一种不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法

摘要

本发明属于池式钠冷快堆设计技术，具体涉及一种不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法。该方法在不投入三回路的情况下，确定总的一、二回路主辅系统的正常散热量，由此确定平衡态下可长期运行的最高功率。此外，根据一、二回路装载钠总量，根据初始启动温度，即可确定在最高温度限值的条件下，反应堆可运行的最高功率水平及其相应时间的关系。因此，除了在物理热工计算之外，对控制保护的相关整定值，同样进行相应修改，满足安全裕量的要求。本发明在保证安全性裕量的前提下，提高反应堆的经济性、可靠性和灵活性，且能充分有效提高实验堆的利用效率，提高相应科研活动的水平。

说明书

技术领域

本发明属于池式钠冷快堆设计技术，具体涉及一种不需要常规岛投入的池式钠冷 快堆低功率运行方法。

背景技术

池式钠冷快堆正常运行时，反应堆堆芯产生的热量正常情况下由主热传输系统 (由一回路、二回路、三回路构成)导出，并通过汽轮发电机组将热能转化为电能。其中三回 路，包含汽轮机和发电机等都位于常规岛。中国实验快堆(CEFR)作为研究堆，很多情况下在 低功率下运行并开展试验，此时汽轮机等设备没有达到运行条件。由于常规岛设备多、操作 繁琐，具有投入费用高、准备时间长的特点，面对低功率即可满足试验需求的情况，亟需一 种可以在中低功率情况下，不投入常规岛系统设备而运行的方案，以提高经济性和灵活性。

常规岛是正常运行主热传输系统的下游环节。不使用常规岛时，需要考虑这些热 量通过其它途径排出，并且确定反应堆温度等参数不超过相应限值。

发明内容

本发明的目的是在满足核安全的前提并且不降低安全裕量的条件下，提供一种不 需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，适当提高经济性和可靠性。

本发明的技术方案如下：一种不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方 法，包括如下步骤：

(1)确定反应堆除主热传输系统以外其他系统的排热能力，包括：

(1-1)根据一回路冷却剂净化系统的流量和冷阱进出口温差计算一回路冷却剂净 化系统的排热量；

(1-2)根据事故余热排出系统流量和空冷器进出口温差计算事故余热排出系统的 排热能力；

(1-3)根据堆坑通风系统风量和保护容器外表面温度计算堆坑通风系统的排热 量；

(1-4)根据中间热交换器二次侧钠出入口温度差，计算二回路主辅系统的排热量；

(2)根据反应堆一、二回路冷却剂热容计算温升限制，包括：

(2-1)确定一、二回路冷却剂初始温度；

(2-2)根据核发热确定整体温升速率；

(3)常规岛不投入的情况下，反应堆低功率运行，反应堆提升功率不大于1％额定 功率，监测中间热交换器一次侧入口钠温不超过365℃，维持此区间不同核功率台阶运行；

(4)根据步骤(1)、(2)的计算结果，以及步骤(3)的试验结果，对控制保护系统的相 关整定值进行修改，以满足安全裕量的要求。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(1- 1)中，计算一回路冷却剂净化系统的排热量公式如下：

Q₁＝G₁(Hi-Ho)

其中：

Q₁为一回路冷却剂(钠)净化系统排热量；

G₁为流量；

H_i为钠入口焓值；

H_o为钠返回焓值。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(1- 2)中，事故余热排出系统的排热能力计算模型如下：

事故余热排除系统中间回路管道内的热交换模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_{Na}}{\partial \tau }+u_{Na}\frac{\partial t_{Na}}{\partial z}=\frac{K_3{F}_3}{C_{Na}{V}_{Na}}(t_S-t_{Na})\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_S{V}_S}(t_{Na}-t_S)+\frac{K_4{F}_4}{C_S{V}_S}(t_{B0}-t_S)\end{array}\right)$

其中：

τ－时间，s；

t_Na－冷却剂温度，℃；

t_S－冷却剂周围管壁中的平均温度，℃；

t_B0－管壁周围空气温度，℃；

Z－沿冷却剂流向的坐标，m；

u_Na－冷却剂流速，m/s；

V_Na－单位长度管道内的冷却剂体积，m³；

V_S－单位长度管道内的冷却剂周围管壁的体积，m³；

K₃－从冷却剂到管壁的传热系数，W/m²·℃；

K₄－从管壁到周围空气的传热系数，W/m²·℃；

F₃－单位长度管道上冷却剂和管壁之间的热交换面积，m²；

F₄－单位长度管道上管壁和周围空气之间的热交换面积，m²；

C_Na－冷却剂体积热容，J/m³·℃；

C_S－冷却剂周围的所有管壁的平均有效体积热容，J/m³·℃；

空气冷却器的热交换模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_{Na}}{\partial \tau }+u_{Na}\frac{\partial t_{Na}}{\partial z}=\frac{K_1{F}_1}{C_{Na}{V}_{Na}}(t_S-t_{Na})\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_1{F}_1}{C_S{V}_S}(t_{Na}-t_S)+\frac{K_2{F}_2}{C_S{V}_S}(t_B-t_S)\\ \frac{\partial t_B}{\partial \tau }+u_B\frac{\partial t_B}{\partial z^{*}}=\frac{K_2{F}_2}{C_B{V}_B}(t_S-t_B)+\frac{K_3{F}_3}{C_B{V}_B}(t_{SK}-t_B)\\ \frac{{\mathrm{dt}}_{SK}}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_{SK}{V}_{SK}}(t_B-t_{SK})+\frac{K_4{F}_4}{C_{SK}{V}_{SK}}(t_{BO}-t_{SK})\end{array}\right)$

其中：

t_Na－空气热交换器管束中的冷却剂温度，℃；

t_B－空气热交换器中的空气温度，℃；

t_S－空气热交换器管束金属的温度，℃；

t_SK－考虑到保温层作用的空气热交换器容器的温度，℃；

t_B0－管壁周围空气温度，℃；

Z－沿空气热交换器管束长度方向上的坐标，m；

Z^*－沿空气热交换器管束间空间长度方向上的坐标，m；

U_Na－空气热交换器管束内钠流动速度，m/s；

U_B－空气热交换器内空气流动速度，m/s；

K₁－钠与空气热交换器管束间的传热系数，W/m²·℃；

K₂－管束与管束间空气的传热系数，W/m²·℃；

K₃－空气热交换器管束间空气与空气热交换器容器间的传热系数，W/m²·℃；

K₄－空气热交换器容器与周围空气间的传热(考虑到绝热层)系数，W/m²·℃；

F₁－单位长度上钠和空气热交换器管束之间的换热面积，m²；

F₂－单位长度上空气热交换器管道和管束间空气的换热面积，m²；

F₃－单位长度上空气热交换器管束间空气与空气热交换器容器间的换热面积，m²；

F₄－单位长度上空气热交换器容器和周围空气之间的热交换面积，m²；

C_S－空气热交换器管束的有效体积热容，J/m³·℃；

C_B－空气体积热容，J/m³·℃；

C_SK－考虑到空气热交换器管束的空气热交换器容器的平均有效体积热容，J/m³· ℃；

C_Na－冷却剂体积热容，J/m³·℃；

V_Na－单位长度上空气热交换器管束内的冷却剂体积，m³；

V_S－单位长度上空气热交换器管束的体积，m³；

V_B－空气热交换器管束间空间内单位长度上的空气体积，m³；

V_SK－考虑到保温层的空气热交换器容器单位长度上空气热交换器容器的体积， m³；

事故余热排除系统中间回路的流体力学模型：

其中：

τ－时间，s；

－描述回路单元的矢量，m；

dP_L(τ)－单元上的驱动压头，Pa；

dξ_L(τ)－单元上的流体阻力系数，相对单位；

ρ_L(τ)－单元上的冷却剂密度，kg/m³；

－单元上的冷却剂速度，m/s；

－重力加速度，m/s²；

事故余热排除系统空气流道换热模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_B}{\partial \tau }+u_B\frac{\partial t_B}{\partial z}=\frac{K_3{F}_3}{C_B{V}_B}(t_S-t_B)\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_S{V}_S}(t_B-t_S)+\frac{K_4{F}_4}{C_S{V}_S}(t_{B0}-t_S)\end{array}\right)$

其中：

τ－时间，s；

t_B－空气流道中的空气温度，℃；

t_S－考虑到保温层和混凝土结构的空气流道的温度，℃；

t_Bo－空气流道周围空气的温度，℃；

u_B－空气管道的空气流速，m/s；

K₃－空气管道内空气与管壁间的传热系数，W/m²·℃；

K₄－空气管道与周围空气间的传热系数，W/m²·℃；

F₃－空气管道单位长度上空气和管道之间的换热面积，m²；

F₄－空气管道单位长度上管道和周围空气之间的换热面积，m²；

C_B－空气体积热容，J/m³·℃；

C_S－空气管道的所有管层的平均有效体积热容，J/m³·℃；

V_B－空气管道单位长度上的空气体积，m³；

V_S－空气管道单位长度上的空气管道结构的体积，m³；

事故余热排除系统空气流道流体力学模型：

其中

τ－时间，s；

－描述回路单元的矢量，m；

ΔP_wind－在空气流道人口和出口上形成的气体压差，Pa；

ΔP_w(N,δ)－空气热交换器出口风门上的压差，Pa；

N－空气热交换器出口风门上的叶片的数量，个；

δ－空气热交换器出口风门上的叶片的转角，度；

dξ_L(τ)－空气流道单元上的流体阻力系数，相对单位；

ρ_L－空气流道单元上的冷却剂密度，kg/m³；

－空气流道的单元上的冷却剂速度，m/s；

－重力加速度，m/s²。

Q₂＝Q₂₁+Q₂₂(1-7)

Q₂₁＝G₂₁(H_21i-H_21o)(1-8)

Q₂₁＝G₂₂(H_22i-H_22o)(1-9)

其中：

Q₂为事故余热排除系统排热量；

Q₂₁为事故余热排除系统I环路排热量；

Q₂₂为事故余热排除系统II环路排热量；

G₂₁为事故余热排除系统I环路流量；

G₂₂为事故余热排除系统II环路流量；

H_21i为事故余热排除系统I环路独立热交换器出口温度；

H_21o为事故余热排除系统I环路独立热交换器入口温度；

H_22i为事故余热排除系统II环路独立热交换器出口温度；

H_22o为事故余热排除系统II环路独立热交换器入口温度。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(1- 3)中，堆坑通风系统的排热量的计算公式如下：

Q₃＝G₃(H_3o-H_3i)

其中：

Q₃为堆坑通风系统排热量；

G₃为堆坑通风系统经过堆坑的通风量；

H_3i为堆坑通风系统入口空气焓值；

H_3o为堆坑通风系统出口空气焓值。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(1- 4)中，二回路主辅系统的排热量计算公式如下：

Q₄＝Q₄₁+Q₄₂

Q₄₁＝G₄₁(H_41o-H_41i)

Q₄₂＝G₄₂(H_42o-H_42i)

其中：

Q₄为二回路主辅系统总的排热量；

Q₄₁为二回路I环路主辅系统总的排热量；

Q₄₂为二回路II环路主辅系统总的排热量；

G₄₁为二回路I环路总流量；

G₄₂为二回路II环路总流量；

H_41i为二回路I环路中间热交换器入口焓值；

H_41o为二回路I环路中间热交换器出口焓值；

H_42i为二回路II环路中间热交换器入口焓值；

H_42o为二回路II环路中间热交换器出口焓值。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(2- 1)中，一、二回路冷却剂初始温度为230-250℃。

进一步，如上所述的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，步骤(2- 2)中，根据除主热传输系统以外其他系统的总体排热能力，计算核发热与排热的平衡点，并 根据一、二回路总的钠的装载量及其相应比热容，计算最高温升限值与时间对应关系。

本发明的有益效果如下：本发明所提供的不投入常规岛的池式钠冷快堆低功率运 行方法，在保证安全性裕量的前提下，提高经济性、可靠性和灵活性，且能充分有效提高实 验堆的利用效率，提高相应科研活动的水平。

附图说明

图1为具体实施例的中国实验快堆正常运行流程图。

图中包括一回路、二回路和三回路在内的主热传输系统，事故余热排除系统在内 的安全专设。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明进行详细的描述。

本发明所提供的不需要常规岛投入的池式钠冷快堆低功率运行方法，包括确定不 投入三回路的情况下，确定总的一、二回路主辅系统的正常散热量，由此确定平衡态下可长 期运行的最高功率。此外，根据一、二回路装载钠总量，根据初始启动温度，即可确定在最高 温度限值的条件下，反应堆可运行的最高功率水平及其相应时间的关系。因此，除了在物理 热工计算之外，对控制保护的相关整定值，同样进行相应修改，满足安全裕量的要求。

本实施例以图1所示的中国实验快堆(CEFR)为例，图1中双点划线内的系统设备， 即为本发明涉及的对象，包括一回路主要系统设备、二回路主要系统设备、事故余热排除系 统的主要系统设备和堆坑通风等相关系统设备。

本发明的技术方案从组成上包括计算和反应堆运行试验验证两个部分，具体包括 以下步骤：

1.确定反应堆除主热传输系统以外其他系统的排热能力

(1-1)根据一回路冷却剂净化系统的流量和冷阱进出口温差计算一回路冷却剂净 化系统的排热量；

一回路钠净化系统不是正式的排热系统，然而其工作时会散出热量，具有一定的 排热能力。可以通过改变运行方式增大该系统的排热能力(是否使用内省热器、加大油冷能 力等等)，同时通过计算确定该能力的大小。

计算一回路冷却剂净化系统的排热量公式如下：

Q₁＝G₁(Hi-Ho)

其中：

Q₁为一回路冷却剂(钠)净化系统排热量；

G₁为流量；

H_i为钠入口焓值；

H_o为钠返回焓值。

(1-2)根据事故余热排出系统流量和空冷器进出口温差计算事故余热排出系统的 排热能力；

事故余热排出系统用于主热传输系统故障时排除反应堆余热，在正常运行时同样 具备功能。该系统通过自然循环导出热量，其排热能力与反应堆温度相关。在计算反应堆稳 定温度时需要进行复杂的迭代计算。

事故余热排出系统的排热能力计算模型如下：

事故余热排除系统中间回路管道内的热交换模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_{Na}}{\partial \tau }+u_{Na}\frac{\partial t_{Na}}{\partial z}=\frac{K_3{F}_3}{C_{Na}{V}_{Na}}(t_S-t_{Na})\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_S{V}_S}(t_{Na}-t_S)+\frac{K_4{F}_4}{C_S{V}_S}(t_{B0}-t_S)\end{array}\right)$

其中：

τ－时间，s；

t_Na－冷却剂温度，℃；

t_S－冷却剂周围管壁中的平均温度，℃；

t_B0－管壁周围空气温度，℃；

Z－沿冷却剂流向的坐标，m；

u_Na－冷却剂流速，m/s；

V_Na－单位长度管道内的冷却剂体积，m³；

V_S－单位长度管道内的冷却剂周围管壁的体积，m³；

K₃－从冷却剂到管壁的传热系数，W/m²·℃；

K₄－从管壁到周围空气的传热系数，W/m²·℃；

F₃－单位长度管道上冷却剂和管壁之间的热交换面积，m²；

F₄－单位长度管道上管壁和周围空气之间的热交换面积，m²；

C_Na－冷却剂体积热容，J/m³·℃；

C_S－冷却剂周围的所有管壁的平均有效体积热容，J/m³·℃；

空气冷却器的热交换模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_{Na}}{\partial \tau }+u_{Na}\frac{\partial t_{Na}}{\partial z}=\frac{K_1{F}_1}{C_{Na}{V}_{Na}}(t_S-t_{N2})\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_1{F}_1}{C_S{V}_S}(t_{Na}-t_S)+\frac{K_2{F}_2}{C_S{V}_S}(t_B-t_S)\\ \frac{\partial t_B}{\partial \tau }+u_B\frac{\partial t_B}{\partial z^{*}}=\frac{K_2{F}_2}{C_B{V}_B}(t_S-t_B)+\frac{K_3{F}_3}{C_B{V}_B}(t_{SK}-t_B)\\ \frac{{\mathrm{dt}}_{SK}}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_{SK}{V}_{SK}}(t_B-t_{SK})+\frac{K_4{F}_4}{C_{SK}{V}_{SK}}(t_{BO}-t_{SK})\end{array}\right)$

其中：

t_Na－空气热交换器管束中的冷却剂温度，℃；

t_B－空气热交换器中的空气温度，℃；

t_S－空气热交换器管束金属的温度，℃；

t_SK－考虑到保温层作用的空气热交换器容器的温度，℃；

t_B0－管壁周围空气温度，℃；

Z－沿空气热交换器管束长度方向上的坐标，m；

Z^*－沿空气热交换器管束间空间长度方向上的坐标，m；

U_Na－空气热交换器管束内钠流动速度，m/s；

U_B－空气热交换器内空气流动速度，m/s；

K₁－钠与空气热交换器管束间的传热系数，W/m²·℃；

K₂－管束与管束间空气的传热系数，W/m²·℃；

K₃－空气热交换器管束间空气与空气热交换器容器间的传热系数，W/m²·℃；

K₄－空气热交换器容器与周围空气间的传热(考虑到绝热层)系数，W/m²·℃；

F₁－单位长度上钠和空气热交换器管束之间的换热面积，m²；

F₂－单位长度上空气热交换器管道和管束间空气的换热面积，m²；

F₃－单位长度上空气热交换器管束间空气与空气热交换器容器间的换热面积，m²；

F₄－单位长度上空气热交换器容器和周围空气之间的热交换面积，m²；

C_S－空气热交换器管束的有效体积热容，J/m³·℃；

C_B－空气体积热容，J/m³·℃；

C_SK－考虑到空气热交换器管束的空气热交换器容器的平均有效体积热容，J/m³· ℃；

C_Na－冷却剂体积热容，J/m³·℃；

V_Na－单位长度上空气热交换器管束内的冷却剂体积，m³；

V_S－单位长度上空气热交换器管束的体积，m³；

V_B－空气热交换器管束间空间内单位长度上的空气体积，m³；

V_SK－考虑到保温层的空气热交换器容器单位长度上空气热交换器容器的体积， m³；

事故余热排除系统中间回路的流体力学模型：

其中：

τ－时间，s；

－描述回路单元的矢量，m；

dP_L(τ)－单元上的驱动压头，Pa；

dξ_L(τ)－单元上的流体阻力系数，相对单位；

ρ_L(τ)－单元上的冷却剂密度，kg/m³；

－单元上的冷却剂速度，m/s；

－重力加速度，m/s²；

事故余热排除系统空气流道换热模型：

$\left(\begin{array}{c}\frac{\partial t_B}{\partial \tau }+u_B\frac{\partial t_B}{\partial z}=\frac{K_3{F}_3}{C_B{V}_B}(t_S-t_B)\\ \frac{{\mathrm{dt}}_S}{d\tau }=\frac{K_3{F}_3}{C_S{V}_S}(t_B-t_S)+\frac{K_4{F}_4}{C_S{V}_S}(t_{B0}-t_S)\end{array}\right)$

其中：

τ－时间，s；

t_B－空气流道中的空气温度，℃；

t_S－考虑到保温层和混凝土结构的空气流道的温度，℃；

t_Bo－空气流道周围空气的温度，℃；

u_B－空气管道的空气流速，m/s；

K₃－空气管道内空气与管壁间的传热系数，W/m²·℃；

K₄－空气管道与周围空气间的传热系数，W/m²·℃；

F₃－空气管道单位长度上空气和管道之间的换热面积，m²；

F₄－空气管道单位长度上管道和周围空气之间的换热面积，m²；

C_B－空气体积热容，J/m³·℃；

C_S－空气管道的所有管层的平均有效体积热容，J/m³·℃；

V_B－空气管道单位长度上的空气体积，m³；

V_S－空气管道单位长度上的空气管道结构的体积，m³；

事故余热排除系统空气流道流体力学模型：

其中

τ－时间，s；

－描述回路单元的矢量，m；

ΔP_wind－在空气流道人口和出口上形成的气体压差，Pa；

ΔP_w(N,δ)－空气热交换器出口风门上的压差，Pa；

N－空气热交换器出口风门上的叶片的数量，个；

δ－空气热交换器出口风门上的叶片的转角，度；

dξ_L(τ)－空气流道单元上的流体阻力系数，相对单位；

ρ_L－空气流道单元上的冷却剂密度，kg/m³；

－空气流道的单元上的冷却剂速度，m/s；

－重力加速度，m/s²。

Q₂＝Q₂₁+Q₂₂(1-7)

Q₂₁＝G₂₁(H_21i-H_21o)(1-8)

Q₂₁＝G₂₂(H_22i-H_22o)(1-9)

其中：

Q₂为事故余热排除系统排热量；

Q₂₁为事故余热排除系统I环路排热量；

Q₂₂为事故余热排除系统II环路排热量；

G₂₁为事故余热排除系统I环路流量；

G₂₂为事故余热排除系统II环路流量；

H_21i为事故余热排除系统I环路独立热交换器出口温度；

H_21o为事故余热排除系统I环路独立热交换器入口温度；

H_22i为事故余热排除系统II环路独立热交换器出口温度；

H_22o为事故余热排除系统II环路独立热交换器入口温度。

(1-3)根据堆坑通风系统风量和保护容器外表面温度计算堆坑通风系统的排热 量；

堆坑通风系统用于冷却堆坑，因此不可避免会带出反应堆主容器的热量。在计算 反应堆稳定温度时需要联立其它因素进行复杂的迭代计算。

堆坑通风系统的排热量的计算公式如下：

Q₃＝G₃(H_3o-H_3i)

其中：

Q₃为堆坑通风系统排热量；

G₃为堆坑通风系统经过堆坑的通风量；

H_3i为堆坑通风系统入口空气焓值；

H_3o为堆坑通风系统出口空气焓值。

(1-4)根据中间热交换器二次侧钠出入口温度差，计算二回路主辅系统的排热量；

通过调节二回路钠泵转速、二回路钠净化系统流量、二回路钠分析检测系统流量、 二回路主辅系统电加热等，都可以对二回路排热量进行一定程度上的调节控制。

二回路主辅系统的排热量计算公式如下：

Q₄＝Q₄₁+Q₄₂

Q₄₁＝G₄₁(H_41o-H_41i)

Q₄₂＝G₄₂(H_42o-H_42i)

其中：

Q₄为二回路主辅系统总的排热量；

Q₄₁为二回路I环路主辅系统总的排热量；

Q₄₂为二回路II环路主辅系统总的排热量；

G₄₁为二回路I环路总流量；

G₄₂为二回路II环路总流量；

H_41i为二回路I环路中间热交换器入口焓值；

H_41o为二回路I环路中间热交换器出口焓值；

H_42i为二回路II环路中间热交换器入口焓值；

H_42o为二回路II环路中间热交换器出口焓值。

2.根据反应堆一、二回路冷却剂热容计算温升限制

(2-1)确定一、二回路冷却剂初始温度；

目前CEFR的实际冷停堆状态下，一、二回路钠的温度处于230～250℃之间，可以根 据需要进行调节。

(2-2)根据核发热确定整体温升速率；

通过计算热量的产生与排出，结合一、二回路钠的热容，可以计算反应堆温度上升 的速度。显然这个速率不是恒定的。

本发明根据除主热传输系统以外其他系统的总体排热能力，结合反应堆的具体参 数，计算核发热与排热的平衡点，并根据一、二回路总的钠的装载量及其相应比热容，计算 最高温升限值与时间对应关系。所述计算的原理及具体的计算方法为本领域的常规技术。

3.反应堆低功率运行

常规岛不投入的情况下，反应堆低功率运行，反应堆提升功率不大于1％额定功 率，监测中间热交换器一次侧入口钠温不超过365℃，维持此区间不同核功率台阶运行

4.根据上述步骤的计算结果和试验结果，对控制保护系统的相关整定值进行修 改，以满足安全裕量的要求。在低功率下，在满足安全限值的条件下，修改部分保护整定值， 提升安全裕量，譬如功率保护定值，堆芯出口钠温，一、二回路钠泵控制联锁等。

中国实验快堆在功率小于10％的情况下，功率保护定值为11％，该值在三回路不 投入运行的情况下，必须要针对实际运行功率，进行相应调整。此外，堆芯出口钠温的保护 值，周期保护等相关保护整定值，都要根据实际需求，进行更严格的限制，必要情况下，增加 部分联锁保护，例如一、二回路钠泵的控制联锁、中间热交换器出入口钠温保护整定值等。

中国实验快堆按照此方法进行低功率运行，各项参数满足技术规格书要求。并且， 可以根据此方法制定运行规程，供普通运行人员按照规程操作。

显然，本领域的技术人员可以对本发明进行各种改动和变型而不脱离本发明的精 神和范围。这样，倘若对本发明的这些修改和变型属于本发明权利要求及其同等技术的范 围之内，则本发明也意图包含这些改动和变型在内。