二次侧非能动余热排出系统启动特性试验研究

时间：2024-07-28

李亮国，龙彪，孙振邦，许严阵，苏前华,*，吴小航，卢冬华，朱峰

(1.中广核研究院有限公司，广东深圳 518026； 2.深圳中广核工程设计有限公司，广东深圳 518026)

二次侧非能动余热排出(ASP)系统作为国内二代加型百万千瓦级压水堆核电厂的重要改进项，其基于蒸汽发生器二次侧闭式自然循环的基本原理，主要应对全场断电等超设计基准事故，可显著提高核电厂的固有安全性。在核电厂正常运行时，ASP系统处于备用状态，当发生事故后需通过打开ASP系统隔离阀以投入ASP系统。对于ASP系统需研究ASP系统投入后能否建立自然循环以及ASP系统建立自然循环过程中是否存在汽(水)锤、流动不稳定性等物理现象，同时，ASP系统的运行特性与系统设备构成及布置密切相关。因此有必要针对国内二代加型百万千瓦级压水堆核电厂ASP系统研究其启动特性及影响因素。

许多学者针对不同堆型的二次侧非能动余热排出系统采用软件模拟、试验研究方法进行系统启动特性及其影响因素的研究。卢向晖等[1]采用RELAP5程序对某二代加型百万千瓦级压水堆核电厂二次侧非能动余热排出系统启动过程中的稳定性和汽(水)锤现象进行建模分析，研究认为阀门的快速启闭容易引起阀门前后管道中介质压力或动能发生剧烈变化，尤其对于高温高压的蒸汽，瞬间的压力波动会产生很大的冲击波(即汽锤和水锤)，研究了全厂断电事故下系统采用不同的启动方式和启动速度下的启动特性。宫厚军等[2]对含有补水箱的二次侧非能动余热排出系统通过RELAP程序进行了建模分析，研究了补水启动和液柱启动两种不同启动方式、系统阻力对二次侧非能动余热排出系统启动特性的影响。肖泽军等[3]通过建造相应的试验装置，针对AC600二次侧非能动余热排出系统开展了试验研究，研究了系统阻力、下降段液柱高度、系统冷热芯位差等对系统启动及运行特性的影响。Sun等[4]以HPR1000为原型，采用等高模拟的方式设计建造了试验装置，并在该试验装置上开展了不同启动方式和系统阻力对系统启动特性的影响研究。

为获取二代加型压水堆ASP系统的启动特性及其影响因素，基于多级双向模化分析(H2TS)方法设计建造ASP试验装置(ASPTF)。在ASPTF上开展不同方式下的ASP系统启动特性试验，研究ASP系统隔离阀动作时间、蒸汽管线阻力、回水管线阻力、蒸汽发生器二次侧水装量、蒸汽释放阀对ASP系统启动特性的影响。

1 试验装置

根据试验需求与试验目的，针对试验过程涉及到的系统与设备进行模化设计。目前国内外新建造的系统效应试验装置如美国的APEX试验装置、中国的ACME试验装置、韩国的ATLAS试验装置均采用H2TS的模化设计方法[5-8]。针对ASP系统试验的研究需求，参照国内外同类试验装置的模化比例，结合实际场地条件及关键物理现象模化相似性要求，基于H2TS方法进行ASPTF的模化设计[9-10]。ASPTF的主要模化比例列于表1。

表1 ASPTF模化比例Table 1 Scaling criteria for ASPTF

ASPTF回路系统流程如图1所示，该装置主要由一回路系统、二回路系统、安全排放系统、供水系统、测控系统、电气系统等组成。

ASPTF中堆芯模拟体采用电加热模拟核释热，一回路的水在主泵模拟体的驱动下通过堆芯模拟体的电加热组件加热后进入蒸汽发生器模拟体一次侧，并通过蒸汽发生器中的U型管将热量传递至蒸汽发生器二次侧，蒸汽发生器中二次侧的水受热变为蒸汽。正常运行时，ASP系统处于隔离状态，冷凝器快关阀与补水系统快关阀打开，蒸汽发生器二次侧的蒸汽通过冷凝器快关阀及背压阀后进入冷凝器冷凝后返回至补水系统。当ASP系统投运时，冷凝器快关阀与补水系统快关阀关闭，蒸汽管线快关阀与回水管线快关阀按照测控系统的自动控制信号依次自动打开，蒸汽发生器二次侧产生的饱和蒸汽通过内置于换热水箱中的换热器冷凝后返回至蒸汽发生器二次侧，并将热量传递至换热器换热水箱，敞口换热水箱将热量最终传递至大气环境。

换热水箱水温采用T型热电偶进行测量，其余温度测量采用N型热电偶，热电偶测量精度为Ⅰ级；流量采用文丘里流量计配合Honeywell STD720差压变送器获取；压力采用Honeywell STG77L压力变送器获取，压力及差压测量精度为0.1%。所有采集信号通过NI系统进行处理。ASPTF堆芯模拟体最大功率为1 MW，且可通过测控系统实现功率的调节与自动控制。

图1 ASPTF回路系统流程Fig.1 Schematic diagram of ASPTF

2 试验工况与试验方法

2.1 试验工况

在反应堆原型发生全场断电等事故工况时将投运ASP系统，当ASP系统投运时对应着特定的堆芯功率，因此本文试验工况中均为同一堆芯加热功率，试验工况列于表2。

2.2 试验方法与边界条件

正式试验开展前通过调节二回路上的节流件及阀门以保证ASP系统的阻力系数与原型的一致。首先进行系统状态调整，试验前ASP系统处于隔离状态，蒸汽释放阀处于关闭状态，蒸汽管线阻力系数与回水管线阻力系数为标准值，换热器换热管内注满室温水，换热水箱中注入室温水至标准液位。将一回路压力及加热功率调整至额定状态，调整二回路压力至额定压力，蒸汽发生器二次侧液位至45%WR的标准值。然后执行自动控制程序，依次打开蒸汽管线隔离阀与回水管线隔离阀，ASP系统隔离阀的标准动作时间为蒸汽管线隔离阀经过10 s打开，间隔5 s后给定回水管线隔离阀打开信号，回水管线隔离阀历经10 s打开，测控系统自动同步记录相应的信号直至试验结束。

表2 试验工况Table 2 Experimental condition

注：εm为蒸汽管线标准阻力系数；εb为回水管线标准阻力系数；WR为满功率下蒸汽发生器宽量程液位值

开展不同工况试验时遵循单一变量原则。开展隔离阀动作时间影响试验时按照表2仅调整蒸汽管线隔离阀与回水管线隔离阀的动作时间；开展蒸汽管线阻力影响试验时，按照表2仅调整蒸汽管线的阻力系数；开展回水管线阻力影响试验时，按照表2仅调整回水管线的阻力系数；开展蒸汽发生器二次侧水装量影响试验时，按照表2仅调整蒸汽发生器二次侧的初始液位；开展蒸汽释放阀影响试验时，按照表2仅在ASP系统投入时同步往复开启蒸汽释放阀。

2.3 试验数据处理与误差分析

本试验中采用文丘里流量计测量得到体积流量，根据下式进行质量流量的转换：

(1)

式中：M为质量流量；ρ为介质密度；v为体积流量。通过Fortran语言编写试验数据处理程序，计算中涉及到的水及蒸汽物性通过调用美国国家标准技术研究所(NIST)开发的水物性包得到。根据误差传递原理，得到质量流量的相对不确定度不大于0.52%。

本试验中换热器由多根换热管组成，换热管由上倾斜段、竖直段、下倾斜段、弯管段组成，每次试验前需向换热管内注水进行换热管内初始液位建立，由于换热管的特殊结构，在建立初始液位时较难保证换热管内初始液位完全一致。

3 结果与讨论

以试验装置到达稳定的额定参数并投入自动控制程序执行试验控制的时间点作为0 s，得到不同工况下的试验结果。

3.1 隔离阀动作时间的影响

图2 不同隔离阀动作时间下的系统流量Fig.2 Flow rate with different operating time of isolation valve

选取试验装置ASP系统隔离阀能达到的最快打开速率为工况1-1，获取不同隔离阀动作时间下ASP系统流量的变化，如图2所示。随着回水管道快关阀的打开，换热器换热管内的水在重力的作用下进入蒸汽发生器，由于初始换热器换热管内的启动液柱的存在，因此形成1个流量峰值，后随着自然循环的建立流量趋于稳定。试验过程中，阀门动作时间主要影响换热器换热管内的初装水进入蒸汽发生器的时间，不同隔离阀动作时间的影响试验中ASP系统未出现汽(水)锤现象，试验中均建立了稳定的自然循环，自然循环流量基本一致。

3.2 蒸汽管线阻力的影响

不同蒸汽管线阻力下ASP系统流量变化如图3所示。通过调节蒸汽管线上的阻力件，得到1.0εm、1.3εm、1.6εm3种不同蒸汽管线阻力下自然循环流量随时间的变化趋势基本一致，但由于蒸汽管线阻力的不同，自然循环流量最终的稳定值有所差别。自然循环流量随蒸汽管线阻力的增大而降低。

图3 不同蒸汽管线阻力下的系统流量Fig.3 Flow rate with different drag coefficients of steam pipeline

3.3 回水管线阻力的影响

图4 不同回水管线阻力下的系统流量Fig.4 Flow rate with different drag coefficients of backwater pipeline

不同回水管线阻力下ASP系统流量变化如图4所示。通过调节回水管线上的阻力件，得到1.0εb、1.3εb、1.6εb3种不同回水管线阻力下自然循环流量随时间的变化趋势基本一致，但流量峰值由于换热管内初始水装量即换热管内初始液柱高度的不同而略有差异。由于回水管线阻力的不同，自然循环流量最终的稳定值有所差别，自然循环流量随回水管线阻力的增大而降低。

3.4 蒸汽发生器二次侧水装量的影响

不同蒸汽发生器二次侧水装量下ASP系统流量变化如图5所示。通过调节蒸汽发生器二次侧初始液位分别为10%WR、20%WR、30%WR、45%WR，随着回水管道快关阀的打开，换热器换热管内的水在重力的作用下进入蒸汽发生器并形成1个流量峰值，后随着自然循环的建立流量趋于稳定。从图5中初始水装量的积分值可知，在30%WR液位工况下，由于换热器换热管内的初始水装量略小于表2中所列其他不同液位工况，其换热管内初始液柱相对较低进而导致其流量峰值略低，但流量变化总体趋势一致。

图5 不同蒸汽发生器二次侧水装量下的系统流量Fig.5 Flow rate with different secondary-side water inventory of steam generator

3.5 蒸汽释放阀的影响

对比工况5-1蒸汽释放阀往复开启同步投入ASP系统试验与工况5-2蒸汽释放阀关闭同步投入ASP系统试验的试验结果如图6所示。由图6可知，蒸汽释放阀的往复开启影响换热器换热管内初装水向蒸汽发生器二次侧的重力注入过程，且工况5-1中换热管内的初装水量相对较少，换热管内初始液柱高度相对较低导致蒸汽释放阀往复开启试验工况中自然循环流量的峰值小于蒸汽释放阀关闭的工况。在工况5-1中蒸汽释放阀的往复开启造成自然循环流量有小幅的波动，当蒸汽释放阀关闭后自然循环流量可恢复至稳定状态。由图6还可知，由于蒸汽释放阀的往复开启，导致二次侧非能动系统内的一部分蒸汽直接排至大气，排热途径的增加导致换热管内的降压速率高于蒸汽释放阀关闭的工况。

图6 不同蒸汽释放阀开启方式下的系统流量和系统压力Fig.6 Flow rate and pressure with different open modes of VDA