主控制室是核电厂运行的控制中枢。无论是在核电厂正常运行工况下, 还是在事故工况下, 都要保证主控制室具有合适的人居环境。

　　 主控制室非能动热阱以主控制室大惯性围护结构 (包括顶板和多面外墙) 为蓄热主体^[1,2,3]。墙体和顶板的主要组成部分为超厚重的混凝土层, 混凝土层也是热阱主要的蓄热体^[4,5,6]。另外, 在混凝土顶板内表面通常设有垂直突出的钢结构散热肋片, 以加强混凝土顶板的蓄热性能。

　　 当核电厂发生设计基准事故后, 主控制室平时运行的能动空调系统停止供冷, 在主控制室内仪控设备、人员等内扰及周边区域外扰的共同作用下, 主控制室内的空气温度会迅速升高, 依靠空调系统正常运行时储存在主控制室非能动热阱里的冷量, 可以维持主控制室空气温度发生事故后72 h内不超过设计限值, 为人员安全居留及设备正常运行提供温度环境保障^[7,8]。

　　 本文研究目的旨在验证主控制室非能动热阱的热工特性。搭建热阱模型实验舱台架并在不同室内外热扰量下进行实验研究, 然后采用实验结果验证数值模型的准确性。通过数值模拟方法调整影响热阱热工特性的各种因素, 分析其影响程度, 为事故期间主动冷源丧失后, 利用非能动热阱满足环境温度要求提供实验验证支持和优化方向指导。

　　 实验设计基于相似理论和能量守恒原理。根据相似理论, 在实验室完成主控制室非能动热阱简化模型的搭建并进行实验。根据传热学和热力学知识可知, 主控制室非能动热阱系统涉及设备和人员散热、壁面自然对流换热及混凝土热阱内部导热3个传热过程。根据相似理论, 在考虑几何相似、热力相似、流动相似的基础上确定相似特征数, 从而分别确定几何比例尺、温度比例尺、时间比例尺等。

　　 在自然对流换热进入自模化阶段后, 表面自然对流的强度只与壁面和空气的温差有关, 因此确定温度比例尺为1∶1。实验采用的几何比例尺为1∶6。室内设备发热量的模拟根据能量守恒原理和相似准则进行计算确定, 然后根据各类模型比例尺设计实验模型。测量获得的数据按照相似理论及特征数还原为原型数据进行分析。原型与模型中涉及的热物理参数均相同, 即物性参数比例尺为1∶1。根据热阱壁面自然对流湍流假设, 调整实验舱为长方体。

　　 热阱模型实验系统由三部分组成:模型实验舱、热阱蓄热模拟系统以及用于测量分析的数据采集系统, 如图1所示。

　　 热阱模型实验舱包括主控制室区域缩小比例尺模型和室内热扰缩小比例尺模型。根据传热学基本理论, 换热强度由传热面积、表面传热系数和传热温差决定, 所以根据各传热面不同的传热特性, 模型实验舱包含3个传热表面:顶板表面、墙体表面及内热扰表面。

　　 采用蓄热水箱模拟热阱蓄热, 将模型实验舱内热源散发的热量通过强制循环水系统传入蓄热水箱。由于表面传热特性不同, 故将顶板传热表面和墙体传热表面分为2个系统, 每个系统设置单独的蓄热水箱, 见图1。

　　 水箱热阱蓄热模拟系统由蓄热水箱、实验舱内传热面和机械水循环系统组成。蓄热水箱的水量由混凝土单元定内扰实验等量蓄热量换算得到。实验舱内传热面包括顶板肋片传热面及墙壁传热面。水循环系统由定流量循环水泵提供动力, 循环水量则根据室内热扰发热量计算得到。

　　 除了搭建热阱模型实验台的基础设备外, 还需要考虑对模型实验舱以及热阱蓄热模拟系统进行相关数据的监测采集。采集的参数包括水温、水流量和壁面温度等。

　　 实验开始时, 水箱热阱蓄热模拟系统已预先储存了一定的冷量, 随着模型实验舱内设置的电热阻发热管发热 (模拟内扰) 的进行, 热量被实验舱的各个传热面吸收, 经水循环系统传递到蓄热水箱中, 从而维持舱内温度在一定范围内。为模拟事故后主控制室内发热量, 将实验时间分为0～2, 2～24, 24～72 h 3个阶段。同时, 为了扩展实验, 分别研究室内热扰增强时以及事故后运行需求时间增长时的结果。实验工况见表1。其中, 工况1为主控制室模型实验原始工况, 工况2为主控制室内热扰增强到原来的1.25倍工况, 工况3为测试事故发生后144 h内主控制室热阱能否有效控制室内温度。

　　 图2显示了实验工况1实验舱内空气温度的变化。由图2可见:实验舱内空气温度最高达到28.5 ℃, 最大温升为6.5 ℃。图3显示了实验工况1水箱热阱蓄热模拟系统的蓄热量变化, 其变化趋势与实验舱内空气温度的变化趋势相同。在整个实验过程中, 顶板水箱蓄热模拟系统的总蓄热量为14.65 MJ, 墙体水箱蓄热模拟系统的总蓄热量为10.41 MJ。顶板壁面单位面积蓄热量为2.86 MJ/m², 墙体壁面单位面积蓄热量为1.09 MJ/m²。

　　 图4显示了实验工况2实验舱内空气温度的变化。由图4可见:实验舱内空气温度最高达到29.9 ℃, 最大温升为7.9 ℃。图5显示了实验工况2水箱热阱蓄热模拟系统的蓄热量变化, 其变化趋势与实验舱内空气温度的变化趋势相同。在整个实验过程中, 顶板水箱蓄热模拟系统的总蓄热量为14.91 MJ, 墙体水箱蓄热模拟系统的总蓄热量为18.90 MJ。顶板壁面单位面积蓄热量为2.91 MJ/m², 墙体壁面单位面积蓄热量为1.96 MJ/m²。

　　 图6显示了实验工况3实验舱内空气温度的变化。由图6可见:实验舱内空气温度最高达到28.4 ℃, 最大温升为6.4 ℃。图7显示了实验工况3水箱热阱蓄热模拟系统的蓄热量变化, 其变化趋势与实验舱内空气温度的变化趋势相同。在整个实验过程中, 顶板水箱蓄热模拟系统的总蓄热量为26.62 MJ, 墙体水箱蓄热模拟系统总蓄热量为24.26 MJ。顶板壁面单位面积蓄热量为5.12 MJ/m², 墙体壁面单位面积蓄热量为2.55 MJ/m²。

　　 3种实验工况的实验过程中, 顶板水箱热阱蓄热模拟系统的传热壁面为设置了垂直突出散热肋片的金属传热面, 而墙体水箱热阱蓄热模拟系统的传热面为不带散热肋片的金属传热面。图8显示了3种工况下顶板壁面传热面及墙体壁面传热面单位面积蓄热量的对比。由图8可见:工况1顶板壁面的单位面积蓄热量为墙体壁面的2.6倍;实验工况2, 3顶板壁面的单位面积蓄热量分别为墙体壁面的1.5倍和2倍。

　　 为验证所建立的数值模型的准确性, 将模拟工况设置为与实验工况1相同的初始条件, 模拟实验舱内空气温度的变化。模拟结果与实验结果的对比如图9所示。

　　 由图9可知:模拟结果与实验结果的相对误差在0.3%～2.4%之间, 表明本文建立的热阱数值模型可以较好地模拟主控制室内的空气温度变化。

　　 影响事故发生后主控制室内空气温度变化和非能动热阱蓄热能力的因素有很多, 主要包括:室内空气初始温度、室外空气温度、顶板垂直肋片的间距和高度, 以及室内热扰散热强度。为研究不同因素的影响作用, 数值模拟时设置了多种工况, 见表2。其中, 模拟工况1为标准工况, 工况2为顶板不带散热肋片的工况, 工况3为改变室内空气初始温度的工况, 工况4为改变室外空气温度的工况, 工况5为改变肋片间距和高度的工况, 工况6为改变室内热扰散热强度的工况。

　　 模拟工况1即标准工况主控制室内初始温度、顶板壁面肋片间距和高度、室内热扰等参数都依照主控制室原型的参数设置。事故发生后72 h内主控制室内空气温度变化如图10所示, 室内温度的变化随热扰变化分为3个阶段, 最高温度t_max为28.4 ℃, 最大温升为6.4 ℃。

　　 模拟工况2的参数为顶板不设置垂直散热肋片时的参数, 除了主控制室非能动热阱顶板壁面没有设置肋片外, 其他参数都与模拟工况1相同。事故发生后72 h内主控制室内空气温度变化如图11所示, 最高温度t_max达到31.4 ℃, 最大温升为9.4 ℃。

　　 主控制室内空气初始温度 (等于非能动热阱初始温度) 与事故发生后主控制室内温度变化及热阱的蓄热能力有直接关系。模拟工况3通过分别设置空气初始温度为24, 26 ℃, 研究了主控制室内空气温度的变化, 其他参数与模拟工况1相同。图12显示了室内初始温度分别为24, 26 ℃时, 事故发生后72 h内主控制室内空气温度的变化。由图12可以看出:在主控制室内空气初始温度为24 ℃时, 事故发生后72 h内主控制室内空气最高温度t_max达到30.3 ℃, 最大温升为6.3 ℃;在主控制室内空气初始温度为26 ℃时, 事故发生后72 h内主控制室内空气最高温度t_max达到32.4 ℃, 最大温升为6.4 ℃。可见主控制室空气初始温度对事故发生后72 h内室内达到的最高温度有影响, 但是对温升的幅度影响不大。

　　 模拟工况4将室外空气温度由模拟工况1的30 ℃提高到35 ℃, 其他参数与模拟工况1相同。事故发生后72 h内主控制室内空气温度变化如图13所示。由图13可以看出:提高室外空气温度后, 主控制室内空气温度在事故发生后72 h内的最高温度t_max为28.3 ℃, 最大温升为6.3 ℃。改变主控制室室外空气温度对室内空气温度的变化基本没有影响。

　　 模拟工况5通过调整顶板垂直突出散热肋片的高度和间距分析顶板肋片参数对事故发生后主控制室内空气温度的影响, 共设置了4种不同的顶板肋片高度和间距, 具体见表2, 除肋片参数外, 其余参数都与模拟工况1相同。

　　 图14显示了事故发生后72 h内工况5主控制室内空气温度的变化情况。由图14可以看出:工况5-1室内空气最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为27.8 ℃, 温升为5.8 ℃;工况5-2最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为27.3 ℃, 温升为5.3 ℃;工况5-3空气最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为27.1 ℃, 温升为5.1 ℃;工况5-4室内空气最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为28.4 ℃, 温升为6.4 ℃。与模拟工况1相比, 模拟工况5-1, 5-2和5-3都增加了肋片的总表面积, 事故发生后72 h内主控制室内空气最高温度都降低了;而模拟工况5-4在改变肋片高度和间距后, 肋片总传热面积与模拟工况1相同, 事故发生后72 h内主控制室内空气最高温度也与模拟工况1相差不大。因此, 主控制室顶板肋片的总传热面积与事故发生后主控制室内空气温度变化有直接关系。

　　 模拟工况6通过调整室内热扰散热强度分析室内热扰对事故发生后主控制室内空气温度的影响, 共设置了4种热扰强度, 具体见表2, 除热扰强度外, 其余参数都与模拟工况1相同。

　　 图15显示了事故发生后72 h内工况6主控制室内空气温度的变化情况。由图15可以看出:工况6-1最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为29.7 ℃, 温升为7.7 ℃;工况6-2最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为31.8 ℃, 温升为9.8 ℃;工况6-3最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为33.1 ℃, 温升为11.1 ℃;工况6-4最高温度t_max出现在事故发生后2 h, 为34.4 ℃, 温升为12.4 ℃。随着室内热扰强度的增加, 事故发生后72 h内主控制室内空气最高温度相应提高, 室内热扰强度是影响主控制室内空气温度变化的重要因素。

　　 本文根据相似理论和能量守恒原理, 建立了非能动热阱模型实验台, 设置了模型实验舱、水箱热阱蓄热模拟系统及数据采集系统。根据事故发生后主控制室非能动热阱系统运行时间, 设计了3种实验工况以研究实验过程中实验舱内空气温度的变化。

　　 通过分析主控制室非能动热阱一些相关参数对其内空气温度变化和非能动热阱蓄热的影响可以发现:室外空气温度对空气温度的变化及非能动热阱的蓄热基本没有影响;室内空气初始温度的不同将导致室内所达到的最高温度不同, 但是对温升的幅度影响不大;顶板垂直肋片的间距和高度以及室内热扰强度是影响室内空气温度升高和非能动热阱蓄热的主要因素。

　　 为保证设计基准事故发生后72 h内主控制室的人居环境, 保证主控制室内空气最高温度在限值内, 需要设计带垂直突出散热肋片的顶板壁面热阱, 并控制事故发生后主控制室内发热设备的运行负荷。通过调整顶板垂直肋片的高度和间距等参数来优化非能动热阱的设计, 比如适当减小肋片的间距或适当增加肋片的高度, 可以提高非能动热阱的蓄热能力, 增强事故发生后非能动热阱维持主控制室内温度水平的能力。