不可凝气体对PRS换热能力影响分析_张明.pdf

60科技视界Science&Technology VisionF新技术应用New Technology Application引言华龙一号电厂设计中，为了导出反应堆热量设置了辅助给水系统（包括电动辅助给水泵、汽动辅助给水泵）以及非能动余热排出系统（PRS）。其中 PRS 系统是华龙一号核电厂重要设计特征之一，在设计中 PRS 系统主要用于功率运行工况全厂断电叠加汽动辅助给水不可用事故下排出堆芯余热，确保堆芯安全。根据目前核电厂运行经验，汽动辅助给水泵运行维护相比电动辅助给水泵更加复杂，对电厂运行维护带来较大负担。在华龙一号设计中，由于设计了 PRS 系统，能否将汽动辅助给水泵改为电动辅助给水泵是目前业界一直探讨的问题之一。但是，在正常余排接入的停堆工况下发生全厂断电事故时，目前设计通常依靠汽动辅助给水泵来维持堆芯安全。PRS 系统在此工况下的带热能力在设计中未详细研究。核电厂在正常余排接入后，通过余排冷却一回路，并对二回路进行反冷，当一回路温度低于 100时，为防止二回路出现负压，需要将大气释放阀打开，使二回路与大气联通。此时，空气将进入二回路。如果在二次侧已经打开的情况下发生了全厂断电事故，利用 PRS 进行冷却需要将大气释放阀关闭，但此时二次侧管道内存留一定的空气。根据相关研究，不可凝气体的存在对蒸汽冷凝换热的影响非常大，进而影响了 PRS 系统的换热能力。如果此工况下 PRS 系统无法有效导出堆芯热量，堆芯安全将无法保证，汽动辅助给水泵则无法取消。因此，本文基于 RELAP/SCDAPSIM 程序对不可凝气体对 PRS 系统的换热能力影响进行研究，为提高华龙一号事故应对能力以及后续可能的改进优化提供参考。一、分析模型介绍RELAP/SCDAPSIM 程序关于冷凝换热的默认模型采用 Nusselt 与 Shah 两个模型中的最大值进行计算，如果不可凝气体存在，采用 Colburn-Hougen 方法进行扩散计算。针对竖直表面 Nusselt1换热关系式如下：（1）不可凝气体对 PRS 换热能力影响分析张明（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）【摘要】在停堆工况下，二次侧管道内可能存在空气。由于不可凝气体的存在，PRS 的换热能力将会受到较大影响。文章针对不可凝气体对 PRS 换热能力的影响及应对措施进行了分析。初步分析表明，在 15MW 的加热功率下，存在不可凝气体将导致蒸汽发生器气体温度升高约 30。为了提高 PRS 带热能力，在事故前期通过大气释放阀进行排气，可以有效降低管道内不可凝气体份额，在 20MW 的加热功率下，排气措施可以使 SG 温度由 237降低到约204。为提高 PRS 事故应对能力，建议在停堆事故规程中增加排气相关操作。【关键词】停堆；不可凝气体；非能动余热排出系统；换热能力作者简介：张明，硕士研究生，研究方向为核电厂安全分析。23年04期.indd 6023年04期.indd 602023/5/4 15:52:322023/5/4 15:52:3261科技视界Science&Technology VisionF新技术应用New Technology Application（2）式中：为液膜厚度；Ref液膜雷诺数。针对水平管内层流冷凝，Chato2对 Nusselt 关系式进行了修正：（3）式中：kf为液体导热率；uf为黏度；f为密度；为液体与气体密度差；hfgb为分压下饱和蒸汽焓值与总压下液体饱和焓值之差；Tsppb分压下蒸汽饱和温度；F 为修正系数，对水平管内自由流动建议取 0.296。湍流膜状冷凝采用 Shah3换热关系式：（3）（4）式中 X 为静态蒸汽含气率；Pred=P/Pcritical式中：Gtotal为总质量流密度；Dh为水力直径。Colburn-Hougen4模型基于蒸汽扩散通过蒸汽-不可凝气体边界层在气液界面传递的热量等于通过冷凝液体导热传递的热量。由于蒸汽扩散导致的热流密度：式中：P 为总压，Pvb为主流区蒸汽分压，Pvi为气液界面处蒸汽分压，vb为 Pvb下的饱和蒸汽密度，hm为质量传递系数，取决于流动条件，当流动为湍流时，采用Gilliand关系计算，层流是采用Rohsenow-Choi关系式5。通过液体导热传递的热量：ql=hc（Tvi-Tw）式中：Tvi为 Pvi对应的饱和温度；Tw为壁面温度。二、PRS换热能力分析2.1 不可凝气体影响分析华龙一号设计中余热排出系统安全阀起跳定值约为3.4MPa，对应的饱和温度约 240。在余热排出系统已经接入的停堆工况，如果发生丧失厂外电等事故工况，利用 PRS 系统来带走堆芯热量，则应保证一回路温度低于240，否则一回路压力会超过安全阀起跳定值，冷却剂将通过安全阀逐渐丧失。由于一、二回路通过 SG 换热，为带走一回路热量，二回路温度必须低于此值，且二回路温度越低，带热能力越强。因此，本节主要分析不同条件对蒸汽发生器温度的影响。为简化分析，本文只针对 1 台 SG 及对应的 PRS 回路进行模拟，一回路不直接模拟，在 SG 节点内直接假设固定热源。分析假设如下：SG 初始水位为零功率水位，水温约 100；SG 加热功率为固定值，15MW；SG 上部及 PRS 系统管道初始为气体，其中工况1 初始为水蒸气，工况 2 初始为 50的空气，相对湿度100%；PRS 换热水箱压力为 0.1MPa，初始水温假设为50，水容积约 2400m3。图 1 为两种工况下 PRS 换热器质量流量变化曲线。瞬态开始后，工况 1 由于初始为水蒸气，PRS 换热器内的冷凝很快可以建立。但工况 2 初始管道内含有空气，冷凝换热较差。随着蒸气发生器内的水加热产生水蒸气导致 SG压力逐渐上升（见图 2），产生的水蒸气逐渐挤压管道内的空气，PRS 换热器进出口的不可凝气体质量份额变化如图3 所示。随着换热器内不可凝气体份额的减少，在瞬态开始约 1h 后冷凝流量快速增加，随后逐渐达到平衡。瞬态过程中，工况1蒸汽发生器内气体最高温度与平衡温度相差不大，约 185，工况 2 瞬态过程中最高温度约 231，平衡温度约 215。在相同的加热功率下，由于不可凝气体的存在，工况 2 比工况 1 瞬态过程中气体最高温度高约 46，平衡23年04期.indd 6123年04期.indd 612023/5/4 15:52:342023/5/4 15:52:3462科技视界Science&Technology VisionF新技术应用New Technology Application温度高 30（见图 4）。图 1PRS 换热器质量流量图 2蒸汽发生器气体压力图 5 为加热功率为 20MW 下 SG 内气体温度变化，计算其他假设与工况 2 相同。从图中可知，在加热功率为20MW 的条件，SG 平衡后的气体温度已达到 237，与一回路温度上限相差仅 3左右，此时预计将不能有效地带走一回路热量。2.2二次侧排气措施分析考虑到停堆工况下堆芯热量相对较小，而 SG 内水装量较多，可以考虑在瞬态前期通过大气释放阀将不可凝气体排出，在一段时间后再关闭大气释放阀。为此，本节针对排气措施的效果进行了初步评估，同样加热功率为 20MW 的条件下，工况 3 为瞬态开始即封闭二回路，工况 4 则瞬态前半小时大气释放阀保持开启，在半小时后关闭。图 6 为不同工况下不可凝气体份额，工况 4 相比工况 3 有明显下降。图 7为气体温度变化，工况 4 平衡温度约 204，相比工况 3 降低约 33。上述分析表明，通过瞬态前期排气措施，降低SG 内不可凝气体份额，可以有效的提高 PRS 换热能力。图 3工况 2 PRS 换热器进出口不可凝气体份额图 4蒸汽发生器气体温度图 5加热功率 20MW 下 SG 温度23年04期.indd 6223年04期.indd 622023/5/4 15:52:352023/5/4 15:52:3563科技视界Science&Technology VisionF新技术应用New Technology Application为后续华龙设计优化提高参考。图 7蒸汽发生器气体温度对比此外，在目前华龙一号设计中，全厂断电事故时，操作规程中通常会引导操作员关闭二次侧大气释放阀，提高二次侧压力从而达到汽动辅助给水泵的启动条件；此外，在功率运行工况下，由于 PRS 运行为闭式循环，通常要求关闭二次侧相关释放阀门，防止水装量丧失。而在本文分析的停堆工况下，为了提高 PRS 的换热能力，反而需要在瞬态开始阶段维持大气释放阀开启，这与目前设计操作逻辑相反。为了提高核电厂操作人员事故应对能力，建议对目前事故规程进行修改，并增加排气操作说明。图 6不可凝气体份额对比三、结语本文针对停堆工况下不可凝气体对华龙一号 PRS 系统换热能力的影响进行了分析。在 15MW 的加热功率下，蒸汽发生器及相关管道内初始为不可凝气体时，与初始为水蒸气的工况相比，SG 平衡温度增加约 30。由于不可凝气体的影响，PRS 的换热效率下降，在堆芯加热功率达到 20MW 时将无法有效带出堆芯衰变热，影响堆芯安全。为了提高 PRS 事故应对能力，在瞬态前期，可以通过保持大气释放阀开启，降低二次侧管道内的不可凝气体份额，从而提高 PRS 换热能力，确保堆芯安全。本文相关分析可 参考文献1W.Nusselt.Die Oberflachenkondensation des WasserdampfesJ.Zeitschrift Verein Deutscheringenieure，1916，60：541-546.2J.C.Chato.Laminar Condensation inside Horizontal and Inclined TubesJ.Ashrae Journal，1962，4：5260.3M.M.Shah.A General Correlation for Heat Transfer during Film Condensation Inside PipesJ.International Journal of Heat and Mass Transfer，1979，22（4）：547-556.4A.P.Colburn，O.A.Hougen.Design of Cooler Condensers for Mixtures of Vapors with Non-condensing GasesJ.Industrial and Engineering Chemistry，1934，26（11）：1178-1182.5Chen M M，Rohsenow W.Heat，Mass，and Momentum Transfer Inside Frosted TubesExperiment and TheoryJ.Journal of Heat Transfer,1964，86（3）：334-340.23年04期.indd 6323年04期.indd 632023/5/4 15:52:362023/5/4 15:52:36