非能动安全壳热量导出系统热交换器不同安装方案的换热性能研究

杨理烽, 薛卫光, 孟兆明, 丁铭, 孙中宁

(1.中国核电工程有限公司, 北京 100840; 2.哈尔滨工程大学 核科学与技术学院,黑龙江 哈尔滨 150001; 3.哈尔滨工程大学 黑龙江省核动力装置性能与设备重点实验室,黑龙江 哈尔滨 150001)

非能动安全壳热量导出系统(passive containment heat removal system,PCS)是第三代百万千瓦级压水堆核电厂中的关键非能动系统,该系统用于核电厂超设计基准事故工况下安全壳的长期排热,也用于严重事故工况(超设计基准事故发展到堆芯明显恶化的严重事故)的事故缓解。在核电厂发生超设计基准事故(包括严重事故)工况时,PCS能够将安全壳内压力和温度降低至可接受的水平,以保持安全壳的完整性[1-2]。

PCS采用非能动技术,发生全厂断电时,在没有操纵员干预的情况下,系统能够自动投入运行,利用自然循环实现安全壳的长期排热[3]。在无需操纵员操作的情况下,安全壳非能动排热时间可以至少维持72 h。

PCS设置了3个相互独立的系列,由3×33.3%的系列组成,每个系列中设置的PCS热交换器要在事故下高效地排出安全壳内的热量。

PCS换热器是PCS的重要设备。它的主要功能是：换热器内的水和安全壳内的高温空气通过冷凝[4-5]、对流和辐射传热进行能量交换,然后依靠热交换器与外部水箱的高度差和水温变化的密度差形成自然循环,从而实现把安全壳内的热量连续不断地传递到安全壳外的目的。

随着“华龙一号”机型的不断优化升级,PCS热交换器的安装方案也随厂房结构的变化而变化,为了在保持PCS热交换器设备本身结构不变的前提下,保证其仍具有同样的换热能力,本文针对“华龙一号”核电站PCS热交换器可能存在的不同布置需求,对PCS热交换器在核电厂安全壳内不同的安装高度下的换热性能进行分析研究,为PCS热交换器不同安装高度方案的可行性提供实际工程设计依据。

1 PCS热交换器的设计

“华龙一号”PCS热交换器采用光管传热管型式,考虑到工程实际需求,“华龙一号”工程应用的PCS热交换器采用了略带倾角的C型传热管、上下联箱筒体加整体支撑框架的结构型式,传热管共132根,传热面积约94 m2,满足事故下热量导出需求。为满足交换器本体的支撑、整体设备的抗震和在安全壳内的安装需求,增加了外部支撑框架的设计,设备整体结构如图1。

图1 PCS热交换器整体结构Fig.1 PCS heat exchanger structure drawing

PCS热交换器的整体结构尺寸相对较大,在安全壳内的安装会占据较多空间,由于核电厂安全壳内相应的安全系统、辅助系统设备、管道众多,且每项设备和管道的布置方案均需经过力学分析,稍有改动就可能需要重新核算,导致增加大量的计算工作量或相应的设计方案改动,因此,对于壳内有限的空间内确定PCS热交换器的最佳安装位置,且不影响其换热性能是一项十分关键的设计工作。而要满足该设计要求,首先需要确定PCS热交换器在壳内可能的不同安装高度下,其换热能力是否有较大程度的变化,是否能满足设计需求。

2 PCS热交换器换热能力分析

根据热交换器的设计原理,在保持运行工况、换热功率、热交换器结构不变的前提下,即换热面积不变的情况下,换热能力主要取决于热交换器在实际运行中的传热系数。而传热系数包括管外传热系数、壁面热阻和管内传热系数。对于同一台热交换器,其传热管规格和材料使用均保持不变,因此壁面热阻没有变化,所以需要确定管内传热系数和管外传热系数的变化规律。

2.1 管内传热系数分析

根据上文的描述,PCS热交换器采用的是传热管直接与安全壳内高温空气大面接触的热交换器类型,管内为冷却水,热交换器的管内传热系数主要取决于管内冷却水压力、质量流量、入口温度、出口温度等参数[6]。

而对于同一个PCS但不同安装高度的PCS热交换器而言,其管内冷却水压力、质量流量、入口温度、出口温度等设计参数基本一致,因此可以认为PCS热交换器管内传热系数在不同安装高度上也基本一致。

2.2 管外传热系数分析

对于PCS热交换器的管外热交换,主要是事故工况下,安全壳内高温的水蒸气和空气的混合气体在PCS换热器的冷凝作用下,传热管附近混合气体中的部分水蒸气被凝结,温度降低,该处的混合气体密度增大,即产生了向下的驱动力,导致混合气体向下流动,这是PCS热交换器的冷凝换热[7-9],同时叠加对流、辐射等换热机理,并叠加安全壳内热工水力的复杂状态,因此,影响PCS热交换器的管外传热系数的因素较为复杂,目前未有相关的理论计算和分析。

3 安全壳内热工水力状态分析

事故后PCS导出安全壳热量的能力不仅取决于PCS热交换器自身运行特性,也取决于安全壳内部的热工水力状态,安全壳内部气体或温度分布的不均匀性都会对PCS的导热能力存在重要影响。

为此,本文采用MAAP等基于集总参数方法的分析程序系统计算了事故后PCS作用下的安全壳压力、温度以及气体分布等变化情况,通过计算,在PCS换热器的作用下,安全壳内的气体分布以及混合气体温度分布在高度方向上均呈现一定的层结构,但是分层的差值不大,且水平方向上的分布基本为相对均匀状态(见图2、3)。因此,安全壳内部气体或温度分布对PCS换热器的导热能力的影响可以认为是基本一致的[10]。

图2 安全壳内混合气体流场Fig.2 Mixed gas flow filed inside containment

图3 安全壳内温度分布Fig.3 Temperature distribution inside containment

经过上述分析,为了得出PCS热交换器在壳内可能的安装高度下其换热能力的变化趋势,本文采用试验的方式进行研究验证。首先试验以典型事故序列1模拟试验的质能释放源项的大小和变化作为试验喷放源,对安全壳内大气温度及气体分布进行试验研究。

4 典型事故序列1模拟试验

典型事故序列1模拟试验即LOCA事故(大LOCA)模拟试验是针对堆芯未熔化的冷段失水事故展开的模拟,主要关注事故后安全壳内的压力响应过程以及PCS 的排热能力。典型事故序列1工况为质能释放包络工况,该事故质能释放源项的计算采用了一系列保守性假设,所以质能释放量较大。图4展示了基于比例模化得到的试验蒸汽喷放流量的设定曲线和正式试验时实际的蒸汽流量变化曲线,两者符合得很好。

图4 LOCA 事故模拟试验蒸汽喷放流量Fig.4 LOCA accident simulation test steam injection flow rate

4.1 安全壳模拟体内的温度分布

为了掌握事故工况下安全壳模拟体内(以下简称“壳内”)沿高度方向上的气体温度分布情况,本研究分别对隔间区域、操作平台以上空间区域、沿高度方向上的温度测点数据进行了分析,选取了4个典型位置的轴向温度测点(如图5所示)。

图5 沿高度方向的温度测点分布Fig.5 Distribution of temperature measurement points along the height direction

图6 给出了LOCA 事故模拟试验中2个不同隔间(一个有蒸汽喷口,另一个没有蒸汽喷口)内沿高度方向上的气体温度分布情况。可以看出,在喷放之初,同一隔间内喷口上方的气体温度在高度方向上具有一定程度的差异。但随着喷放的进行,这一差异很快消失。喷放时间超过1 500 s),同一隔间内沿高度方向上气体温度变化情况基本相同。

图6 LOCA 事故模拟试验中隔间内气体温度分布Fig.6 Gas temperature distribution in LOCA accident simulation test compartment

对于不同隔间,在喷放开始后,1#SG 隔间(喷口所在隔间)内气体温度显著高于2#SG 隔间内气体温度,最大温度差可达到约27 ℃,但随着喷放的进行,2个隔间内气体温度的差异越来越小。在喷放至5 500 s后,喷口所在隔间内气体温度仅略高于2#SG 隔间内气体温度,最大温差不超过2 ℃。

图7展示了序列1 试验中操作平台以上空间内沿高度方向上的气温分布情况。可以看出,在试验不同阶段,操作平台以上空间内4个典型轴线上的气温分布规律基本相同：在试验喷放初期(<5 500 s),喷放蒸汽流量虽按阶梯折线减少,但一直都很大,使得操作平台以上空间各处快速升温,并且随着喷放的进行,高度方向上气体温度分布越发趋于均匀。最初喷放时,高度方向上最大温差约为6 ℃,到本阶段喷放结束时,高度方向上最大温差仅仅约为2 ℃,这表明空间气体得到了充分的搅混。

图7 试验中操作平台以上空间沿高度方向上温度分布Fig.7 Temperature distribution in the space above the operating platform along the height direction in the test

4.2 安全壳模拟体内蒸汽浓度分布

图8 为安全壳模拟体内部分气体采样点布置示意图。图9 为LOCA故模拟试验中测得的安全壳模拟体内蒸汽浓度的分布情况。

图8 壳内关键气体采样测点布置示意Fig.8 Layout of sampling points inside the containment

图9 LOCA 事故模拟试验壳内蒸汽分布Fig.9 LOCA accident simulation of steam distribution inside containment

由图9可知,在高度方向上蒸汽浓度的分布规律与气体温度分布规律基本相同：在喷放之初,蒸汽喷放流量最大,喷口所在隔间内蒸汽浓度(AP3)高于其他隔间(AP4),但随着喷放的进行,两者差异逐渐减小,直至基本消失;在喷放之初(<1 800 s),伴随着PCS的启动,PCS排热功率从零开始逐渐增加,换热器附近蒸汽浓度(AP38)与操作平台以上空间内其他位置处的蒸汽浓度基本一致。

5 PCS热交换器不同布置高度试验

PCS热交换器布置高度影响试验目的就是研究安装高度对PCS热交换器排热能力的影响。试验喷放源项以典型事故序列1模拟试验的质能释放源项的大小和变化进行调节。

试验方案根据工程设计的需求,对可能进行布置PCS热交换器的空间内进行了选点,一共选定了5个安装位置,见图10。试验时以位于安全壳模拟体内高、中、低3个不同标高位置的热交换器(即3# PCS、4# PCS、5# PCS)作为研究对象,3个热交换器周向均匀布置。为便于比较,试验中使用了中心喷口,使壳内形成比较均匀的温度场和流场,而对于PCS 系统则采用水泵驱动的强迫循环,尽可能保证3列PCS的流量相同,如图11所示。

图10 不同标高位置的PCS热交换器布置Fig.10 Layout of PCS heat exchanger at different elevations

图11 PCS回路强迫循环流量Fig.11 PCS forced circulation flow

经过试验,图12展示了试验中3个不同布置高度处PCS热交换器的排热功率情况。可以看出,在试验高速喷放时间段内(<5 500 s),PCS功率不断上升,经过对试验数据的分析,3#热交换器排热功率最低,5#热交换器与4#热交换器的总排热量分别比其高了约8.6%、6.3%。实验进行至5 500 s后,试验转为低速喷放阶段,3列PCS的排热功率均开始下降,但4#热交换器总排热量最低,3#和5#热交换器总排热量比其高了约5%、10%。对于整个试验过程,3#和4#排热功率基本相当,5#热交换器排热功率较高,比两者高了约7%。由此可见,标高最低的5#热交换器的排热功率相对较高。

图12 不同标高PCS排热功率Fig.12 Heat removal power of PCS at different elevations

图13给出了不同标高热交换器附近气体平均温度的变化情况。可以看出,在试验高速喷放时间段内(<5 500 s),3个热交换器附近气体平均温度基本一致。此后,试验转为低速喷放阶段,4#热交换器附近气体温度波动相对较大,但3个热交换器附近气体平均温度仍然基本一致。由此可见,5#热交换器排热功率相对较高并不是空间温度的影响,通过分析,最可能的原因是空间气体流速的影响,由于5#热交换器距离操作平台与壳壁之间的环形通道较近,气流在环形通道附近因流通面积减小而加速,故其具有最高的排热能力。

图13 不同标高PCS热交换器附近气体平均温度Fig.13 Average gas temperature near heat exchanger at different elevations

6 结论

1)在整个安全壳高度内,在具备足够空间的前提下,PCS热交换器优先考虑安装在较低位置,该位置不仅可以获得最大的排热能力,同时也有利于设备的抗震设计和后期的运行维护。

2)换热器布置在较高位置也能够满足换热设计要求。但为保证充足的设计裕量,可以适当增加热交换器的换热面积。

综上,通过对PCS热交换器不同安装高度换热能力的理论分析和试验研究,为“华龙一号”及后续堆型PCS换热器的设计提供了充分的依据,也为PCS热交换器实际工程的设计及应用打下了坚实基础。