田湾核电站1号机组第6循环紧急换料方案研究

反应堆停堆后,若发现将在下一循环利用的燃料组件无法回堆使用,需开展紧急换料研究,重新设计燃料管理方案。本文假设田湾核电站1号机组第5燃料循环（U1C5）堆芯中有1组燃料组件破损,完成对所有可能情况U1C6紧急换料方案研究,并针对U1C5堆芯内84号组件破损的实际问题完成方案设计。本文的成果方案通过国家核安全局关于安全评价报告的评审,已应用到田湾核电站的换料工作中。     

日本柏崎刈羽核电厂发生事故

【《日本经济新闻》等1991年2月23-27日报道】东京电力公司1991年2月22日宣布:1991年2月21日,日本柏崎刈羽核电站2号机组,由于操作失误而导致汽轮机跳闸和反应堆停堆事故。一名运行人员在进行例行维护期间,错误地将一个主润滑油箱的阀门打开,30分钟后,致使向汽轮机轴承注射润滑油的泵的压力下降,造成汽轮机跳闸。2月27日,该堆已恢复运行。     

“华龙一号”反应堆及一回路系统设计优化改进

本文对福建漳州核电厂1号、2号机组"华龙一号"反应堆及一回路系统与相关系统设计方案相对于"华龙一号"首堆示范工程实施的优化改进及论证分析进行了说明,其主要内容包括:反应堆堆芯设计优化改进、反应堆结构设计优化改进、一回路系统及其设备优化改进、相关仪控系统优化改进、相关安全系统优化改进等。通过以上优化改进措施,在确保安全性的前提下,使得福建漳州核电厂1号、2号机组反应堆热功率从"华龙一号"首堆示范工程的3050MW提升到3180 MW,机组额定电功率从1161 MW提升至1212 MW。结合本工程其他它设计改进,使得"华龙一号"漳州项目建造比投资降低约3%,进一步提升了"华龙一号""的经济性和竞争力。最后,本文提出后续优化的方向和技术路线,为"华龙一号"持续优化提供参考建议。     

田湾核电站失去两路厂外电源试验实施及方案优化

针对田湾核电站1号和2号机组带功率调试阶段失去两路厂外电源试验,文章详细介绍了该试验的前期准备工作、试验的进程和试验结果,以及发现问题的优化方案.     

VVER-1000型机组反应堆压力容器辐照脆化评价

反应堆压力容器(RPV)辐照监督及辐照脆化评价是保证核反应堆寿期内安全运行的重要手段。介绍了田湾核电站1、2号VVER-1000型机组辐照监督组件的设置和试验内容,并对1号机组1Л、2Л辐照监督组件的试验结果、辐照脆化预测模型和超前因子进行了分析讨论。结果表明,田湾核电站1号机组RPV母材和焊缝的辐照脆化效应均在原设计标准的范围内,RPV实际辐照脆化趋势与预测模型具有较好的一致性。建议下一套辐照监督组件的抽取时机为运行后第20 a。     

田湾核电站3号机组物理启动专用测量系统特性分析与调试研究

田湾核电站3号机组物理启动专用测量系统为俄供设备,作为反应堆状态监测的重要系统,主要用于反应堆物理启动阶段的数据采集与分析。本文介绍了系统的组成、工作原理、技术特点及系统调试相关试验等,对系统调试试验的准备及实施进行了分析;调试试验结果表明系统各项性能指标符合技术要求,可用于3号机组启动物理试验。     

田湾核电站失去厂外电源事故处理

考虑到核电站在安全方面的重要性,在核电站的厂用负荷电源的设计中,通常设计为多电源的冗余配置,以保证在事故工况下维持核反应堆的安全和放射性的包容。因此,在田湾核电站的设计中,厂外电源就包括了从500kV侧引入的主电源和从220kV侧引入的备用电源。如果两路外电源同时失去的情况下,将只能依靠电站本身的安全系统柴油机来维持反应堆堆芯的安全,将对机组的安全系数产生较大的影响。针对2009年10月31日田湾核电站1号机组满功率情况下发生的同时失去所有厂外电源的事故隋况,阐述运行人员应如何应对和处理这种事故,以达到反应堆安全停堆的效果;并针对实际过程中发生的异常,探讨系统改进及操作方面的优化。     

高浜核电站1、3、4号机组的自动停运与重新运行

【日本《KNIC新闻速报》 1 999年 1 0月2 9日报道】　高浜核电站 1、 3、 4号机组(压水堆 ,1号机组额定功率为 82 6 MW;3、4号机组额定功率为 870 MW)于 1 0月 2 7日1 1时 4 8分自动停堆。其原因是 ,西京都变电所的 50万伏变压器的保护装置发生了故障 ,输电系统的频率及电压发生了变化。高浜核电站的报警器发出了“一回路冷却剂泵频率低”及“一回路冷却剂泵电压低”的信号 ,于是反应堆自动停堆。高浜核电站受这次自动停堆的影响 ,主汽轮机及给水泵的轴承润滑油里混入了蒸汽(水 ) ,于是便全部更换了润滑油。此外 ,这次发生的问题没有对…     

泰梅林1号重新并入电网，激怒奥地利反对者

【美国《核子周刊》2001年3月1日报道】 泰梅林1号机组在2月27日完成汽轮机修理和捷克国家核安全局(SUJB)给了绿灯之后重新并入电网。这座VVER-1000从1月19日开始停堆,消除汽轮机不停的振动和修理汽轮机入口管路上的裂纹。 泰梅林的发言人说,2月23日重新临界后,机组在2月26日晚些时候以30%的功率运行,在下午1点左右并入电网。机组将继续以30%的功率水平运行10天,而如果试验成功,运营者CEZ将申请许可提升功率至45%。电厂目前计划在6月投入商业运行,比最初的目标提前1个月。 奥地利的泰梅林反对者称,这个反应堆的启动是对目前仍在进行的…     

通风系统风机振动问题的分析与解决措施

在田湾核电站1号机组和2号机组调试期间，通风系统的风机出现了较多的振动问题，造成调试时间的延长和经费的浪费。通过对风机进行故障诊断、分析及改进处理，使风机的振动问题得到了解决。本文结合田湾核电站一台离心风机振动超标问题的处理过程，介绍风机振动问题的综合情况及解决措施，并对田湾核电站采用的风机振动评价标准进行探讨。     

球形自动反冲洗管道过滤器在核电站海水冷却系统中的应用

以田湾核电站1、2号机组为例,介绍了核电站海水冷却系统的组成、功能以及海水夹带杂物引起海水冷却系统换热器堵塞的问题;针对换热器堵塞问题,讨论了在核电站海水冷却系统安装自动反冲洗管道过滤器的必要性,介绍了真空泵海水冷却系统安装自动反冲洗过滤器设备选型、方案设计的一些特点,以及球形自动反冲洗过滤器在田湾核电站的应用效果。     

三门核电站停机不停堆的运行分析

三门核电AP1000反应堆在满功率情况下发生汽轮机故障停机事件时,通过快速降功率系统、旁排系统和棒控系统等的快速响应,一回路的参数不会突破安全限值,避免了反应堆停堆,降低了该瞬态对反应堆冷却剂系统的冲击。文章对停机不停堆的实现方式和运行特点进行了详细的分析和阐述,以帮助电站人员对停机不停堆的理解,并提高他们面临瞬态的响应能力。     

福清核电厂汽轮发电机组非核蒸汽冲转可行性研究分析及优化

汽轮发电机组非核蒸汽冲转相较于核蒸汽冲转能够提前验证汽轮发电机组设计、制造、安装质量,缩短后续机组整组启动调试的工期,创造经济效益。依据热力学第一定律建立了汽轮发电机组非核蒸汽冲转热平衡计算公式,并得出汽轮发电机组在1500 r?min-1平台稳定时间、汽轮发电机组冲转耗能、一、二回路补水等冲转关键参数。福清核电厂1号汽轮发电机组非核蒸汽冲转顺利结束后,结合实际过程对理论计算公式进行了进一步校核,证明了理论计算方法适用于实际冲转工况,并对3号汽轮发电机组非核冲转步骤进行了优化,从而减少了汽轮发电机组非核冲转过程中一、二回路关键参数的波动,降低机组控制的风险,延长冲转时间,进一步验证汽轮发电机组的质量。通过对比福清核电厂1、3号汽轮发电机组非核冲转参数变化,进一步证明了优化措施是有效的。      

田湾核电站1号机组蒸汽发生器传热管缺陷处理过程的核安全监督

本文描述了田湾核电站1号机组蒸汽发生器传热管缺陷的处理过程,北方监督站在缺陷的处理过程中所进行的核安全监督和在缺陷处理完成后的进一步监督工作.     

Core temperature transient in the early phase of core uncovering at TMI-2

This paper describes a best-estimate analysis of the initial core boil-down and heat-up transient at Three Mile Island Unit (2) on 28 March 1979. This transient began shortly after all reactor coolant pumps were secured (100 min after reactor trip) and was terminated by a period of sustained high pressure injection of emergency cooling water, starting at 202 min.

The analysis is primarily directed to understanding the progression of core damage, rather than providing a detailed characterization of the core end-state condition. The latter objective can be achieved only after vessel head removal and visual examination.

The thrust of the present effort has been to: (1) develop a core coolant mixture level (dry-out level) calculation which satisfies the boundary conditions implied by various instrument responses and system operational characteristics; (2) couple the level calculation with a core heat-up modelto simulate the accumulation of thermal damage in the exposed, upper regions of the core; (3) compare calculated gross damage to the core with measurements of hydrogen and fission product releases subsequent to the accident.

Results indicate that:

1. (i) Observed containment hydrogen levels were due to Zircaloy/stainless steel corrosion that occurred during the period of core uncovering between the de-activation of the loop A reactor coolant pump (100 min after trip) and sustained operation of the high pressure injection system 100 min later. Appreciable zircaloy oxidation probably commenced at 150 min after trip, and continued at a high rate until the sustained high pressure injection at 202 min caused a major core quench.

2. (ii) There was some potential for fuel liquefaction. Calculations imply that peak fuel temperatures did not exceed the UO₂ pellet melting temperature, but 30% of the fuel was exposed to temperatures where liquid U---Zr---O alloys could have formed.

3. (iii) A substantial fission product release was obtained from fuel over-heating; however, an apparent disparity between the expected fission product release by calculation and the high range of fission product estimates obtained from plant measurements suggests that a significant release fraction may have originated from powdered or rubbilized fuel during cooldown. Additional gas releases may have developed from hot spots which persisted after core quench.

4. (iv) Steam temperatures in the upper plenum, at the outlet nozzle elevation, were generally below 900°C (1650°F) although this value was probably exceeded for a few min during the partial fuel quench caused by activation of the loop 2B reactor coolant pump, at 174 min after trip. The metal-work in the upper plenum, above the upper tieplate did not experience appreciable heating.

Thermal damage to the fuel and consequential weakening and mechanical disruption of the core was essentially complete 230 min after turbine trip.     

日本文殊快堆紧急停堆后堆芯出口腔室瞬态工况模拟研究

基于日本文殊快堆停堆实验数据,完成了文殊快堆上升桶通流孔结构分别为直角、圆角下堆芯出口腔室内较完整的热分层进程模拟,并从热分层的形成、界面上升速度、温度梯度及通流孔钠流量比率等方面对热分层特点进行深入分析。结果表明,数值模拟结果与实验结果符合较好,在一定条件下,数值模拟可很好地预测钠冷快堆内整体热工水力行为。本文结果为建立一套用于预测钠堆内复杂瞬态工况的数值模拟方法积累了经验。     

核电厂凝汽器故障信号定值的计算与分析

核电厂的凝汽器压力达到"不可用"设定值后,将禁止旁路蒸汽向凝汽器排放.CPR1000系列反应堆要求,在紧急停堆先于凝汽器达到"不可用"设定值之前发生的情况下,仍能通过旁路系统继续向凝汽器排放蒸汽10～12 s,否则将引起主蒸汽系统管路超压.某些瞬态工况下,凝汽器的压力上升较快,为满足核岛蒸汽安全排放的要求,需对瞬态工况下凝汽器的压力变化进行仿真计算.本文通过模拟汽轮机紧急停机及紧急停堆后的凝汽器压力变化规律,研究满足核岛蒸汽安全排放要求的技术方案,解决瞬态工况下主蒸汽管道的超压问题.     

Benchmark calculations of pressurizer model for Maanshan nuclear power plant using TRACE code

The pressurizer plays an important role in controlling the pressure of the primary coolant system in pressurized water reactor (PWR) nuclear power plants. An accurate modeling of the pressurizer is needed to determine the pressure response of the primary coolant system, and thus to successfully simulate overall PWR nuclear power plant behavior during transients. The purpose of this study is to develop a pressurizer model, and to assess its pressure transients using the TRACE code version 5.0. The benchmark of the pressurizer model was performed by comparing the simulation results with those from the tests at the Maanshan nuclear power plant. Four start-up tests of the Maanshan nuclear power plant are collected and simulated: (1) turbine trip test from 100% power (Test PAT-50); (2) large-load reduction at 100% power (Test PAT-49); (3) net-load trip at 100% power (Test PAT-51); and (4) net-load trip at 50% power (Test PAT-21). The simulation results show that the predictions of the pressure response are in reasonable agreement with the power plant's start-up tests, and thus the pressurizer model built in this study is successfully verified and validated.