1、科技视界Science&Technology VisionDOI：10.19694/ki.issn2095-2457.2022.31.04基于一体化程序的安全壳热工水力响应研究张旭昊王辉石雪垚（中国核电工程有限公司，北京100840）【摘要】本 文 以 压水堆安全 壳 作 为研究 对 象，采 用严 重 事 故一 体 化 分 析 程 序，分 析 了 冷 段 双 端 剪 切 断 裂 事 故 下 安全 壳热 工水 力 响 应，并和PAREO程 序进 行了 对比，二 者 计算 结果 在 大 部 分 时 间 段 符 合 较 好，而 由 于 二 者 喷 淋 模 型 的 不同，在 喷淋 启 动 后的 一段
2、时 间内，一 体 化程 序 计算 的 温度 要 低 于PAREO中 的 结 果。此 外，对 比 了 使 用 不 同 破 口 质 能 释放 分 配 模 型 对 计 算 结 果 的 影 响，结 果 表 明：在 事 故 发 生 早 期 阶 段，将 质 能 释 放 分 配 到 气 相 和 液 相 会 得 到 更 保 守 的 安 全壳压力 和温 度 值，而 在长 期 阶段，将 质能释 放全 部分 配 在 气相 的结 果 更 保守。【关 键词】安 全 壳；冷 段大破 口 失 水事 故；热工 水 力响 应；质能 释 放0引言反应堆安全壳是防止裂变产物泄漏的第三道屏障，是确保核电厂周围居民安全的最后一道防线。
3、安全壳的设计需要留有足够的裕量，以承受事故引起的压力和温度变化，阻止放射性物质的大量释放。对于安全壳在设计基准事故下的压力和温度的分析，通常采用 GOTHIC、PAREO 等专门的安全壳热工水力响应程序。除此以外，MELCOR、MAAP 等严重事故一体化程序也开始被应用于设计基准事故下的安全壳分析，例如美国桑迪亚国家实验室1-3开展了一系列设计基准事故下使用严重事故一体化程序进行安全壳分析的工作，中国核动力研究设计院以及核与辐射安全研究中心也进行了类似的工作4-5。本文采用严重事故一体化分析程序，对压水堆冷段大破口失水事故后安全壳的响应进行了分析，并与PAREO 程序的结果进行了对比，验证了模
4、拟方式的合理性，在此基础上，研究了一体化分析程序中不同的破口质能释放分配模型对计算结果的影响。1模拟对象本文针对国内某核电厂大破口失水事故下的安全壳热工水力响应过程进行计算分析。安全壳的主要设计参数如表 1 所示，主要材料的物性如表 2 所示。2计算模型与参数2.1安全壳模型本文在计算时采用了单控制体模型，由于现有的压水堆设计存在大空间而且安全壳喷淋会在设计基准事故发生不久后启动，使得安全壳内大气可以被较好地混合；相较于多控制体模型，单控制体模型计算会有更高的安全壳峰值压力，该方法被广泛接受2。此外，在计算时忽略了气相和液相间的对流换热以得到保守的结果。基 金项 目：国家 科 技部重点 研 发
5、 计划资 助项 目（2019YFE0194200）。新技术应用012Science&Technology Vision科技视界表1安全壳主要设计参数表2主要材料物性设计参数值内层安全壳内径，m41.8内层安全壳壁厚，m1.3外层安全壳内径，m48.0外层安全壳壁厚，m1.5环形空间间距，m1.8自由容积，m371300设计压力，MPa0.520设计温度，145材料密度，kg/m3比热，J/（kg ）热导率，W/（m ）碳钢7769.7502.4245.04不锈钢7769.7502.4216.28混凝土2306.9879.221.73空气1.181004.830.028油漆12001674.72
6、0.172.2传热系数安全壳壁面和底板的传热系数采用表 3 中的假定值；对于内部热结构的传热系数，则使用程序的计算值。2.3安全壳喷淋安全壳喷淋的主要参数见表 4，在一体化程序中，没有对换热器进行建模，假设入口喷淋温度保持不变，此外设置了流道用于排出安全壳控制体中的喷淋水，避免控制体内的水量持续增加。表3传热系数表4安全壳喷淋参数定义传热系数，W/（m2 ）环形空间大气和墙壁的传热系数16安全壳内空气和墙壁的传热系数程序计算内置换料水箱水和内部底板的传热系数120内部底板和大地的传热系数3500喷淋参数值启动时间，s140质量流量，kg/s256平均液滴直径，mm0.7入口喷淋水温，552.4
7、质能释放大破口失水事故可分为喷放、再灌水、再淹没及再淹没后四个阶段，破口质能释放如图 1 图 3 所示，其中再灌水阶段时间很短，这阶段的质能释放合并到了再淹没阶段。图1喷放阶段质能释放图2再淹没阶段质能释放一体化程序中可定义破口质能释放到气相或者液相。本文将质能释放数据进行相分离的处理。破口流体的含气量 x 为x=h-h1hv-h1（1）新技术应用013科技视界Science&Technology Vision初始条件值压力，MPa0.11温度，55湿度10%表5安全壳初始条件图3再淹没后阶段质能释放其中，h 为破口流体比焓，hl为对应安全壳总压的饱和水比焓，hv为对应安全壳总压的饱和蒸汽比焓
8、。当 x=1 时，破口流体质量和能量全部释放到气相；当 x=0 时，破口流体质量和能量全部释放到液相；当0 x1 时，破口流体质量和能量按下式分别释放到气相和液相：mv=mx（2）Ev=mvhv（3）ml=m（1-x）（4）El=mlhl（5）其中，m 为总的破口质量流量；mv为释放到气相的质量流量，Ev为释放到气相的能量流量；ml为释放到液相的质量流量，El为释放到液相的能量流量。2.5初始条件表 5 中给出了计算时采用的主要安全壳初始条件。3结果分析3.1安全壳热工水力响应分析冷段大破口失水事故下安全壳压力、大气温度和露点温度的计算结果如图 4、图 5 所示。可以看出，在喷放阶段，一回路大
9、量高温高压的冷却剂从破口处流出进入安全壳，发生闪蒸，引起安全壳压力和温度的快速上升；随后由于破口处流出的冷却剂质量和比焓减小，加上安全壳内热结构吸收热量，安全壳压力和温度开始降低；140s 时安全壳喷淋启动，安全壳温度快速下降逐渐接近露点温度；在长期冷却阶段，质能释放维持在较低水平，在热结构和喷淋作用下，安全壳压力和温度逐渐降低。整个事故过程中，14.07s 时安全壳达到峰值压力 0.437MPa，低于设计压力 0.520MPa，峰值压力和设计压力之间有 16%的裕量；15.57s 时达到安全壳峰值大气温度 184.83；1050.4s 时达到安全壳峰值露点温度 132.55，低于设计温度 1
10、45。事故后 24h 时，安全壳压力为 0.155 MPa，低于峰值压力的 50%（0.219 MPa），安全壳大气温度为 75.65，露点温度为 75.65。3.2与PAREO程序的对比分析本节将严重事故一体化程序计算结果和 PAREO 程序结果进行对比，PAREO 程序中的初始条件和边界条件设定与一体化程序中一致。表 4 为二者计算的峰值压力、峰值温度和露点温度。可以看出，严重事故一体化程序和 PAREO 计算得到的峰值参数相差不大。整个事故过程中安全壳压力、大气温度和露点温度的对比曲线如图 6、图 7 所示。在大部分时间段二者吻新技术应用014Science&Technology Vis
11、ion科技视界对比一体化程序PAREO最大压力，MPa0.4370.447最大气体温度，184.83184.036最大露点温度，132.55133.262表6安全壳峰值对比合的都比较好。在事故后 140s 时，由于喷淋的启动，一体化程序计算的温度相比 PAREO 有很大的下降，这可能是两个程序采用了不同的喷淋模型导致的。图4安全壳压力计算结果图5安全壳大气温度和露点温度计算结果图6安全壳压力计算结果对比图7安全壳大气温度和露点温度计算结果对比一体化程序中的喷淋模型为：dmdt=-2gD（1+0.25Re1/2Sc1/3）Dcln（1+B）（6）dTdt=1mcplcpv（T-Tcv）（1+B）
12、1/Le-1+hfgdmdt（7）dzdt=4（d-g）gD3gCd1/2（8）其中，m 为液滴质量，T 为液滴温度，Tcv为控制体大气温度，z 为液滴下落高度，d为液滴密度，g为控制体大气密度，cpl为液滴热容，cpv为控制体大气热容，hfg为汽化潜热，D 为液滴直径，Re 为雷诺数，Sc 为施密特数，Le 为刘易斯数，Dc为扩散系数，Cd为阻力系数，B为质量传递驱动力。PAREO 中的喷淋模型为：q?asp=m?asphl（Pgaz，Tfinal）-m?asphl（Pgaz，Tasp）（9）q?asp=q?asp-g+q?asp-c（10）新技术应用015科技视界Science&Techn
13、ology Visionq?asp-c=m?conahv（Pgaz，Tgaz）-m?conahl（Pgaz，Tfinal）（11）其中，q?asp为喷淋水吸收的功率，q?asp-g为用于气相去过热的功率，q?asp-c为用于液滴附近冷凝潜热的功率；m?asp为喷淋水的质量流量，m?cona为液滴上冷凝的质量流量；P 为压力，T 为温度，下标 gaz 和 vap 分别表示气相和水蒸气；Tasp为安全壳入口喷淋水的温度，Tfinal为下降结束时的最终喷淋水温，PAREO 中假设其为露点温度；hv和 hl分别为水蒸汽和液体水的比焓。在 PAREO 中用于冷却过热大气的功率只占总喷淋功率的 8%，所以
14、喷淋启动较长一段时间后大气温度才达到了饱和。而在一体化程序中，喷淋功率有很大一部分都用于冷却过热大气，所以喷淋启动后大气温度迅速降低到了露点温度附近。为了确定二者计算的差异是喷淋模型的导致的，对比计算了在没有喷淋的情况下，二者的计算结果。图8安全壳压力计算结果对比图9安全壳大气温度和露点温度计算结果对比从图 8、图 9 可以看出，当没有喷淋时，二者的计算结果相差较小，可以确定前面计算的偏差基本是由于一体化程序和 PAREO 喷淋模型的不同导致的。总体而言，与 PAREO 程序计算结果的对比表明，本文建立的计算模型可用于事故后安全壳热工水力响应的计算分析。3.3不同质能释放模型的影响NRC 在文
15、献1中推荐将质能释放设置到气相，而 PAREO 程序计算则使用 3.4 节中的质能释放模型。在使用一体化程序进行计算时，这二者的结果有较大的差异。本节中探讨了不同的破口质能释放模型对计算结果的影响，分别计算了将破口流量全部分配到气相或全部分配到液相，并和相分离的结果进行了对比，如图 10 图13 所示。图10安全壳压力计算结果对比图11安全壳大气温度计算结果对比新技术应用016Science&Technology Vision科技视界图12安全壳露点温度计算结果对比图13安全壳过热度计算结果对比在喷放阶段，质能释放全部分配在气相没有出现过热，安全壳大气温度和露点温度相同，峰值温度要低很多，这是
16、由于喷放阶段质能释比焓（图 1）低于饱和蒸汽的比焓。而将破口流量全部分配到液相，这部分水的比焓要高于饱和液体比焓，在液相发生闪蒸，使得大气温度和压力快速上升；由于水在液相蒸发时会吸收热量，使得水蒸气的含量偏低，导致安全壳压力和露点温度要偏低；而随着再淹没阶段开始，有一部分比焓很高的质能释放（图 2），将它们分配到液相使得计算得到的温度要低于将破口流量分离的结果。在 140s 喷淋启动后，在喷淋的作用下，安全壳的过热度快速降低，大气温度逐渐接近露点温度，安全壳内水蒸气接近饱和。在再淹没结束后阶段，将质能释放全部分配在气相计算得到的安全壳大气温度和压力相对偏高，而将质能释放全部分配在液相结果相对偏低。总体来说，在事故开始的一段时间内，将破口流量分配到气相和液相得到的结果相对保守，而在事故发生较长的时间后，将破口流量全部分配在气相会得到更保守的结果。4结语本文采用一体化程序，分析了压水堆安全壳在冷段双端剪切断裂事故下的热工水力响应，安全壳峰值压力为 0.437MPa，低于安全壳设计压力，二者之间有 16%的裕量；安全壳峰值露点温度为 132.55；事故 24h 后安全壳压力为 0.155MP
