0 引　言

核动力装置一回路或二回路系统高能管道发生破裂后，大量高焓值流体将快速释放进入堆舱，进而威胁第三道屏障的完整性。与核电厂安全壳类似，浮动电站核动力装置堆舱采用非能动热阱（堆舱大气空间、舱壁和舱内部件等）和能动热阱（喷淋系统等）相结合的方式，实现降温降压。

在核电厂安全壳或核动力装置堆舱（执行安全壳功能）热工水力瞬态分析方面，美国桑迪亚国家实验室使用一体化程序MELCOR建立了二代堆和AP1000的干式安全壳模型^[1]，研究了失水事故和主蒸汽管道破裂事故下安全壳对系统质能释放的热工瞬态响应过程，并给出了AP1000安全壳热量导出系统的优化方案；陈玉清等^[2]使用RELAP5程序建立了船用堆堆舱模型，比较分析了假想失水事故期间不同模型划分方案对堆舱热工响应特性的影响；李勇等^[3]使用Fluent软件建立了堆舱内蒸汽冷凝和堆舱外海水自然循环的耦合模型，分析了失水事故下堆舱非能动冷却系统的热工特性。

当前针对核动力装置堆舱系统（或核电厂安全壳系统）的热工特性研究多集中于使用系统热工水力程序或CFD程序模拟分析在给定质能释放下的压力和温度响应，侧重点为堆舱系统配置及分析模型对计算的影响，而对核动力装置设计改进、堆舱系统与其他系统耦合设计的分析相对较少。鉴于此，本文以浮动电站核动力装置为对象，通过使用RELAP5和MELCOR程序开展联合分析研究，计算堆舱系统与其他系统的全程响应过程，即从事故始发时开始分析，直至堆舱热工响应趋于稳定。在此基础上，结合堆舱系统与其他系统的特征，对影响热工安全特性的若干敏感性问题进行定量分析，给出核动力装置堆舱的设计改进意见。

1 系统质能释放分析

船用堆多采用压水堆技术路线，与陆上压水堆核电厂事故分析结论类似，核动力装置最大质能释放事故主要是一回路失水事故和主蒸汽管道双端剪切断裂事故。本文研究选择主蒸汽管道双端剪切破裂作为假想设计基准事故，使用RELAP5程序建立计算模型，并计算出事故下系统的质能释放包络值。

1.1 程序计算模型

RELAP5程序计算模型主要系统和设备如表1所示，节点划分如图1所示。此外，模型还包括反应堆停堆、给水隔离和主蒸汽隔离等必要的控制和保护系统动作信号。

上述模型搭建好后经稳态调试，关键参数（温度、压力、流量和水位等）的变化趋势与设计名义值的误差在±0.5%以内，满足开展瞬态分析的基本要求。

1.2 事故分析假设

对于主蒸汽管道破裂事故，影响质能释放的重要因素及相关假设如下：

1）反应堆初始功率。由于船用堆通常为无硼设计，与核电厂相比，热态零功率时不会重返临界，故事故响应后果并不恶劣。为使质能释放值趋于包络，本文仅对100%功率叠加2%不确定性的工况开展分析；

2）事故后堆芯衰变热。参考失水事故分析，保守采用美国核学会标准提供的衰变热曲线^[4]；

3）反应堆停堆信号。主蒸汽管道破裂后，二回路压力迅速下降，并达到触发反应堆停堆的整定值；

4）给水隔离信号。主蒸汽管道破裂事故属于二回路热输出增加类工况，一回路冷却剂温度达到低整定值后，启动给水隔离。

1.3 假想事故分析

本节使用不同版本的RELAP5程序对假想事故开展分析，选取计算结果的包络值（最大值）作为堆舱热工响应的输入。其中，质量流量变化趋势如图2所示，事故发生后，在二回路与堆舱压差的驱动下，主蒸汽迅速释放进入堆舱，峰值达到300 kg/s量级，并大量带走一回路冷却剂热量。随后，二回路低压力信号触发反应堆停堆、一回路低温度信号触发给水隔离，质量流量开始下降并逐渐趋于平缓，直至初始水装量耗尽。比焓值变化趋势如图3所示，二回路质量释放介质主要为饱和蒸汽，释放期间其比焓值维持在2 500–2 600 kJ/kg量级，与设计参数对应的饱和汽比焓相当。

2 堆舱热工响应分析

RELAP5程序计算得出质能释放数据后，输入MELCOR程序即可开展堆舱热工响应分析，计算堆舱的压力和温度变化趋势。本文取质能释放早期阶段（0～300 s）的数据作为计算输入。

2.1 程序计算模型

堆舱系统建模对象如表2所示，模型节点划分如图4所示。此外，还模拟了喷淋系统和其他非能动热阱（舱内支撑平台等）。

2.2 初始假设条件

计算的初始条件如表3所示。其中，保守假设初始不可凝气体含量为100%、喷淋系统于120 s时启动。

2.3 热工响应分析

主蒸汽管道破裂事故序列如表4所示。破口处流体进入堆舱后，压力和温度随即迅速上升，并于50–55 s时首次达到峰值。由于能动热阱（喷淋系统）尚未启动，此时堆舱内主要依靠大气空间、抑压系统和舱内部件吸收热量。随后，由于非能动热阱吸热能力下降，堆舱压力和温度呈现二次上升趋势，并达到第2个峰值。喷淋系统启动后，堆舱热工响应逐渐趋于稳定，压力响应趋势如图5所示，温度响应趋势如图6所示。

3 敏感性研究

对于系统质能释放，给水系统隔离时机会影响破口处释放源项的质量和焓值。对于堆舱热工响应，能动热阱和非能动热阱的设计参数将影响压力和温度值的变化趋势。现分别针对上述各要素开展敏感性分析，并与第2.3节的计算结果作对比，以研究不同参数对堆舱响应2个峰值的影响。

3.1 给水系统隔离

分别对给水隔离动作信号延迟5 s和10 s，由RELAP5程序计算质能释放数据，然后输入MELCOR程序计算堆舱热工响应，变化趋势如图7和图8所示。

由图可知，隔离动作延迟后，给水系统将唧送更多水源进入蒸汽发生器，经一回路加热后，通过破口处释放进入堆舱。质能释放源项增加，导致堆舱热工响应明显恶化，喷淋系统启动前，压力和温度保持上升趋势。喷淋系统启动后，压力和温度才开始逐渐下降。

敏感性分析表明，当前给水系统隔离信号的设置满足设计要求，压力峰值与设计限值相比裕量超过10%，具有较高的安全水平。分析同时表明，确保控制策略的可靠执行能够显著缓解事故，保障核动力装置在事故下的安全性。

3.2 堆舱自由容积

分别取50%，80%和100%名义值作为堆舱自由容积，得出堆舱热工响应如图9和图10所示。堆舱自由容积增大后，舱内大气空间缓冲质能释放的能力升高，故第一个压力峰值明显降低、时间点明显延迟。喷淋系统投运后，由于其缓解能力更强，自由容积的影响程度相应降低。

敏感性分析表明，当前堆舱自由容积满足热工设计要求，且安全裕量较高，可以分配一定空间用于提高安全系统的容量。

3.3 非能动热阱

本文研究对象设计有抑压系统作为非能动热阱的手段之一，即在堆舱内设置专用水池，通过抑压管道将事故释放的高温高压流体导入水池进行冷却，以抑制堆舱内压力和温度的升高。有无抑压系统的热工响应对比趋势如图11和图12所示。由图11可知，设置抑压系统后，事故后的第1个压力峰值明显降低、时间点延迟，且压力响应的设计裕量从～5%显著提高到了～15%。

结合3.2节针对堆舱自由容积的敏感性分析可知，作为非能动热阱，堆舱自由容积和抑压系统的容量均能够有效缓解事故。考虑到抑压系统能够提供水源用于缓解事故，在空间足够可用的情况，改进过程中可以将更多的堆舱自由容积分配给抑压系统，进一步提高综合安全性。

3.4 堆舱喷淋系统

堆舱喷淋系统作为能动热阱的主要手段，其目的在于抑压早期阶段出现的第2个热工响应峰值。分别取30 s和60 s作为喷淋系统的启动时机，得出堆舱热工响应如图13和图14所示。由图可知，当前喷淋系统设计能够有效抑压事故后堆舱内压力和温度的升高，且压力峰值的设计裕量超过10%。

敏感性分析还表明，提前启动喷淋系统对于缓解事故的作用并不明显，当前配置合理可行。

4 结　语

1）本文使用RELAP5和MELCOR程序联合建立了完整的核动力装置热工水力分析模型，并以主蒸汽管道破裂事故为例，开展了详细的堆舱系统瞬态分析研究。计算结果表明，当前堆舱系统配置满足热工设计要求，且设计裕量超过10%，整体安全水平较高。

2）对于堆舱系统热工特性研究，本文同时提出了从假想事故始发模拟至堆舱响应趋于稳定的全过程分析方式，该方式可用于协助分析堆舱系统与其他系统的耦合作用。以二回路给水系统隔离为例，敏感性分析表明其整定值对堆舱热工响应影响较大。合理设立隔离信号并充分保障其可靠性，除了能够提高安全水平外，还能为总体设计和堆舱系统设计提供灵活度。

3）敏感性分析同时表明，堆舱相关安全系统的容量能够显著影响事故后缓解策略的有效性。通过优化堆舱自由容积和抑压水池容量的分配比，可以进一步提高堆舱系统的可靠性和安全性。