先進(jìn)壓水堆核電站氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析

王 輝，石雪垚，劉建平，陳巧艷

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

先進(jìn)壓水堆核電站氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析

王 輝，石雪垚，劉建平，陳巧艷

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

核電廠在嚴(yán)重事故期間會(huì)產(chǎn)生大量氫氣并釋放到安全殼內(nèi)，威脅安全殼的完整性。應(yīng)用氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析程序GASFLOW對(duì)先進(jìn)壓水堆核電站在大破口失水事故疊加應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導(dǎo)致的嚴(yán)重事故期間的氫氣行為及風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行分析。結(jié)果表明，當(dāng)氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時(shí)，氫氣流動(dòng)的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺(tái)以下隔間”；破口隔間的氫氣體積濃度分布與源項(xiàng)氫氣體積濃度及射流形態(tài)有關(guān)，非破口區(qū)域的氫氣體積濃度呈層狀分布，在擴(kuò)散作用下，層狀分布向下推移；蒸汽發(fā)生器隔間存在著火焰加速（FA）的可能性，但基本可排除燃爆轉(zhuǎn)變（DDT）的可能性，穹頂區(qū)域基本可排除FA和DDT的可能性。

嚴(yán)重事故；安全殼；氫氣風(fēng)險(xiǎn)；火焰加速；燃爆轉(zhuǎn)變；計(jì)算流體力學(xué)

輕水反應(yīng)堆在嚴(yán)重事故期間會(huì)產(chǎn)生大量氫氣并釋放到安全殼內(nèi)，當(dāng)安全殼內(nèi)氫氣體積濃度達(dá)到一定限值并發(fā)生爆炸破壞了安全殼完整性時(shí)，會(huì)導(dǎo)致放射性外泄。1979年美國三哩島核事故中，堆芯產(chǎn)生的氫氣在安全殼內(nèi)積聚并燃燒，損壞了安全殼內(nèi)部分設(shè)備，對(duì)安全殼的完整性構(gòu)成了直接威脅。在2011年的日本福島核事故中，安全殼內(nèi)的氫氣溢出并積聚于反應(yīng)堆廠房，后來發(fā)生的氫氣燃爆徹底破壞了廠房結(jié)構(gòu)，大量外泄的放射性物質(zhì)對(duì)電廠周圍的區(qū)域造成了嚴(yán)重污染。

三哩島事故使業(yè)界開始研究并重新認(rèn)識(shí)嚴(yán)重事故情況下的氫氣行為，并提出各種氫氣風(fēng)險(xiǎn)緩解概念；福島核事故則使嚴(yán)重事故下氫氣風(fēng)險(xiǎn)及緩解措施研究的重要性得到了進(jìn)一步提升。國家核安全局制定的《福島核事故后核電廠改進(jìn)行動(dòng)通用技術(shù)要求（試行）》中明確指出，必須要對(duì)核電廠安全殼的氫氣燃爆風(fēng)險(xiǎn)及緩解措施進(jìn)行分析論證。

國內(nèi)已有單位對(duì)秦山二期核電站（600MW）和CPR1000等二代堆型核電站的氫氣風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了廣泛的分析論證，本文應(yīng)用氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析程序GASFLOW對(duì)國內(nèi)自主研發(fā)設(shè)計(jì)的第3代先進(jìn)壓水堆核電站在假想嚴(yán)重事故下的氫氣行為及風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行分析論證。

1 分析工具

GASFLOW是由美國洛斯阿拉莫斯國家實(shí)驗(yàn)室和德國卡爾斯魯厄研究中心共同開發(fā)的三維計(jì)算流體力學(xué)（CFD）程序，主要用于分析核反應(yīng)堆安全殼或其他設(shè)施中氫氣或其他氣體的輸運(yùn)、混合與燃燒的過程［1］。與商業(yè)CFD程序（如FLUENT、CFX等）相比，GASFLOW程序具有經(jīng)過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的點(diǎn)火器及氫氣復(fù)合器等與氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析有關(guān)的物理模型，因此，國內(nèi)外許多科研設(shè)計(jì)單位均使用GASFLOW程序進(jìn)行核電站嚴(yán)重事故期間的安全殼氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析［2－3］。

1.1 氫氣復(fù)合器

先進(jìn)壓水堆核電站采用國產(chǎn)氫氣復(fù)合器作為氫氣風(fēng)險(xiǎn)的緩解措施。GASFLOW程序包含有NIS、Siemens及GRS復(fù)合器模型，經(jīng)對(duì)比，依據(jù)消氫容量等效原則，采用Siemens類型的FR-90／1-960型和FR-90／1-1500型代替國產(chǎn)氫氣復(fù)合器進(jìn)行模擬。Siemens類型復(fù)合器的消氫速率可采用以下經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式表述：

式中：YH2和YO2分別為復(fù)合器入口處的氫氣及氧氣體積濃度；p為復(fù)合器工作壓力，MPa；k1和k2為實(shí)驗(yàn)系數(shù)，對(duì)于FR-90／1-960型，k1＝0.003 1g／（s·MPa），k2＝0.037g／s，對(duì)于FR-90／1-1500型，k1＝0.013 7g／（s·MPa），k2＝0.167g／s［1］。

1.2 氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析準(zhǔn)則

經(jīng)驗(yàn)表明，嚴(yán)重事故期間安全殼內(nèi)若要形成可燃?xì)怏w云團(tuán)，當(dāng)水蒸氣體積濃度為30%左右時(shí)，氫氣體積濃度必須高于4%；當(dāng)水蒸氣體積濃度介于30%～65%時(shí)，氫氣體積濃度必須介于4%～12%；當(dāng)水蒸氣體積濃度高于65%時(shí)，認(rèn)為混合氣體云團(tuán)不可點(diǎn)燃［4］。

氫氣的燃燒大致可分為5個(gè)階段，分別為點(diǎn)火、擴(kuò)散燃燒、火焰加速（FA）、燃爆轉(zhuǎn)變（DDT）和爆炸［5］。其中，F(xiàn)A是氫氣、空氣和水蒸氣的混合氣體在點(diǎn)燃后有可能發(fā)生從緩慢燃燒到劇烈燃燒的過程，典型的DDT是指由壓力波導(dǎo)致的局部爆炸核心不斷增強(qiáng)，且快速地將這種狀態(tài)傳播到周圍環(huán)境當(dāng)中。

對(duì)FA和DDT進(jìn)行直接數(shù)值模擬的時(shí)間和空間尺度要求極小，現(xiàn)階段很難實(shí)現(xiàn)，但在進(jìn)行氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析時(shí)，如果可排除氫氣發(fā)生FA和DDT的可能性，則可保證安全殼的完整性不受威脅?；诖罅繉?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，俄羅斯Kurchatov研究所提出了保守判斷FA和DDT發(fā)生可能性的兩個(gè)準(zhǔn)則［6］，分別為σ準(zhǔn)則和λ準(zhǔn)則。

σ準(zhǔn)則表達(dá)式如下：

式中：xH2、xH2O和xO2分別為給定隔間內(nèi)的氫氣、水蒸氣和氧氣的平均體積濃度；T為混合氣體的平均溫度，K；σ（xH2，xH2O，xO2，T）為隔間內(nèi)的混合氣體的膨脹因子；σcritical（xH2，xO2，T）為隔間內(nèi)的混合氣體的臨界膨脹因子。如果σindex≥1，則混合氣體存在FA的可能性［2］。

λ準(zhǔn)則表達(dá)式如下：

式中：D為可燃混合氣體云團(tuán)的特征尺寸，m；λ為可燃混合氣體云團(tuán)中可爆炸單元體的平均長度，經(jīng)分析與歸納實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到，m；V為高于可燃下限的混合氣體云團(tuán)的體積。當(dāng)Rindex≥1時(shí)，混合氣體可能發(fā)生DDT［7］。

2 安全殼模型

先進(jìn)壓水堆核電站的安全殼由圓柱部分和半球形的穹頂部分組成，其內(nèi)徑約48m，高度約68m。安全殼內(nèi)部的隔間主要位于操作平臺(tái)以下，主要設(shè)備包括1個(gè)壓力容器、3個(gè)冷卻劑泵、3個(gè)蒸汽發(fā)生器、1個(gè)穩(wěn)壓器和1個(gè)卸壓箱。

GASFLOW程序包含有直角坐標(biāo)系和圓柱體坐標(biāo)系，本文采用圓柱體坐標(biāo)系為先進(jìn)壓水堆核電站安全殼建立結(jié)構(gòu)化的正交網(wǎng)格。參照國內(nèi)外使用GASFLOW程序建立安全殼模型的經(jīng)驗(yàn)，盡量使模型內(nèi)的墻體或設(shè)備的位置與實(shí)際安全殼內(nèi)墻體或設(shè)備的位置吻合，本文在徑向、周向和高度方向分別設(shè)置了25、60和54個(gè)網(wǎng)格。其中徑向網(wǎng)格的第1個(gè)節(jié)點(diǎn)在安全殼軸線上，最后1個(gè)節(jié)點(diǎn)在安全殼外墻上，第2個(gè)和第3個(gè)節(jié)點(diǎn)分別位于壓力容器外壁和環(huán)腔內(nèi)壁；周向上均勻分布，每6°布置1個(gè)計(jì)算網(wǎng)格；高度方向上在操作平臺(tái)以下密集布置，操作平臺(tái)以上稀疏布置。建立的安全殼模型如圖1所示，其中圖1b所示縱截面為破口所在截面，其位置如圖1a所示，模型總的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為81 000。

參照先進(jìn)壓水堆核電站氫氣復(fù)合器布置方案，在安全殼模型內(nèi)部布置了11臺(tái)FR-90／1-960型氫氣復(fù)合器和22臺(tái)FR-90／1-1500型氫氣復(fù)合器。

3 事故序列

依據(jù)確定論分析方法，IAEA在技術(shù)文件IAEA-TECDOC-1661中為氫氣風(fēng)險(xiǎn)及緩解措施有效性分析確定了6種事故序列，本文選擇其中的大破口LOCA（LBLOCA）疊加應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導(dǎo)致的嚴(yán)重事故對(duì)先進(jìn)壓水堆核電站進(jìn)行氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析。

假定位于蒸汽發(fā)生器隔間的一回路管道出現(xiàn)雙端斷裂大破口，一回路冷卻劑壓力迅速下降，反應(yīng)堆停堆。隨冷卻劑裝量的減少，堆芯水位迅速下降。盡管安注箱系統(tǒng)投入運(yùn)行，使堆芯水位有所恢復(fù)，但由于能動(dòng)的安注系統(tǒng)失效，堆芯得不到充足的冷卻劑補(bǔ)充，這使得燃料溫度不斷升高，開始出現(xiàn)劇烈的鋯-水反應(yīng)，通過破口向安全殼釋放大量氫氣。先進(jìn)壓水堆核電站采用壓力容器外部冷卻的方法以實(shí)現(xiàn)嚴(yán)重事故期間熔融堆芯在壓力容器內(nèi)的滯留，避免了MCCI（熔化堆芯物質(zhì)與混凝土相互作用）的發(fā)生。

圖1 先進(jìn)壓水堆核電站安全殼模型Fig.1 Containment model of advanced PWR nuclear power plant

使用一體化嚴(yán)重事故分析軟件計(jì)算事故期間的氫氣和水蒸氣釋放源項(xiàng)，如圖2所示，混合氣體溫度如圖3所示。由圖可見，事故后約1 000s開始有氫氣產(chǎn)生。事故后1 500～1 700s期間出現(xiàn)第1次氫氣快速釋放，該階段堆芯大部分已裸露，隨后堆芯開始熔化，同時(shí)伴隨有大量的氫氣產(chǎn)生，氫氣釋放速率最高可達(dá)0.60kg／s。事故后3 200～3 400s期間出現(xiàn)第2次氫氣快速釋放，該階段堆芯熔融物開始向下封頭跌落，使下封頭殘留的水大量蒸發(fā)，由此產(chǎn)生的大量水蒸氣通過堆芯使氫氣釋放速率瞬間增加，氫氣釋放速率最高可達(dá)1.04kg／s。

圖2 氫氣和水蒸氣釋放源項(xiàng)Fig.2 Release source terms of hydrogen and steam

圖3 混合氣體溫度Fig.3 Temperature of mixture gas

因GASFLOW程序進(jìn)行三維模擬計(jì)算耗時(shí)巨大，因此，本文從氫氣釋放時(shí)刻（973s）開始計(jì)算，設(shè)定該時(shí)刻為計(jì)算零點(diǎn)，在氫氣釋放結(jié)束時(shí)刻（3 573s）400s后停止計(jì)算，總計(jì)算時(shí)間為3 000s。

根據(jù)一體化嚴(yán)重事故分析軟件計(jì)算結(jié)果，在973s時(shí)，安全殼內(nèi)部平均壓力為0.208MPa，平均溫度為374.2K，水蒸氣和空氣的體積份額分別為0.495 4和0.504 6。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 氫氣體積濃度分布

圖4示出了安全殼內(nèi)混合氣體的二維流場(chǎng)。由圖4可看出，混合氣體由破口釋放后沿豎直方向快速上升至安全殼穹頂空間，在與穹頂發(fā)生碰撞后，速度迅速衰減。據(jù)此可推斷，當(dāng)氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時(shí)，氫氣流動(dòng)的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺(tái)以下隔間”。不同時(shí)刻下非破口蒸汽發(fā)生器隔間截面的安全殼氫氣體積濃度二維分布如圖5所示，可看出，氫氣在安全殼上部空間形成了層狀分布，體積濃度隨高度的降低而減??；在擴(kuò)散作用下，層狀分布不斷向安全殼下部空間推移，印證了氫氣流動(dòng)擴(kuò)散的主要路徑。

圖4 安全殼內(nèi)混合氣體二維流場(chǎng)Fig.4 2Dflow field of mixture gas in containment

為詳細(xì)了解破口隔間的氫氣體積濃度分布，在圖1b所示破口截面上的4個(gè)不同位置設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)監(jiān)測(cè)氫氣局部濃度變化，其中，點(diǎn)1位于隔間底部角落，點(diǎn)2位于隔間內(nèi)部破口正上方，點(diǎn)3位于隔間頂部角落，點(diǎn)4位于隔間與穹頂區(qū)域的大面積開口處。圖6示出了這4個(gè)位置的氫氣體積濃度變化。由圖6可看出，點(diǎn)2、

3和4出現(xiàn)明顯的氫氣體積濃度脈沖，結(jié)合圖4可知，破口的混合氣體射流直接影響了這些區(qū)域，因此使得這些區(qū)域的氫氣體積濃度與破口源項(xiàng)的氫氣體積濃度呈正相關(guān)的關(guān)系，點(diǎn)2和4的濃度脈沖峰值遠(yuǎn)高于點(diǎn)3，這是因?yàn)椋狐c(diǎn)3距射流核心區(qū)域較點(diǎn)2和4相對(duì)較遠(yuǎn)，點(diǎn)2和4位于射流核心區(qū)域；點(diǎn)1不會(huì)出現(xiàn)氫氣體積濃度脈沖，這是因?yàn)槠湮恢玫陀谄瓶?，因而不?huì)受到射流的直接影響，在擴(kuò)散作用下，該點(diǎn)氫氣體積濃度逐漸上升。在氫氣停止釋放（2 600s）后，破口仍有水蒸氣射流進(jìn)入隔間，在源項(xiàng)氫氣體積濃度為0的射流作用下，點(diǎn)2、3和4的氫氣體積濃度小于點(diǎn)1。

圖5 不同時(shí)刻下安全殼內(nèi)氫氣體積濃度二維分布Fig.5 2Dhydrogen volume concentration in containment at different time

圖6 監(jiān)測(cè)點(diǎn)氫氣體積濃度Fig.6 Hydrogen volume concentration of selected location

4.2 氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析

與氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析相關(guān)的兩個(gè)直觀物理量為隔間內(nèi)可燃?xì)怏w云團(tuán)體積和可燃?xì)怏w云團(tuán)氫氣體積濃度，這兩個(gè)參數(shù)變化與破口釋放源項(xiàng)密切相關(guān)。源項(xiàng)質(zhì)量流量較大，則混合氣體具有較大慣性，因而隔間內(nèi)可燃?xì)怏w云團(tuán)體積增加迅速；源項(xiàng)氫氣體積濃度較大，則隔間內(nèi)初始形成的可燃?xì)怏w云團(tuán)氫氣體積濃度較大。擴(kuò)散作用在增大隔間內(nèi)可燃?xì)怏w云團(tuán)體積的同時(shí)，也降低了可燃?xì)怏w云團(tuán)的氫氣體積濃度，當(dāng)氫氣體積濃度降到4%以下時(shí)，混合氣體不再滿足可燃條件，此時(shí)擴(kuò)散作用開始減小隔間內(nèi)可燃?xì)怏w云團(tuán)的體積。

由圖6可看出，某些時(shí)刻，破口隔間局部的氫氣體積濃度遠(yuǎn)大于4%的可燃限值，同時(shí)，破口隔間與穹頂區(qū)域存在的大面積開口使混合氣體射流可很容易夾帶氫氣進(jìn)入穹頂區(qū)域，因此，破口隔間和穹頂區(qū)域是氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析的重點(diǎn)區(qū)域。

圖7為蒸汽發(fā)生器隔間和穹頂區(qū)域可燃?xì)怏w云團(tuán)的體積和氫氣體積濃度。從圖7可看出，對(duì)破口蒸汽發(fā)生器隔間，在氫氣開始釋放約380s后，該隔間內(nèi)部形成可燃?xì)怏w云團(tuán)，在氫氣快速釋放階段，可燃?xì)怏w云團(tuán)體積急劇增大，最大可至85m3，約占該隔間自由容積的11.8%。穹頂區(qū)域可燃?xì)怏w云團(tuán)出現(xiàn)的時(shí)間稍晚于破口蒸汽發(fā)生器隔間，在對(duì)流和擴(kuò)散作用下，該區(qū)域混合氣體分布相對(duì)均勻，整個(gè)計(jì)算時(shí)間內(nèi)該區(qū)域可燃?xì)怏w的氫氣體積濃度均保持在較低水平，最高不超過7%。穹頂區(qū)域可燃?xì)怏w云團(tuán)體積在氫氣開始釋放約2 270s后達(dá)到最大值1 230m3，隨后在對(duì)流擴(kuò)散作用下，局部氫氣體積濃度降低，不再滿足可燃條件，因此可燃?xì)怏w云團(tuán)體積急劇減小。在氫氣停止釋放后，水蒸氣射流沖淡了氫氣云團(tuán)，破口隔間和穹頂區(qū)域的可燃?xì)怏w云團(tuán)消失。

圖8為蒸汽發(fā)生器隔間和穹頂區(qū)域的FA和DDT準(zhǔn)則數(shù)?？煽闯觯瑲錃忾_始釋放約380s后，破口蒸汽發(fā)生器隔間的FA準(zhǔn)則數(shù)急劇增大，此后在多個(gè)時(shí)刻超過1，DDT準(zhǔn)則數(shù)在氫氣快速釋放階段達(dá)到最高值0.5，在大部分時(shí)間段內(nèi)DDT準(zhǔn)則數(shù)保持在0.1?？赏茢?，對(duì)所選事故序列，破口蒸汽發(fā)生器隔間基本可排除燃爆轉(zhuǎn)變的可能性，但存在火焰加速的可能性。在整個(gè)計(jì)算時(shí)間內(nèi)，穹頂區(qū)域的FA準(zhǔn)則數(shù)和DDT準(zhǔn)則數(shù)均小于1，基本可排除火焰加速和燃爆轉(zhuǎn)變的可能性。

圖7 可燃?xì)怏w云團(tuán)的體積和氫氣體積濃度Fig.7 Volume and hydrogen volume concentration of combustible gas

圖8 FA和DDT準(zhǔn)則數(shù)Fig.8 FA and DDT indexes

5 結(jié)論

采用氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析程序GASFLOW對(duì)國產(chǎn)先進(jìn)壓水堆核電站在大破口LOCA疊加應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導(dǎo)致的嚴(yán)重事故期間的氫氣行為及風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

1）當(dāng)氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時(shí)，氫氣流動(dòng)的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺(tái)以下隔間”；

2）破口蒸汽發(fā)生器隔間的氫氣體積濃度分布與源項(xiàng)氫氣體積濃度及混合氣體射流形態(tài)有關(guān)，非破口隔間區(qū)域的氫氣體積濃度呈層狀分布，在擴(kuò)散作用下，層狀分布向下部空間推移；

3）破口蒸汽發(fā)生器隔間存在著火焰加速的可能，但基本可排除燃爆轉(zhuǎn)變的可能性。穹頂區(qū)域和安全殼其他隔間基本可排除火焰加速和燃爆轉(zhuǎn)變的可能性。

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Hydrogen Risk Analysis of Advanced PWR Nuclear Power Plant

WANG Hui，SHI Xue-yao，LIU Jian-ping，CHEN Qiao-yan
（China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Beijing100840，China）

In the case of the hypothetical severe accident in a nuclear power plant（NPP），a large amount of hydrogen will be generated and released into the containment，which may be a threat to containment integrity.The hydrogen risk analysis code GASFLOW was adopted to make the research on hydrogen behavior and risk during the hypothetical severe accident initiated by large break LOCA with failure of emergency core cooling system for advanced PWR NPP.It is shown that if the gas source is in the steam generator（SG）cavity，the main route of hydrogen flow is“SG room-dome areasubcompartments below operating deck”.The hydrogen volume concentration in the cavity with break is affected by the hydrogen fraction of mixture source term and configuration of mixture jet，the hydrogen volume concentration stratification occurs in nonbreak areas and the stratification moves downwards with the effect of diffusion.The flame acceleration（FA）may occur in the SG cavity，while the possibility of deflagration to detonation（DDT）can be practically excluded，and the possibilities of FA and DDT can also be practically excluded for the dome area.

severe accident；containment；hydrogen risk；flame acceleration；deflagration to detonation；CFD

TL334

：A

：1000-6931（2015）05-0877-07

10.7538／yzk.2015.49.05.0877

2014-01-07；

2014-06-06

王 輝（1986—），男，山西運(yùn)城人，工程師，碩士，核能科學(xué)與工程專業(yè)