紅沿河核電廠VVP／ARE隔室改進超壓分析

侯華青，蔣曉華，曹建華，盧向暉

（中科華核電技術研究院有限公司，廣東 深圳 518026）

在反應堆安全殼內及周圍廠房中，各區域均被混凝土結構劃分為多個隔室，各隔室之間及隔室與安全殼之間相互連接。當反應堆高能管道發生破口時，因壓力和溫度的非均勻增加，破口所在隔室的壓力和溫度快速上升［1］。

由于CPR1000是按照在溫暖地帶運行而設計的，為便于事故工況下隔室泄壓，隔室與外界環境設計有相通的孔洞。但在極寒冷地帶，主蒸汽管道及主給水管道（VVP／ARE）隔室與外界環境之間相通的孔洞可能導致VVP／ARE在冬天出現冷凍，從而導致失效。為避免上述情況發生，本工作擬對VVP／ARE 隔室采取封堵措施，即采用磚墻、金屬蓋板及泄爆窗對VVP／ARE隔室與外界環境相連的流道實施封堵，使隔室內溫度冬夏變化相對較小，從而保護設備。

1 主蒸汽管道雙端剪切斷裂質能釋放數據

安全殼外VVP／ARE隔室中有主蒸汽管道穿過［2］，因此對VVP／ARE隔室超壓分析時需考慮主蒸汽管道雙端剪切斷裂（MSLB）工況。

安全殼外的主蒸汽管道斷裂后，蒸汽發生器（SG）內高能量的蒸汽持續向VVP／ARE 隔室釋放［3-4］。由于VVP／ARE 隔室內各子隔室壓差峰值在1s內達到，安全殼外MSLB 質能釋放（MER）時間考慮2s，其質能釋放數據列于表1。

表1 VVP／ARE隔室MSLB質能釋放數據Table 1 MER for MSLB at VVP／ARE compartment

2 隔室超壓分析程序及主要假設

2.1 分析程序

采用隔室超壓分析程序CATEM7計算事故工況下隔室內的壓力和溫度瞬態。應用的方法及假設［5］如下：隔室用節點模擬；每個節點給出與時間相關的質量和能量守恒方程；每個控制體的邊界條件由相鄰的節點互相提供。

對雙組分兩相流采用Moody臨界流模型計算孔口流量，Moody修正因子取0.6［6］。

2.2 主要假設

1）破口位置

圖1為VVP／ARE隔室未采用封堵方案的CATEM7程 序 節 點 圖［7］。對 于VVP／ARE 隔室，MSLB事故可能發生在圖1中1～9子隔室。

圖1 未封堵方案程序節點圖Fig.1 Node diagram for no plugging scheme

2）流道阻力系數

流體在流道中流動時受到的阻力可分為沿程阻力和局部阻力。在計算隔室壓力時，需考慮的沿程阻力為隔室之間流道中的摩擦阻力；局部阻力為由隔室進入流道的局部阻力和流道進入隔室的局部阻力［8］。

出口局部阻力計算公式為：

進口局部阻力計算公式為：

式中：K1為出口局部阻力；K2為進口局部阻力；A1為子隔室截面積；A2為流道截面積。

MSLB事故工況下隔室內流體流動極為劇烈，其流動形式為湍流，流道沿程摩擦阻力計算公式采用柏拉修斯公式：

式中，λ為阻力系數。

3 VVP／ARE隔室封堵方案

VVP／ARE隔室封堵方案如圖1所示。主給水管道經過左側垂直墻面下部的6個孔洞采用磚墻永久封堵，上部的6個與外部相通的孔洞采用金屬活動蓋板封堵，其余6個孔洞用泄爆窗封堵。在發生MSLB 事故時，若金屬活動蓋板及泄爆窗所在的子隔室與外界環境的壓差超過其頂開及爆破壓差，金屬蓋板將會被頂開，泄爆窗也會被爆破。此設計便于事故發生后各子隔室泄壓。

圖2 紅沿河核電廠VVP／ARE隔室封堵示意圖Fig.2 Plugging schematic diagram for VVP／ARE compartment

3.1 金屬蓋板布置方式及相關參數

1）金屬蓋板布置方式

對VVP／ARE隔室上部與外界環境相通的孔洞采用金屬蓋板進行封堵。VVP／ARE隔室發生MSLB 事故時，金屬蓋板所在的子隔室壓差迅速升高，如果金屬蓋板平放在洞口，金屬蓋板離開孔洞時的速度很小，有可能掉入隔室中砸壞設備及管道。因此，本文考慮將金屬蓋板布置在槍膛式流道上：在各子隔室與外界環境相通的流道上設置有一定深度的凹槽，金屬蓋板放置在該凹槽上，其示意圖如圖3所示。金屬蓋板離開孔洞的速度與凹槽深度有關，因此需對凹槽深度進行敏感性分析。

圖3 金屬蓋板布置方式Fig.3 Layout for metal plate

2）金屬蓋板的相關參數

金屬蓋板所在子隔室與外界環境間的差壓大于金屬蓋板重量時，金屬蓋板將被頂起，因此需對金屬蓋板的重量進行敏感性分析。

3.2 泄爆窗泄爆特性

如圖1所示，VVP／ARE 隔室上部垂直的6個孔洞采用泄爆窗封堵。當泄爆窗所在子隔室與外界的壓差大于泄爆窗泄爆壓力（泄爆壓差為200Pa）時，泄爆窗開始泄壓，泄爆窗爆破后的開度決定于泄壓的流道面積，因此需對泄爆窗相關參數進行敏感性分析。

4 計算結果及分析

4.1 程序節點圖

根據圖1 可計算出各子隔室最小自由體積、各子隔室之間的最小自由流通面積，及其與外界環境相通孔洞的最小自由流通面積［9］。

圖4為VVP／ARE 隔室采用封堵方案后，泄爆窗未爆破及金屬蓋板未頂開的節點圖。從事故開始時刻（0s）到事故后極短的一段時間內，由于子隔室與外界的壓差未達到金屬蓋板被頂開及泄爆窗泄爆壓力，所有與外界相通的流道流動面積為零，該時期內采用圖4所示的程序節點圖。由于從破口不斷噴出高能流體，與外界相通的子隔室與外界環境的壓差逐漸升高，6個金屬蓋板逐步被頂開，6個泄爆窗逐步被爆破。

4.2 相關假設的敏感性分析

1）凹槽深度敏感性分析

假設金屬蓋板質量為100kg，MSLB 事故發生在子隔室1，泄爆窗50%爆破，凹槽深度分別為1、5、10cm，金屬蓋板離開凹槽的速度分別為4、20、35 m／s。在20 m／s的速度下，金屬蓋板可依靠其慣性飛離洞口，且凹槽深度為5cm最適合現場施工，因此，在各子隔室與外界環境相通的流道上設置的凹槽深度為5cm。

2）不同金屬蓋板質量下隔室與外界環境的壓差分析

假設破口發生在子隔室1，凹槽深度為5cm，泄爆窗50%爆破。金屬蓋板質量分別為20、100、500kg時，隔室與外界環境的壓差分別為0.205、0.211、0.220MPa?？梢?，金屬蓋板質量越小，子隔室與外界環境的壓差越小，但由于金屬蓋板封堵的孔洞面積較大，為便于金屬蓋板設計及現場管理，采用金屬蓋板質量為100kg的方案。

圖4 封堵后程序節點圖Fig.4 Node diagram for plugging scheme

3）泄爆窗泄爆開度敏感性分析

泄爆窗爆破后的開度決定子隔室與外界相通流道的面積，流道面積大小決定子隔室與外界環境的最大壓差。假設破口位置發生在子隔室1，凹槽深度為5cm，金屬蓋板質量為100kg，泄爆窗爆破開度為30%、50%及80%工況下子隔室與環境的壓差分別為0.219、0.211和0.198 MPa?？梢?，泄爆窗泄爆開度越大，子隔室與外界的壓差越小，但考慮到泄爆窗設計技術及VVP／ARE 隔室發生MSLB事故后的保守假設，采用泄爆窗泄爆開度為50%。

4.3 采用封堵方案后各子隔室的最大壓差

綜合上述相關假設的敏感性分析：金屬蓋板布置在槍膛式流道上，該凹槽流道深度為5cm；每塊金屬蓋板質量為100kg；泄爆窗泄爆開度為50%。該封堵方案在工程上切實可行，且發生MSLB事故后對墻體的極限承載力最低，因此將其確定為最佳封堵方案。

有3根主蒸汽高能管道從安全殼內伸出并穿過VVP／ARE隔室中的子隔室1～9，因此，需分析VVP／ARE隔室中子隔室1～9分別在發生MSLB 事故后的壓差。采用最佳封堵方案后，各子隔室的壓力分析示于圖5，采用封堵方案前后各子隔室的最大壓差列于表2。

圖5 封堵后各子隔室壓力Fig.5 Pressure of sub-compartment for plugging scheme

表2 采用封堵方案后各子隔室最大壓差Table 2 Max pressure drop for plugging scheme

從圖5可看出，在事故后0.35s，子隔室8和9壓力達到最大。從表2可看出，采用封堵方案后，最大壓差發生在子隔室9中，子隔室9與外界環境最大壓差為0.257MPa。最大壓差升高比例出現在MSLB發生在子隔室8中時，最大壓差升高比例約70%。該最大壓差在相關墻體的極限承載力范圍之內。

5 結束語

本文通過對紅沿河核電廠VVP／ARE 隔室進行一序列封堵假設并對封堵后的VVP／ARE隔室超壓進行敏感性分析，得到了最佳封堵方案。

1）金屬蓋板布置在槍膛式流道上，槍膛式凹槽深度應適中。凹槽深度淺則金屬蓋板離開孔洞速度小，金屬蓋板可能掉入隔室內砸壞設備及管道；凹槽深度深則金屬蓋板離開孔洞時間長，不利于隔室的泄壓。本文建議采用凹槽深度5cm。

2）金屬蓋板質量應適中，金屬蓋板質量過大不利于隔室泄壓，而質量過輕則不利于金屬蓋板加工及現場管理。本文建議金屬蓋板質量為100kg。

3）泄爆窗爆破后的開度越大越利于隔室的泄壓，但考慮到泄爆窗設計技術要求及VVP／ARE隔室發生MSLB 事故后的現場環境，建議采用50%的爆破開度。

目前，該封堵方案已在紅沿河核電廠實施。

［1］ NRC.Standard review plan：Subcompartment analysis［S］.USA：NRC，2007.

［2］ 濮繼龍，盧長申.900 MW 壓水堆核電站系統與設備：上冊［M］.北京：原子能出版社，2005：337-340.

［3］ 濮繼龍.壓水堆核電廠安全與事故對策［M］.北京：原子能出版社，1995：117-118.

［4］ 張渝，余紅星.安全殼內MSLB事故下的質能釋放與安全殼行為分析［J］.核動力工程，2002，23（5）：40-43.ZHANG Yu，YU Hongxing.Mass and energy and containment response analysis for MSLB inside containment［J］.Nuclear Power Engineering，2002，23（5）：40-43（in Chinese）.

［5］ ADDY A L，WALKER B J.Rapid discharging of a vessel through a nozzle or an orifice［S］.USA：ASME，1972.

［6］ MOODY F J.Maximum flow rate of a single component，two-phase mixture［S］.USA：ASME，1994.

［7］ THOMAS L G，LAWRENCE E W，STANLEY W C，et al.Gothic containment analysis package technical manual，Version 7.0［M］.USA：EPRI，2001.

［8］ 竇國仁.湍流力學：上冊［M］.北京：高等教育出版社，1985：98-102.

［9］ RICHTMYER R D，MORTON K W.Difference methods for initial value problems［M］.2nd ed.USA：John Wiley ＆Sons，1967.