秦山二期核电厂严重事故下安全壳内氢气浓度分布及风险初步分析

核 动 力 工 程
Nuclear Power Engineering
第29卷 第2期 2 0 0 8 年4月
V ol. 29. No.2 Apr. 2 0 0 8
文章编号：0258-0926(2008)02-0078-07
秦山二期核电厂严重事故下安全壳内
氢气浓度分布及风险初步分析
邓 坚，曹学武
（上海交通大学核科学与工程学院，上海，200240）
摘要：采用模块化严重事故计算工具，对秦山二期核电厂大破口失水事故(LB-LOCA)、小破口失水事故(LB-LOCA)和全厂断电(SBO)诱发的严重事故序列以及安全壳内的氢气浓度分布进行了计算分析。

在此基础之上，参考美国联邦法规10CFR 关于氢气控制和风险分析的标准，对安全壳的氢气燃烧风险进行了初步研究。

分析结果表明：大破口严重事故导致的安全壳内的平均氢气浓度接近10%，具有一定的整体性氢气燃烧风险，小破口失水和全厂断电严重事故可能不会导致此类风险，但仍然存在局部氢气燃烧的可能。

关键词：严重事故；安全壳；氢气浓度分布；氢气风险 中图分类号：TL364＋. 4 文献标识码：A
1 引 言
在轻水堆核电厂严重事故进程中，锆合金包
壳与水或水蒸汽产生大量的氢气，并通过反应堆冷却剂系统(RCS)压力边界或压力容器破口释放
到安全壳中[1，
2]。

如果压力容器下封头被熔穿，堆芯熔融物又会与安全壳堆腔内水或混凝土接 触反应，释放出大量氢气和少量其他易燃易爆气体[3]。

释放的氢气在安全壳内扩散流动，与水蒸气、空气混合，形成可燃混合气体。

当氢气的浓度超过可燃浓度限值4%时[4]，则可能发生燃烧，甚至爆炸。

这将会引起安全壳超压和温度升高，从而对安全壳的完整性构成威胁，放射性裂变产物因此可能释放到环境中，造成严重后果。

针对严重事故下安全壳内的可燃气体控制，我国最新颁布的《核动力厂设计安全规定》(HAF102)明确要求：“必须充分考虑在严重事故下控制可能产生或释放的裂变产物、氢和其他物质的措施”。

另外，参考美国联邦法规10CFR 规定：①必须提供氢气控制系统以安全地容纳相当于100%燃料包壳金属-水反应产生的氢气；②在事故期间及以后，相当于100%燃料包壳金属-水反应产生的氢气均匀分布时的浓度小于10%。

因此，对核电厂进行严重事故下安全壳内氢气浓度
分布的计算分析，根据计算结果确定有效的氢气控制措施，对于满足我国核安全法规要求，具有现实的工程意义。

氢气导致的安全壳失效风险与具体的严重事故序列、安全壳类型、体积和隔间结构等许多因素相关。

本文以秦山二期核电厂为分析对象，使用模块化严重事故计算工具——MAAP 程序，对比分析了典型严重事故工况下的氢气产生以及氢气在安全壳内的流动分布情况。

并参考法规要求，初步分析了该核电厂的氢气燃烧风险。

这些分析工作，可为秦山二期核电厂的氢气控制和严重事故管理工作提供一些参考。

2 计算程序
本文使用模块化严重事故计算工具(MAAP4程序)对秦山二期核电厂不同严重事故条件下的安全壳内的氢气浓度分布进行了计算分析。

MAAP 程序耦合了热工水力学计算以及裂变产物释放和迁移计算，可以模拟严重事故的进程现象，从初始事件开始，既可以向安全、稳定、可冷却的反应堆状态发展，也可以向安全壳结构失效最终导致裂变产物向环境释放的事故状态发展。

MAAP 程序长期作为压水堆核电站严重事故
收稿日期：2007-03-30；修回日期：2007-09-10
邓坚等：秦山二期核电厂严重事故下安全壳内氢气浓度分布及风险初步分析 79
管理(SAM)的主要评价分析工具之一。

3 系统模拟与基本假设
3.1 核电厂系统模拟
本文模拟的秦山二期核电厂的系统和设备包括：
(1)堆芯活性区被划分成7×10(径向×轴向)的结构。

(2)一回路系统：压力容器及其构件、主管道、主泵、稳压器、蒸汽发生器、卸压箱等16个控制体。

(3)秦山二期核电厂的专设安全设施。

(4)安全壳划分成堆腔、环廊、主泵隔间、稳压器隔间、蒸汽发生器隔间、安全壳穹顶等共24个控制容积，控制容积之间共58个连接流道。

(5)对安全壳内的墙壁、楼板以及大型的金属导热构件进行了详细模拟，共100余个导热构件。

3.2 基本假设
假定各始发事件均在0时刻发生，大破口失水事故中假定发生冷段双断断裂，小破口失水事故中的破口当量直径假定为0.025 m，破口位置均发生在主泵隔间A内。

由于安全壳中水蒸气的冷凝会增加氢气浓度，计算中不考虑安全壳喷淋系统动作。

同时，本文偏重于事故前期安全壳内的氢气浓度分布现象分析，因此，假定即使达到可燃浓度限值氢气也不会发生燃烧，也不考虑氢气控制系统的缓解效果。

3.3 严重事故序列选择
能够导致严重事故的始发事件非常多，在氢气分布计算中，需要选取典型的事故序列作为分析基础。

参考国内外的研究经验[5~8]，本文选取以下3个严重事故序列：①一回路冷段大破口失水(LB-LOCA)叠加应急堆芯冷却系统（ECCS）失效(不包括非能动安注箱)事故；②一回路冷段小破口失水(SB-LOCA)叠加ECCS失效事故；③全厂断电(SBO)叠加汽动辅助给水泵失效事故。

4计算结果及分析
4.1 LB-LOCA严重事故
图1为压力容器内/外以及总的氢气产量随事故进程的变化曲线。

在LB-LOCA严重事故中，包壳材料的锆-水(水蒸汽)反应发生很早(300~ 360 s)，初始阶段的氢气产生速率较小，之后反应
图1 LB-LOCA严重事故下的氢气产量
Fig. 1 Hydrogen Generation of LB-LOCA
Severe Accident
逐渐剧烈，氢气产量速率也逐渐增大。

锆-水反应释放的热量同时加速了堆芯恶化，在大约1050 s，堆芯材料开始熔化，锆-水反应进一步加剧。

1 600 s之后，由于堆芯的熔化坍塌，堵塞堆内流道，而此时压力容器内的冷却剂已几乎流失殆尽，所以锆-水反应变得微弱。

即使在堆芯熔融物掉入下腔室之后(约3 150 s)，产生的氢气量也很小，因为下封头已没有水。

截止至下封头失效(7 720 s)，压力容器内一共产生了201.3 kg氢气。

随后，一部分堆芯熔融物掉入堆腔，并与极少量水和混凝土材料发生反应(MCCI)，产氢速率在0.015~0.07 kg/s之间。

根据秦山二期核电厂的堆芯设计参数，100%锆-水反应的产氢质量为695 kg。

如图1所示，在约31
2 min，安全壳内氢气质量达到100%锆-水反应的程度。

图2~图4为LB-LOCA严重事故下主要安全壳隔间的氢气浓度随时间的变化曲线。

图2给出了主泵隔间A(破口发生区)的氢气浓度分布情况。

在锆-水反应的开始阶段，破口区间内氢气浓度呈多个峰值，在900 s时峰值可达6.4%，而在1 600 s时产生最大氢气浓度峰值19.2%，该数值与此刻锆-水反应最剧烈相对应(图1)。

此后，由于氢气向周围隔间扩散，而同时压力容器氢气产量很小，所以在1 650 s至压力容器下封头失效(7 720 s)的时间里，破口区间的氢气浓度维持在2.0％上下。

下封头失效之后，破口区的氢气浓度呈缓慢地稳定增长趋势，主要是来自熔融堆芯与混凝土反应释放的氢气。

20 000 s计算终止时，破口区的氢气浓度达到10%。

图3为堆腔区域的氢气浓度分布情况。

在事故发生早期，堆腔氢气浓度增长较快，后来趋于平稳，压力容器失效之前氢气浓度达到3.0%。

压
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图2 LB-LOCA 严重事故主泵隔间A 内的
氢气浓度分布
Fig. 2 Hydrogen Concentration in Reactor Coolant Pump Compartment A of LB-LOCA Severe
图3 LB-LOCA 严重事故下堆腔内的氢气浓度分布
Fig. 3 Hydrogen Concentration in Cavity of
LB-LOCA Severe Accident
力容器失效之后，熔融堆芯与混凝土反应是最主
要的氢气产生源，因此，堆腔内的氢气浓度逐渐
增加，其增长速率与熔融堆芯与混凝土的反应进
程直接相关，总的趋势是前期速率较快，后期较
缓慢。

在20 000 s 计算终止时，堆腔内的氢气浓
度可达到11.4%。

如图4所示，安全壳穹顶区域的氢气浓度分
布与LB-LOCA 事故进程总的氢气产生趋势相
似。

穹顶的氢气是由安全壳底部各个隔间内的氢
气向上扩散、流动汇聚产生的，在事故早期的
1 300～1 800 s ，穹顶区域的氢气浓度增长较快，
之后较长时间维持在2.3%左右。

压力容器失效
后，穹顶的氢气浓度又缓慢增加，至计算终止时
刻20 000 s ，浓度值达到9.8%。

4.2 SB-LOCA 严重事故
如图5所示，锆-水反应从约5 700 s 开始 发生，在近3 000 s 时间里，锆-水反应缓慢，产生的氢气很小。

9 000 s 之后，锆-水反应变得十分剧烈，氢气产生量增长很快，这与堆芯材料的熔化过程相关(堆芯在约9 500 s 开始熔化)。

大约 1 1000 s ，在熔融堆芯物质掉入下腔室之后
(13 000
图4 LB-LOCA 严重事故下安全壳穹顶的
氢气浓度分布
Fig. 4 Hydrogen Concentration in Containment
Dome of LB-LOCA Severe Accident
图5 SB-LOCA 严重事故下的氢气产量 Fig. 5 Hydrogen Generation of SB-LOCA
Severe Accident
s 左右)，会与下封头的水发生反应，产生一定质
量的氢气。

但是，下封头的水很快被高温熔融物
蒸发掉，而此时冷却剂系统仍然处于较高压力状
态，安注箱的冷却剂水无法注入到堆芯。

因此，
在熔融堆芯掉入下腔室至下封头失效(15 300 s)的这段时间内产生的氢气质量有限。

截至压力下封头失效，压力容器内一共产生了418.6 kg 氢气。

压力容器外的氢气源项包括两部分：
(1)在熔融堆芯掉入堆腔的早期阶段，由于安注箱的水也通过压力容器流入堆腔，因此，高温的熔融堆芯先与堆腔中的水发生淬火反应，产生一定质量的氢气(约55.5 kg)。

MAAP 程序预测到该淬火反应会使熔融堆芯表面冷却成一定厚度的“硬壳”，从而阻止水渗入熔融堆芯内部发生反应。

因此，在15 900 s ～28 700 s 这段时间内，堆腔内几乎没有氢气产生。

(2)在28 700 s 之后，堆腔内的水已经消耗掉，同时熔融堆芯的衰变热又使“硬壳”开始熔化，熔融堆芯从而与混凝土材料发生反应，并释放出氢气。

SB-LOCA 严重事故下达到100%锆-水反应
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产氢695 kg的时间是730 min。

图6给出了主泵隔间A(破口区)的氢气浓度分布曲线。

可以看出，在9 000~10 000 s之间，破口区域的氢气浓度增长快速，最高峰值可达到12.5%。

然后，由于压力容器内氢气产量减小，以及破口区域的氢气向周围和上部隔间扩散流动，其氢气浓度又逐渐降低至4.6%左右。

但在压力容器失效的极短时刻，破口区域会产生另一个浓度峰值(9.4%)，这是堆芯熔融物与堆腔内的水急剧反应引起的。

而在事故后期，破口区域的氢气浓度则保持缓慢稳定增加的态势，至计算终止时刻(50 000 s)，浓度值达到8.6%。

图6 SB-LOCA严重事故主泵隔间A内的
氢气浓度分布
Fig. 6 Hydrogen Concentration in Reactor
Coolant Pump Compartment A of
SB-LOCA Severe Accident
如图7所示，在压力容器失效之前，堆腔内的氢气浓度可以增加到5.8％，而最大的浓度峰值(16.5%)发生在压力容器下封头失效的极短时间内。

需要说明的是，堆腔内绝大部分的水被高温熔融汽化成蒸汽，因此，尽管此时产生的氢气质量不少，但氢气的体积浓度很低。

随着堆腔内水的消耗和水蒸气向其他隔间的流动，堆腔内的氢气浓度又逐渐缓慢升高，至计算终止时刻50 000 s，浓度值达到9.3%。

安全壳穹顶的氢气浓度分布与堆腔的分布趋势有一定相似性。

如图8所示，在11 500~17 800 s的时间内，穹顶的氢气浓度在5.3%左右，随后的几千秒浓度值有所下降，但在事故后期又逐渐地缓慢上升。

在20 000 s计算终止时，穹顶内的氢气浓度可达到8.5%。

4.3 SBO严重事故
在全厂断电叠加汽动辅助给水泵失效诱发的严重事故中，锆-水反应开始于大约8 700 s时刻，产生的氢气和堆芯的水蒸汽等通过稳压器卸
图7 SB-LOCA严重事故下堆腔内的氢气浓度分布Fig. 7 Hydrogen Concentration in Cavity of
SB-LOCA Severe Accident
图8 SB-LOCA严重事故下安全壳穹顶的
氢气浓度分布
Fig. 8 Hydrogen Concentration in Containment
Dome of SB-LOCA Severe Accident
压阀被排放到卸压箱较冷的液态水中，由于卸压箱爆破盘已经破裂(3 500 s)，氢气将释放到卸压箱隔间内。

如图9所示，压力容器内一共产生了349.0 kg的氢气。

由于~19 000 s压力容器下封头在高压下失效破裂(~16.3 MPa)，高温熔融堆芯物质喷射入堆腔，与冷却水(主要是安注箱流入的水，与SB-LOCA类似)发生剧烈淬火反应，产生了大约204 kg的氢气。

同样，MAAP预测到该淬火反应会使熔融堆芯表面冷却成一定厚度的“硬壳”，阻止金属的进一步氧化。

因此，在20 000～33 000 s的时间范围里，堆腔的氢气产量非常少。

在堆腔内水下消耗之后，熔融堆芯与混凝土材料接触并发生反应，缓慢地释放出氢气。

SBO严重事故下达到100%锆-水反应产氢695 kg的时间是710 min。

图10给出了卸压箱隔间的氢气浓度分布曲线。

由于高压状态下稳压器卸压阀不停地开启关闭，卸压箱隔间的氢气浓度在堆芯熔化过程中出现剧烈波动，但总的分布趋势不断增加，浓度峰值可达15.5%。

当熔融堆芯掉入下腔室之后，堆芯与下封头内的水继续作用产生几十千克的氢气
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图9 SBO 严重事故下的氢气产量
Fig. 9 Hydrogen Generation of SBO Severe Accident
图10 SBO 严重事故下卸压箱隔间内的
氢气浓度分布
Fig. 10 Hydrogen Concentration in Reactor Coolant Pump Compartment A of
SBO Severe Accident
(图9)，使得卸压箱隔间的氢气浓度峰值最大达到16.7%。

19 000 s 左右压力容器失效之后，氢气产生源位于堆腔，与卸压箱隔间并不直接连通，因此在事故后期，卸压箱隔间的氢气浓度仅缓慢地增加。

在计算时刻终止时，卸压箱隔间的氢气浓度达到8.5%。

在压力容器失效之前，堆腔内的氢气浓度一直缓慢地增加(图11)。

极高的氢气脉冲发生在下封头失效之后的瞬间，喷射的高压熔融物与堆腔内的水剧烈反应，使得氢气浓度峰值高达81.5％。

随后，一方面氢气向其他隔间扩散流动，另一方面淬火过程又产生大量水蒸汽，堆腔内的氢气体积浓度又很快地降到低值。

在事故后期的熔融堆芯与混凝土作用下(MCCI)，堆腔内的氢气浓度缓慢地稳定增长。

在计算时刻终止时，堆腔的氢气浓度达到9.4%。

如图12所示，安全壳穹顶的氢气浓度在压 力容器之前一直增加到3.8%，然后，由于堆腔内产生的大量氢气的扩散流动效应，氢气浓度很快从3.8%增加到6.3%。

随后，由于水蒸气浓度增
图11 SBO 严重事故下堆腔内的氢气浓度分布
Fig. 11 Hydrogen Concentration in Cavity of
SBO Severe Accident
图12 SBO 严重事故下安全壳穹顶的氢气浓度分布 Fig. 12 Hydrogen Concentration in Containment
Dome of SBO Severe Accident
加较快，穹顶的氢气浓度有所下降，在事故后期，又逐渐缓慢地升高。

在计算时刻终止时，穹顶的氢气浓度能达到8.4%。

5 氢气风险分析
表1列出了在LB-LOCA 、SB-LOCA 和SBO 严重事故序列中与氢气风险有关的一些重要参数的计算结果。

可以看出，由于LB-LOCA 事故的堆芯熔化进程很快，其锆-水反应和氢气产生的速率也最快，在约312 min 时，释放到安全壳内的氢气质量相当于反应堆材料100%锆-水反应产生的氢气总质量。

相对于LB-LOCA 事故，SB-LOCA 和SBO 的堆芯熔化进程较慢，产生相当于100%锆-水反应产氢的时间是730 min 和710 min 。

但是，在LB-LOCA 事故下，不足30%的锆金属在压力容器内被氧化，产生201.3 kg 氢气，大部分氢气是在压力容器失效之后熔融堆芯与混凝土材料反应的过程中产生的。

SB-LOCA 和SBO 事故的压力容器内阶段分别有60.37%和50.34%锆金属被氧化，从而产生418.6 kg 和349.0 kg 氢气。

在达到100%锆-水反应产氢量(695 kg)的计算时间点(T 时刻)，主要安全壳隔间的氢气浓度也如表1所示。

LB-
邓坚等：秦山二期核电厂严重事故下安全壳内氢气浓度分布及风险初步分析 83
LOCA事故导致的隔间内氢气浓度最高，破口区氢气浓度为9.6%，堆腔氢气浓度达到11.1%，穹顶氢气浓度为9.3％，其安全壳空间的平均氢气浓度接近10%。

而T时刻SB-LOCA和SBO事故导致的隔间氢气浓度大致相当，数值在7%~8%的范围内。

参考美国联邦法规10CFR的氢气控制和风险分析标准：在事故期间及以后，相当于100%燃料包壳金属-反应产生的氢气均匀分布时的浓度小于10%，LB-LOCA严重事故导致的氢气风险最高，不排除存在整体性氢气燃烧甚至爆炸的可能。

在破口失水事故序列中，一般在堆芯熔化阶段的破口区域和压力容器失效后短时间的堆腔区域，会产生较高的氢气浓度峰值；在全厂断电事故序列中，则是卸压箱隔间和堆腔会出现较高的氢气浓度值。

尽管氢气向上或者向周围隔间的扩散流动，使得该区域的氢气浓度很快地降低。

但瞬间的氢气浓度脉冲也可能导致氢气在安全壳隔间的局部燃烧(Local Deflagration)。

甚至在某些情况下，局部的氢气燃烧是否会蔓延至其他隔间，引起安全壳内较大面积的燃烧，产生的热/冲击载荷可能损坏安全壳隔间和一些重要系统设备。

氢气的局部燃烧风险需要更详细地分析研究，本文在此未做进一步讨论。

6结　论
以秦山二期核电厂为分析对象，本文对大破口失水(LB-LOCA)、小破口失水(SB-LOCA)和全厂断电(SBO)诱发的严重事故序列及安全壳隔间氢气浓度分布进行了计算分析，并参考美国联邦法规10CFR的氢气控制和风险分析标准，初步分析了安全壳内可能存在的氢气燃烧风险，得出以下结论：
(1)氢气产生速率、产生质量以及在安全壳内的浓度分布依赖于严重事故序列。

LB-LOCA能够导致氢气快速释放，安全壳隔间氢气浓度也较高，但压力容器内氢气产量较少(201.3 kg)；相对于LB-LOCA而言，SB-LOCA和SBO事故序列下的氢气产生速率较低，但压力容器内堆芯熔化过程较长，氢气产量更多(分别是418.6 kg和349.0 kg)。

(2)在相当于100%锆-水反应的时刻(折算成695 kg氢气产生)，LB-LOCA事故导致的安全壳空间平均氢气浓度接近10%，存在一定的整体性氢气燃烧风险。

SB-LOCA和SBO严重事故可能不会导致整体性氢气燃烧，但仍然存在局部氢气燃烧的可能，需要采取相应的氢气控制措施，以预防和缓解氢气燃烧可能带来的后果。

参考文献：
[1] Sehgal B R. Accomplishments and Challenges of the
Severe Accident research[J]. Nuclear Engineering and Design, 2001, 210(1): 79-94.
[2] US NRC. Severe Accident Risks: an Assessment for Five
U. S. Nuclear Power Plants[R]. NUREG-1150, 1990. [3]濮继龙．压水堆核电厂安全与事故对策[M]．北京：原
子能出版社，1995．
[4]徐进良，薛大知．轻水堆严重事故及可能的缓解措施
[J]．核动力工程，1998, 19(5): 423～430．
[5] Bachellerie E, Arnould F, Auglaire M, et al. Generic
Approach for Designing and Implementing A Passive Autocatalytic Recombiner Par-System in Nuclear Power Plant Containments[J]. Nuclear Engineering and Design, 2003, 221: 151～65.
[6]方立凯，陈松，周全福．严重事故下核电站安全壳内
氢气分布及控制分析[J]．核动力工程，2006, 27(1): 18～22．
[7]陈松，刘鑫，史国宝，等．严重事故下安全壳内环境
条件计算分析[J]．核动力工程，2006, 27(1): 13～17．[8]张世顺，孙吉良，肖岷．大亚湾核电站安装氢气复合
器方案计算分析[J]．核动力工程，2005, 26(6): 52～54．
表1 一些氢气风险分析参数
Table 1 Some Parameters for Hydrogen Risk Analysis
参数LB-LOCA SB-LOCA SBO 压力容器内氢气产量/kg 201.3 418.6 349.0 堆内锆氧化份额/% 29.03 60.37 50.34 达到100%锆-水反应产氢量的时间/min 312 730 710 T时刻破口区(主泵隔间A)的氢气浓度/%①9.6 7.4 —
T时刻卸压箱隔间的氢气浓度①——7.1
T时刻堆腔的氢气浓度/%①11.1 8.1 7.8 T时刻安全壳穹顶的氢气浓度/%①9.3 7.3 7.0 T时刻安全壳平均氢气浓度/%①~ 10 < 10 < 10
注：①T表示达到100%锆-水反应产氢量(695 kg)的计算时刻，LB-LOCA、SB-LOCA、SBO分别为321 min、730 min和710 min
核动力工程 V ol. 29. No. 2. 2008 84
Preliminary Analysis of Hydrogen Distribution and Risk under Severe Accident Conditions for QINSHAN
NPP Unit 2 Containment
DENG Jian, CAO Xue-wu
（School of Nuclear Science and Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai, 200240, China）Abstract: Severe accident sequences induced by large-break loss-of-coolant accident (LB-LOCA), small-break loss-of-coolant accident (SB-LOCA) and station blackout (SBO) are calculated by using an inte-gral systems analysis computer code for QINSHAN NPP Unit2. Hydrogen concentration distributions in the containment atmosphere and their potential deflagration risk are investigated, according to the hydrogen con-trol and risk analysis standard of US 10 CFR. The results show that the average hydrogen concentration un-der LB-LOCA severe accident is nearly 10%, which means large scale hydrogen deflagration might occur. In spite of the possibility of local deflagration, such large scale deflagration under SB-LOCA and SBO severe accidents maybe cease. The analysis provides a reference for hydrogen control and severe accident manage-ment of QINSHAN NPP Unit 2.
Key words: Severe accident, Containment, Hydrogen concentration distribution, Hydrogen risk
作者简介：
邓坚(1981—)，男，博士研究生。

2003年毕业于上海交通大学核反应堆工程专业，获学士学位。

主要从事核电站安全分析以及严重事故进程等研究。

曹学武(1962—)，男，教授。

1999年3月获日本东京大学博士学位。

现从事核安全分析研究工作。

(责任编辑：张明军) (上接第77页)
A Matrix Method for Thermodynamic System Analysis of
PWR Nuclear Power Plant
RAN Peng, ZHANG Shu-fang
（North China Electric Power University, Baoding, Hebei, 071003, China）
Abstract: Considering the thermal economic analysis methods of PWR nuclear power plant, a Steam- water Distribute State Equation has been established and a Matrix for calculating the efficiency is derived by the aquivalent enthalpy drop theory, the theory of matrix and the normal thermal-equilibrium method, suitable for quantitative thermal efficiency analysis of secondary-circuit of PWR nuclear power plant . The structure of this matrix has a mapping relationship with the secondary-circuit of PWR nuclear power plant, and it can simplify the thermal economic analysis of PWR nuclear power plant, and provides a theoretic principle for analysing the economics of the thermal system of the secondary-circuitof PWR nuclear power plant. An example is given to illustrate the validity of the method, and it indicated that the thermal economics diagnostic method is well defined and easy to be used in system design and operation diagnosis.
Key words: PWR, Secondary-circuit, Thermodynamic system, Matrix
作者简介：
冉鹏(1980—)，男，讲师。

2006年毕业于华北电力大学热能工程专业，获硕士学位。

现从事火电机组仿真与节能理论研究。

张树芳(1957—)，男，教授。

1982年毕业于华北电力大学热能工程专业。

现从事能源经济及节能理论研究。

(责任编辑：张明军)。