大功率非能動(dòng)壓水堆嚴(yán)重事故工況堆芯熔毀進(jìn)程研究

石興偉，蘭 兵，靖劍平，畢金生，張春明

(環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京100082)

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大功率非能動(dòng)壓水堆嚴(yán)重事故工況堆芯熔毀進(jìn)程研究

石興偉，蘭 兵，靖劍平，畢金生，張春明

(環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心，北京100082)

應(yīng)用MELCOR 2.1程序，建立了大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆主要回路、非能動(dòng)安全系統(tǒng)及安全殼的熱工水力模型，并以熱段小破口疊加ADS 1閥門失效和內(nèi)置換料水箱失效觸發(fā)嚴(yán)重事故為研究對(duì)象，對(duì)事故進(jìn)程進(jìn)行模擬，對(duì)堆芯熔毀進(jìn)程進(jìn)行了分析。分析結(jié)果表明：1)鋯合金和不銹鋼氧化釋熱功率在蒸汽充足的情況下高于燃料的衰變功率，將加速堆芯的惡化；2)約13.1%的不銹鋼和27.1%的鋯合金被氧化，共產(chǎn)生550.99 kg氫氣；3)堆芯構(gòu)件的熔化主要依賴于材料自身的熔點(diǎn)和有無構(gòu)件支撐，堆芯支撐板能夠延緩熔融物跌落進(jìn)入下封頭的進(jìn)程；4)熔池形成后若外部冷卻的不足將很快導(dǎo)致下封頭應(yīng)力失效。

MELCOR2.1；嚴(yán)重事故；小破口；大功率非能動(dòng)壓水堆；堆芯熔毀

日本福島核電事故后，核電廠的設(shè)計(jì)和運(yùn)行對(duì)嚴(yán)重事故的預(yù)防和緩解能力提出了更高的要求。目前，依據(jù)美國(guó)核管會(huì)(NRC)批準(zhǔn)的西屋公司堆芯損傷評(píng)價(jià)導(dǎo)則(CDAG)，國(guó)內(nèi)對(duì)秦山二期以及百萬千瓦級(jí)核電廠進(jìn)行了嚴(yán)重事故下堆芯損傷評(píng)價(jià)[1-2]，對(duì)堆芯損傷狀態(tài)評(píng)價(jià)方案以及自主化軟件的開發(fā)也有相應(yīng)探討[3-5]。目前，嚴(yán)重事故下堆芯的熔化機(jī)理研究仍是行業(yè)研究熱點(diǎn)，熔化后的復(fù)雜事故進(jìn)程依然充滿了大量的不確定性。此次研究主要對(duì)嚴(yán)重事故下燃料組件以及其他堆內(nèi)構(gòu)件的行為進(jìn)行確定性分析，以加深對(duì)堆內(nèi)材料的氧化、熔化、遷移等事故進(jìn)程的理解，為事故緩解措施的制定提供參考。

大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆在三代非能動(dòng)先進(jìn)壓水堆技術(shù)基礎(chǔ)上對(duì)反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)、專設(shè)安全設(shè)施、主要核島輔助系統(tǒng)和主設(shè)備以及核島廠房布置等進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)和系統(tǒng)性的優(yōu)化，提升了電廠發(fā)電功率的同時(shí)提高了設(shè)備系統(tǒng)的安全性和經(jīng)濟(jì)性。

鑒于熱段小破口疊加安注設(shè)施失效存在導(dǎo)致高壓熔堆的風(fēng)險(xiǎn)[6]，選取了大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆核電廠熱管段小破口疊加ADS 1閥門失效、內(nèi)置安全殼換料水箱(IRWST)失效作為典型嚴(yán)重事故始發(fā)事件，利用MELCOR 2.1對(duì)主要回路系統(tǒng)和非能動(dòng)安全設(shè)施進(jìn)行建模，并鏈接SNAP(Symbolic Nuclear Analysis Package)圖形化模擬堆芯熔毀進(jìn)程，分析堆芯損傷機(jī)理。

1 核電廠系統(tǒng)建模和事故假設(shè)

1.1 核電廠系統(tǒng)建模

系統(tǒng)建模和計(jì)算使用的程序?yàn)槊绹?guó)NRC技術(shù)轉(zhuǎn)讓軟件MELCOR 2.1和SNAP[7-8]，其中MELCOR 2.1主要用于事故進(jìn)程計(jì)算，SNAP用于事故圖形化建模和結(jié)果處理。

圖1 SNAP圖形化系統(tǒng)建模Fig.1 Symbolicnodalization of systems with SNAP

1) 系統(tǒng)模型：借助SNAP圖形化建模平臺(tái)，建立了反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)和事故緩解安全設(shè)施模型，如圖1所示。反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)包括壓力容器、堆芯通道、冷卻劑環(huán)路、穩(wěn)壓器等；冷卻劑環(huán)路包括熱段、蒸汽發(fā)生器一次側(cè)、主泵和冷段；二回路系統(tǒng)包括給水、下降段、沸騰段、汽水分離器、蒸汽管道及有關(guān)閥門等；非能動(dòng)堆芯冷卻系統(tǒng)由兩個(gè)堆芯補(bǔ)水箱(CMT)、兩個(gè)安注箱(ACC)、一個(gè)IRWST、非能動(dòng)余熱排出(PRHR)熱交換器及相連管線組成。

2) 堆芯模型：如圖2所示，堆芯及下封頭對(duì)193個(gè)組件從里向外沿徑向分為8個(gè)環(huán)，最外層環(huán)不含燃料組件；軸向劃分為15段，其中堆芯活性區(qū)均勻劃分為11段。

圖2 堆芯和下封頭節(jié)點(diǎn)劃分Fig.2 Nodalization of core and lower head

3) 安全殼模型：如圖3所示大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆安全殼節(jié)點(diǎn)劃，共包含10個(gè)控制容積和24個(gè)流道。

模型穩(wěn)態(tài)調(diào)試結(jié)果表明：關(guān)鍵參數(shù)誤差在1%以內(nèi)，滿足程序模擬偏差范圍要求，模型能夠準(zhǔn)確模擬系統(tǒng)熱工響應(yīng)和事故序列。

圖3 安全殼節(jié)點(diǎn)劃分Fig.3 Containment nodalization

1.2 事故假設(shè)

參考三代非能動(dòng)先進(jìn)反應(yīng)堆初步安全分析報(bào)告[9]，選取可能導(dǎo)致熔堆的其中一個(gè)事故序列來分析評(píng)估嚴(yán)重事故進(jìn)程及可能造成的堆芯損傷后果，事故緩解措施啟動(dòng)假設(shè)如表1所示。

表1 事故緩解措施假設(shè)

2 嚴(yán)重事故模擬

2.1 嚴(yán)重事故序列描述

表2列出了嚴(yán)重事故主要進(jìn)程。如圖4所示，0 s時(shí)反應(yīng)堆主冷卻劑系統(tǒng)(RCS)發(fā)生5.08 cm小破口，引起主回路壓力快速下降。冷卻劑的噴放觸發(fā)穩(wěn)壓器液位低-2信號(hào)和壓力低-2信號(hào)，并導(dǎo)致反應(yīng)堆停堆，111.2 s時(shí)反應(yīng)堆停堆。停堆后，反應(yīng)堆主回路系統(tǒng)壓力持續(xù)下降，在穩(wěn)壓器壓力低-3信號(hào)為真時(shí)，觸發(fā)“S”信號(hào)，同時(shí)CMT注射啟動(dòng)，主給水隔離。在“S”信號(hào)后延遲5 s，主冷卻劑泵開始停轉(zhuǎn)， 2 s 后關(guān)閉主冷卻劑泵。冷卻劑的持續(xù)噴放造成安全殼內(nèi)升溫升壓，在安全殼壓力達(dá)到高-2信號(hào)時(shí)，啟動(dòng)非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)。隨著CMT的注水，2 494.0 s時(shí)，一臺(tái)CMT液位出現(xiàn)低-1信號(hào)，ADS 1閥門打開失?。谎舆t212 s， (1/2) ADS 2-3相繼打開，主回路系統(tǒng)壓力持續(xù)下降。在ADS 3閥門開啟后，經(jīng)過一定的延時(shí)，在CMT液位低-2信號(hào)為真時(shí)，3 017.7 s一臺(tái) (1/4) ADS 4閥門打開。由于ACC、IRWST重力注射和再循環(huán)管線的啟動(dòng)失敗，堆腔內(nèi)只有部分從蒸汽發(fā)生器隔間泄漏的冷卻劑維持下封頭的降溫。如圖5所示，隨著冷卻劑的減少，堆芯頂部開始裸露，4 291 s堆芯頂部構(gòu)件開始出現(xiàn)熔化，并逐漸在堆芯形成熔池，熔融物碎片逐漸向下遷移至下腔室，并將下腔室內(nèi)水逐漸蒸干，在下腔室內(nèi)形成由氧化物和金屬構(gòu)成的熔池，由于壓力容器外部冷卻不足，10 437.9 s壓力容器應(yīng)力失效，熔融物噴射進(jìn)入堆腔。

表2 嚴(yán)重事故序列時(shí)間表

圖4 一二回路壓力Fig.4 Pressure of primary and secondary loops

圖5 壓力容器液位Fig.5 Liquid level in RPV

2.2 堆芯損傷進(jìn)程模擬

將計(jì)算結(jié)果文件鏈接到SNAP圖形化建模平臺(tái)以可視化模擬堆芯損壞進(jìn)程。如圖6所示，在0 s時(shí)為運(yùn)行穩(wěn)態(tài)，約4 351.5 s時(shí)，堆芯活性區(qū)已經(jīng)部分裸露，熔渣碎片在中間燃料組件最頂層出現(xiàn)，并逐漸向下遷移；8 019 s時(shí)，堆芯液位持續(xù)下降，堆芯碎片床擴(kuò)大，導(dǎo)致臨近燃料、包殼、格架、控制材料失效，在堆芯形成熔池；8 051 s時(shí)，最內(nèi)側(cè)堆芯支撐板失效，熔渣碎片遷移至下腔室，上部形成空隙，下腔室內(nèi)冷卻劑在熔渣衰變熱加熱下快速蒸干，大量的水蒸氣反過來加速包殼材料的氧化進(jìn)程；10 000 s左右堆芯所有的燃料組件全部失效跌落至下腔室，并在頂部形成熔池。由于IRWST重力注射失效，壓力容器外部冷卻水位很低，無法有效地帶走壓力容器內(nèi)熔渣碎片的熱量，導(dǎo)致下封頭不斷升溫；約10 435.9 s，下封頭側(cè)面應(yīng)力失效。

圖6 SNAP模擬堆芯熔化和下封頭失效Fig.6 Simulation of core melt and lower head failure with SNAP

3 堆芯損傷進(jìn)程分析

3.1 堆芯材料氧化分析

MELCOR對(duì)堆芯部件的建模主要集中在二氧化鈾燃料、鋯合金包殼、不銹鋼格架和支撐板、銀銦鎘控制材料。其中不銹鋼和鋯合金材料在高溫蒸汽中的氧化反應(yīng)會(huì)釋放大量熱量和氫氣，氧化反應(yīng)不僅破壞金屬合金基體、堵塞換熱通道、加速構(gòu)件損毀進(jìn)程，同時(shí)釋放的大量氫氣會(huì)在安全殼隔間聚集，威脅安全殼的完整性。

將堆芯衰變功率與氧化釋熱率對(duì)比，如圖7所示。在停堆后4 000～6 000 s時(shí)，堆芯衰變功率在0.48×108～0.3×108W左右，而此時(shí)氧化釋熱率在很長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)大于衰變熱釋熱率，其中峰值為1.48×108W。在6 000～ 7 000 s 之間，堆芯材料逐漸遷移至下腔室發(fā)生淬火反應(yīng)，此時(shí)氧化釋熱率也達(dá)到很高數(shù)量級(jí)。圖8為堆芯材料的質(zhì)量變化，其中約5 160.0 kg不銹鋼和7 549.0 kg鋯合金被蒸汽和水氧化，分別生成6 796.2 kg不銹鋼氧化物和10 197.0 kg二氧化鋯，不銹鋼和鋯合金的氧化率分別約為13.1%和27.1%。如圖9所示，不銹鋼氧化反應(yīng)和鋯合金氧化反應(yīng)分別產(chǎn)生氫氣217.12 kg和333.87 kg，合計(jì)生成氫氣550.99 kg。包殼溫度超過1 873 K時(shí)，MELCOR程序采用的Urbanic-Heidrick氧化公式氫氣產(chǎn)量高于Baker-Just氧化公式，計(jì)算更加保守[10]。

圖7 衰變功率與氧化釋熱Fig.7 Decayheat & oxidation heat generation rate

圖8 堆芯主要材料質(zhì)量變化Fig.8 Mass change of main materials in core

圖9 氫氣產(chǎn)量Fig.9 Hydrogen production

3.2 堆芯材料失效分析

堆芯材料的失效主要取決于材料的熔點(diǎn)和下部節(jié)點(diǎn)支撐。在材料溫度到達(dá)自身熔點(diǎn)時(shí)，材料將會(huì)熔化，質(zhì)量向下層節(jié)點(diǎn)遷移；如果下層節(jié)點(diǎn)失效，若假設(shè)材料本身不具有支撐性，下層節(jié)點(diǎn)的失效必然會(huì)導(dǎo)致上層節(jié)點(diǎn)的跌落。如 圖10～圖12所示，以堆芯活性區(qū)最上層節(jié)點(diǎn)為例，給出了由內(nèi)至外7環(huán)的燃料、包殼、格架和控制材料、支撐材料溫度。在堆芯液位逐漸下降過程中，裸露的堆芯部件溫度迅速上升，沿堆芯徑向包殼、格架達(dá)到自身熔點(diǎn)開始熔化失效，二氧化鈾燃料失去支撐也隨著包殼和格架的失效變成熔渣碎片跌落至下支撐板。

圖10 燃料溫度Fig.10 Fuel temperature

圖11 包殼溫度Fig.11 Cladding temperature

圖12 非支撐構(gòu)件溫度Fig.12 Non-supporting structure temperature

如圖13所示，堆芯支撐板所在節(jié)點(diǎn)為軸向第二層，在燃料和包殼以及格架遷移至堆芯支撐板上，堆芯支撐板溫度開始劇烈上升，最終到達(dá)設(shè)置的支撐板的失效溫度1 273.15 K而失效。

3.3 熔池形成分析

在堆芯損毀過程中，堆芯會(huì)形成金屬熔池和氧化物熔池。熔池不會(huì)穩(wěn)定不變，熔池內(nèi)熔融物會(huì)向下遷移、固化、再熔化。如圖14所示，以節(jié)點(diǎn)101內(nèi)熔池為例，金屬氧化物熔池與金屬熔池下側(cè)，前者溫度高于后者。熔池的溫度會(huì)出現(xiàn)斷層，這是因?yàn)槿鄢叵蛳逻w移會(huì)固化和再熔化，同時(shí)底層的熔池也會(huì)因?yàn)橥獠坷鋮s出現(xiàn)固化消失。

圖13 支撐構(gòu)件溫度Fig.13 Supporting structure temperature

圖14 堆芯熔池溫度Fig.14 Molten pool temperature

堆芯支撐板完全失效后，在下腔室內(nèi)形成分層熔池，上層為金屬熔融物，下層為金屬氧化物，由于熔渣碎片的存在，熔池存在一定的孔隙率。

4 結(jié)論

應(yīng)用SNAP圖形化建模平臺(tái)，建立了大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆主要回路、非能動(dòng)安全系統(tǒng)及安全殼的熱工水力模型。以熱段5.08 cm小破口疊加ADS1閥門失效、IRWST失效事故序列為研究對(duì)象，使用最新版本MELCOR 2.1程序?qū)υ搰?yán)重事故序列進(jìn)行模擬，重點(diǎn)分析了堆芯損傷進(jìn)程，分析結(jié)果表明：

1) 鋯合金和不銹鋼與蒸汽氧化反應(yīng)釋熱功率在有些時(shí)刻高于燃料的衰變功率，氧化釋熱加速了堆芯的惡化；

2) 約13.1%不銹鋼和27.1%鋯合金在堆芯損毀過程中被氧化，并產(chǎn)生大量的氫氣，而氫氣的燃燒會(huì)威脅安全殼的完整性；

3) 堆芯內(nèi)構(gòu)件的失效主要依賴于材料自身的熔點(diǎn)和有無構(gòu)件支撐，堆芯支撐板能夠延緩熔融物跌落進(jìn)入下封頭的進(jìn)程；

4) 壓力容器外部冷卻會(huì)使金屬氧化物熔池固化，但隨著更多金屬熔融物的跌落，外部冷卻不足會(huì)導(dǎo)致下封頭應(yīng)力失效。

下封頭的應(yīng)力失效會(huì)導(dǎo)致熔融物噴射進(jìn)入堆腔，發(fā)生熔融物和混凝土相互作用；金屬氧化產(chǎn)生的大量氫氣則可能導(dǎo)致氫氣在安全殼內(nèi)部集聚燃燒，威脅安全殼的完整性。下一步將對(duì)壓力容器應(yīng)力失效、熔融物和混凝土相互作用以及氫氣燃燒進(jìn)行研究。

[1] 魏瑋, 周志偉. 應(yīng)用CDAG方法進(jìn)行秦山二期大破口LOCA嚴(yán)重事故堆芯損傷研究[J]. 核科學(xué)與工程, 2008.12, 28(4): 334-340.

[2] 魏瑋, 周志偉. 中國(guó)百萬千瓦級(jí)核電站嚴(yán)重事故下堆芯損傷評(píng)價(jià)[J]. 原子能科學(xué)技術(shù), 2011.3, 45(3): 302-306.

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Study on Core Meltdown Progression under Severe Accident for Large Power Passive PWR

SHI Xing-wei, LAN Bing, JING Jian-ping, BI Jin-sheng, ZHANG Chun-ming

(Nuclear and Radiation Safety Center, Ministry of Environmental Protection, Beijing 100082, China)

The thermal-hydraulic models of the primary loop system, passive safety systems and containment compartments had been built using MELCOR 2.1 code for the large power passive PWR. The scenarios of severe accident initiated by small break on a hot leg with both failure of ADS1 and internal refueling water storage tank (IRWST) had been simulated by this code, and the core meltdown progress had been analyzed emphatically. The analysis results showed that: (1) The total oxidation heat generation rate of Zircalloy and stainless steel with sufficient steam is higher than the total decay heat generation rate, and that will accelerate the core deterioration; (2)about 13.1% of stainless steel and 27.1% of Zircalloy have been oxidized, and 550.99 kg hydrogen has been generated due to oxidation reaction; (3) The core components melt depends on the material melting point and the supporting component generally, and the core support plate will delay the debris downward progression from core to lower plenum; (4) The lower head will fail by yielding as a result of insufficient ex-vessel cooling after the formation of debris molten pool.

MELCOR 2.1; Severe accident; Small break; Large power passive PWR; Core meltdown

2016-12-20

國(guó)家科技重大專項(xiàng)項(xiàng)目資助(2013ZX06002001)，國(guó)家科技重大專項(xiàng)項(xiàng)目(2015ZX060002007)

石興偉(1985—)，男，山東菏澤人，工程師/博士，現(xiàn)主要從事嚴(yán)重事故安全分析研究工作

蘭兵，E-mail：lanbing@chinansc.cn

TL364.4

A

0258-0918(2017)02-0250-07