MELCOR乏燃料水池嚴(yán)重事故計算分析

鄧 堅，向清安，周克峰

(1.中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)重點實驗室，四川 成都 610041；2.環(huán)境保護(hù)部 核與輻射安全中心，北京 100082)

壓水堆核電廠乏燃料組件通常被固定在特殊設(shè)計的格架中，按照一定規(guī)則放置于一個大水池中。相對于反應(yīng)堆堆芯，乏燃料水池的安全風(fēng)險極低，WASH-1400也支持這一觀點[1]。因此，設(shè)計中一般不考慮乏燃料組件發(fā)生過熱熔毀的事件，稱之為“嚴(yán)重事故”。但是，核能界一直未停止對乏燃料水池嚴(yán)重事故的研究。Allan等[2]分析了乏燃料水池冷卻水排空后的乏燃料加熱行為，特別是乏燃料組件與空氣反應(yīng)的熱工水力現(xiàn)象。美國核管會(NRC)隨后將超設(shè)計基準(zhǔn)事故下的乏燃料水池安全作為“一般安全問題(GSI-82)”予以提出。Sailor等[3]研究了乏燃料水池喪失冷卻的始發(fā)事件頻率，使用SFUL1W程序分析乏燃料組件失效機(jī)理及可能的放射性釋放。Jason[4]使用了MACCS2程序，評估了乏燃料水池發(fā)生嚴(yán)重事故后的放射性場外釋放后果。Jo等[5]采用概率安全評價(PSA)技術(shù)對乏燃料水池的嚴(yán)重事故預(yù)防和緩解措施進(jìn)行了“費(fèi)效比(Value/Impact)”分析，這些措施包括：限制乏燃料組件的存放密度、在乏燃料廠房頂部安裝噴淋系統(tǒng)、冗余的冷卻系統(tǒng)和冗余的補(bǔ)水系統(tǒng)。Jo等研究后認(rèn)為，乏燃料水池發(fā)生事故的概率很低，不大可能發(fā)生大量放射性釋放，安裝這些設(shè)施的費(fèi)用十分高昂，在經(jīng)濟(jì)上均不劃算。Kaliatka等[6]耦合使用RELAP5、ATHLET-CD和ASTEC程序，分析了Ignalina核電站乏燃料水池喪失冷卻后乏燃料元件的降級過程。Coindreau等[7]對ASTEC程序中可用于乏燃料水池嚴(yán)重事故分析的鋯-空氣氧化模型進(jìn)行了改進(jìn)。日本福島核事故后，乏燃料水池安全再次成為人們關(guān)注的問題之一。例如，Gauntt等[8]分別使用MELCOR和TRACE程序，計算了Fukushima Daiichi 4號機(jī)組的乏燃料水池從正常水位到乏燃料組件裸露的時間；Machiels等[9]也對Fukushima Daiichi 4號機(jī)組乏燃料水池的事故后果進(jìn)行了分析。相對而言，國內(nèi)公開發(fā)表的關(guān)于乏燃料水池嚴(yán)重事故研究的文獻(xiàn)較少。為研究國內(nèi)核電廠乏燃料水池安全風(fēng)險，以及為乏燃料水池嚴(yán)重事故預(yù)防和緩解提供技術(shù)參考，本文使用MELCOR程序建立相應(yīng)計算分析模型，重點研究在假設(shè)的長時間全廠斷電(SBO)導(dǎo)致冷卻喪失的工況條件下，乏燃料水池的升溫、沸騰、蒸干等熱力學(xué)現(xiàn)象，以及乏燃料組件鋯包殼氧化行為，并初步研究向乏燃料水池補(bǔ)水以緩解嚴(yán)重事故的效果。

1 MELCOR計算模型

MELCOR是美國桑迪亞國家實驗室(SNL)開發(fā)的嚴(yán)重事故計算程序，它能模擬輕水堆嚴(yán)重事故進(jìn)程中的主要現(xiàn)象，并能計算放射性核素的釋放和遷移。MELCOR1.8.6及后續(xù)版本增加了乏燃料水池嚴(yán)重事故現(xiàn)象相關(guān)的計算模型。

如圖1所示，乏燃料水池冷卻系統(tǒng)由冷卻水循環(huán)泵(電動)、換熱器及相應(yīng)的管道、閥門組成。冷卻水循環(huán)泵從乏燃料水池抽水，經(jīng)換熱器冷卻后，再將冷卻水泵送回乏燃料水池。本文根據(jù)MELCOR程序的建模特點建立了乏燃料水池的計算模型，如圖2所示。MELCOR計算模型將乏燃料水池劃分為多個控制體(節(jié)點)，并假設(shè)乏燃料廠房與外界大氣環(huán)境連通。水池內(nèi)的燃料組件又被劃分為4(徑向)×18(軸向)的節(jié)點。對于軸向上的燃料組件，上端3個節(jié)點代表頂部非燃料區(qū)，中間12個節(jié)點代表中部燃料區(qū)，下端3個節(jié)點代表底部非燃料區(qū)。在假設(shè)的計算工況中，徑向環(huán)1代表從壓力容器卸入乏燃料水池的121組燃料組件，衰變熱約為5.4 MW；徑向環(huán)2代表第15卸料批次的36組乏燃料組件，衰變熱為0.8 MW；徑向環(huán)3代表第14卸料批次的36組乏燃料組件，衰變熱為0.2 MW；徑向環(huán)4代表第1～13卸料批次的468組乏燃料組件，衰變熱為0.44 MW。由于是對全廠斷電導(dǎo)致的喪失冷卻事故進(jìn)行研究，MELCOR模型中未模擬乏燃料水池冷卻系統(tǒng)。乏燃料水池的主要參數(shù)列于表1。

圖1 乏燃料水池及其冷卻系統(tǒng)

圖2 乏燃料組件和乏燃料水池模型節(jié)點

表1 乏燃料水池的主要參數(shù)

2 計算結(jié)果及分析

2.1 嚴(yán)重事故進(jìn)程

圖3 水位和鋯包殼溫度隨時間的變化

假設(shè)乏燃料水池在正常水位時發(fā)生了全廠斷電事故且廠內(nèi)外電源不恢復(fù)，那么在乏燃料衰變熱的作用下，乏燃料水池將緩慢地升溫和蒸發(fā)。圖3示出了乏燃料水池水位和乏燃料鋯包殼溫度隨時間的變化，約在事故發(fā)生后82 h，乏燃料組件開始裸露，而乏燃料水池被完全蒸干的時間約是事故后130 h。如圖4所示，乏燃料組件在裸露之后進(jìn)一步升溫，鋯包殼約在107.5 h開始氧化，最大的產(chǎn)氫速率可達(dá)344.5 kg/h。從事故發(fā)生到乏燃料水池完全蒸干，累積產(chǎn)生1 035.7 kg的氫氣，鋯氧化釋放的熱量進(jìn)一步加劇了乏燃料組件的損毀。

圖4 產(chǎn)氫速率和產(chǎn)氫量隨時間的變化

2.2 初始水位的敏感性分析

為進(jìn)一步研究乏燃料水池嚴(yán)重事故現(xiàn)象，對乏燃料水池3種不同的初始水位進(jìn)行了敏感性分析，計算結(jié)果列于表2。如圖5a所示，如果乏燃料水池是初始正常水位(工況1)，那么乏燃料組件將在事故后約82 h開始裸露；如果是初始低水位(工況2)或乏燃料組件裸露水位(工況3)，那么乏燃料組件將在事故后約43 h或6 h就開始裸露。如圖5b所示，不同工況下乏燃料鋯包殼氧化及其累積產(chǎn)氫量是比較接近的，初始水位越小意味著鋯包殼氧化過程開始得越早。這些敏感性分析表明，乏燃料水池嚴(yán)重事故進(jìn)程總體上是類似的，不同初始水位會直接影響事件的發(fā)生時間點。

表2 乏燃料水池嚴(yán)重事故進(jìn)程

2.3 乏燃料水池補(bǔ)水分析

日本福島核事故發(fā)生后，我國國家核安全局對在建在役核電廠進(jìn)行了安全檢查，提出了一系列整改要求，其中就要求核電廠需具備乏燃料水池臨時補(bǔ)水能力。假設(shè)初始水位是比較惡劣的乏燃料組件裸露水位，本文進(jìn)行了補(bǔ)水效果分析。再假設(shè)當(dāng)測量到乏燃料水池水位低于2.4 m(事故后約20 h)、1.6 m(事故后約28 h)或1.1 m(事故后約35 h)時，開始向乏燃料水池進(jìn)行臨時補(bǔ)水，補(bǔ)水流量設(shè)定為36 m3/h，補(bǔ)水前、后的乏燃料水池水位的變化如圖6a所示，包殼溫度如圖6b所示。分析表明，即使乏燃料組件發(fā)生一定程度的損壞，只要能在一定時間窗口內(nèi)及時采取措施向乏燃料水池補(bǔ)水，乏燃料水池嚴(yán)重事故仍可被有效緩解。例如，對于本文假設(shè)的乏燃料裝載情況，所需的時間窗口約為35 h，且注水時間越早，越有利于嚴(yán)重事故緩解。

圖5 不同工況下水位(a)和產(chǎn)氫量(b)的變化

圖6 乏燃料水池補(bǔ)水效果

3 結(jié)論

本文使用MELCOR程序，建立了乏燃料水池的嚴(yán)重事故計算分析模型，并進(jìn)行了相應(yīng)的計算分析，主要結(jié)論如下。

1) 在某些極小概率事件下，例如長時間全廠斷電工況下，乏燃料水池仍存在乏燃料熔毀的可能；乏燃料水池嚴(yán)重事故進(jìn)程總體上是比較類似的，不同初始水位會直接影響事故進(jìn)程的發(fā)生時間。

2) 相對于反應(yīng)堆，乏燃料水池嚴(yán)重事故進(jìn)程相對緩慢。如果乏燃料水池是初始正常水位，那么在事故后約82 h乏燃料組件才開始裸露；即使乏燃料水池初始水位較低，例如燃料格架裸露水位，事故后約6 h乏燃料組件才開始裸露。乏燃料水池完全蒸干的時間約為發(fā)生乏燃料組件開始裸露之后45～48 h。

3) 緩解乏燃料水池嚴(yán)重事故的有效手段是向乏燃料水池注水，只要能及時采取措施向乏燃料水池補(bǔ)水，那么乏燃料水池嚴(yán)重事故是可被緩解的。

參考文獻(xiàn)：

[1] RASMUSSEN N. Reactor safety study: An assessment of accident risks in U.S. commercial nuclear power plants, NUREG-75/014[R]. USA: NRC, 1975.

[2] ALLAN S B, DAVID J M, DANA A P, et al. Spent fuel heatup following loss of water during storage, NUREG/CR-0649[R]. USA: SNL, 1979.

[3] SAILOR V L, PERKINS K R, WEEKS J R, et al. Severe accidents in spent fuel pools in support of generic safety, NUREG/CR-4982[R]. USA: BNL, 1987.

[4] JASON H S. Assessment of offsite consequences for a severe spent fuel pool accident, SMSAB-99-02[R]. USA: NRC, 1999.

[5] JO J H, ROSE P F, UNWIN S D, et al. Value/impact analyses of accident preventive and mitigative options for spent fuel pools, NUREG/CR-5281[R]. USA: NRC, 1989.

[6] KALIATKA A, OGNERUBOV V, VILEINISKIS V. Analysis of the processes in spent fuel pools of ignalina npp in case of loss of heat removal[J]. Nuclear Engineering and Design, 2010, 240(5): 1 073-1 082.

[7] COINDREAU O, DURIEZ C, EDERLI S. Air oxidation of zircaloy-4 in the 600-1 000 ℃ temperature range: Modeling for ASTEC code application[J]. Journal of Nuclear Materials, 2010, 405(3): 207-215.

[8] GAUNTT R, KALINICH D, CARDONI J, et al. Fukushima Daiichi accident study: Status as of April 2012, SAND2012-6173[R]. USA: SNL, 2012.

[9] MACHIELS A, CHENG B, KESSLER J, et al. Summary of the EPRI early event analysis of the Fukushima Daiichi spent fuel pools following the March 11, 2011: Earthquake and tsunami in Japan, EPRI TR-1025058[R]. USA: EPRI, 2012.