞬态阶段，不同工况的各个参数变化将趋于一致。

• 瞬态过程中蒸汽发生器水位的高低取决于有无补水以及补水量的多少，设置合适的补水箱可以确保蒸汽发生器内的有效水装量，从而利于非能动余热排出系统的长期稳定运行。

通过本文的分析，最终确定了补水箱水装量对二次侧非能动余热排出系统运行的影响，为系统进一步优化设计提供了参考。

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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，贵州六盘水人，工程师，硕士，现主要从事反应堆热工水力和安全分析研究

TL333

A

0258-0918(2016)06-0746-05