再凝固換熱系數(shù)敏感性分析

杜國新 吳畏 鄭大吉 趙宗方 徐宇

摘 要本文對MELCOR1.8.5程序中的再凝固換熱系數(shù)進(jìn)行敏感性分析，分別將再凝固換熱系數(shù)設(shè)置為1000、1500、750W·（m2·K）-1，分析了不同再凝固換熱系數(shù)對事故進(jìn)程的影響。再凝固換熱系數(shù)的增大將導(dǎo)致熔融物更加容易凝固，對堆芯流道的阻塞作用更加明顯，并導(dǎo)致事故惡化。

關(guān)鍵詞嚴(yán)重事故;MELCOR1.8.5;再凝固換熱系數(shù);敏感性分析

0 前言

MELCOR程序中的蠟狀流動(dòng)，指的是熔融材料的向下流動(dòng)以及材料的再凝固。蠟狀流動(dòng)模型大多數(shù)基于熱/流動(dòng)的半機(jī)械理論，其中的大多數(shù)系數(shù)可以修改，比如可以修改再凝固換熱系數(shù)，形成穩(wěn)定的膜狀流動(dòng)或溪狀流[2]。

模型不解速度方程，只規(guī)定在單個(gè)時(shí)步內(nèi)穩(wěn)定產(chǎn)生熔融物并流動(dòng)，并在一個(gè)時(shí)步內(nèi)到達(dá)終點(diǎn)。對于一個(gè)穩(wěn)定的熔融物產(chǎn)生率，時(shí)步內(nèi)的熔融物產(chǎn)生量與步長成正比，并且對于小的時(shí)步，在特定點(diǎn)凝固的熔融物也與時(shí)步近似成正比。在單個(gè)時(shí)步內(nèi)，可能會(huì)出現(xiàn)大量熔融物。在傳熱和氧化計(jì)算完成后，熔融材料可能出現(xiàn)在堆芯的任何地方。程序假設(shè)熔融物在單個(gè)時(shí)步內(nèi)，以穩(wěn)定的速度產(chǎn)生。蠟狀流動(dòng)模型追蹤熔融物在單元格內(nèi)的流動(dòng)過程。蠟狀流動(dòng)的示意圖參見圖1。

程序通過對熔融物膜與部件之間的換熱率的計(jì)算，得到在下部單元格表面凝固的熔融物質(zhì)量：

在整個(gè)堆芯質(zhì)量遷移模型中，再凝固換熱系數(shù)對熔融物的凝固以及整個(gè)事故進(jìn)程具有重要意義[1]。首先，再凝固的熔融物將作為流體流動(dòng)及換熱的邊界條件;其次，再凝固的熔融物將造成流道的阻塞，導(dǎo)致?lián)Q熱惡化，進(jìn)一步加劇事故嚴(yán)重程度;最后，流道阻塞以及熔融物的產(chǎn)生和流動(dòng)之間相互耦合，其中的非線性關(guān)系將導(dǎo)致事故發(fā)展進(jìn)度更難以預(yù)測。本文針對再凝固過程中的再凝固換熱系數(shù)進(jìn)行敏感性分析，得到不同再凝固換熱系數(shù)條件下，嚴(yán)重事故的進(jìn)程，并分析其對事故進(jìn)程的影響。

1 堆芯的建模

本文建模參考大亞灣核電站參數(shù)[3-4]，堆芯的直徑取為3.04m，并且在徑向等分為5個(gè)環(huán)。堆芯結(jié)構(gòu)劃分圖見圖2，堆芯軸向單元格高度劃分參見表1。

堆芯的1-3層為下腔室部分，單元格由不銹鋼組成，第3層的堆芯支撐板設(shè)置為格柵板，允許流體和熔融物的流過。堆芯的4-15層為活性區(qū)，單元格由燃料、包殼、支撐構(gòu)件及控制棒毒物組成。

2 事故序列分析及參考事故進(jìn)程分析

2.1 事故假設(shè)以及參數(shù)設(shè)置

在本文中，首先假定電站運(yùn)行500秒，然后引如全廠斷電事故，同時(shí)疊加柴油發(fā)電機(jī)組啟動(dòng)失敗，同時(shí)蓄電池組無法工作。該事故將造成電站內(nèi)所有的能動(dòng)設(shè)備失效，無法運(yùn)作。

2.2 事故序列及分析

2.2.1 事故序列

壓力核電站首先運(yùn)行500秒，達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。在500秒時(shí)，引入全廠斷電事故，一回路的主泵惰轉(zhuǎn)，停止二回路的補(bǔ)水，同時(shí)反應(yīng)堆停堆。各個(gè)工況下的事故序列參見表3。

2.2.2 工況1分析

工況1中的堆芯壓力變化如圖3所示。全廠斷電事故發(fā)生后，由于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)有水，會(huì)在位差和溫度差條件下形成自然循環(huán)。同時(shí)，堆芯功率的下降也將導(dǎo)致堆芯流體的溫度和壓力下降。當(dāng)二次側(cè)蒸干后，堆芯流體的壓力和溫度再次上升。在1242.8秒，當(dāng)穩(wěn)壓器的壓力上升至穩(wěn)壓器安全閥開啟壓力16.1MPa時(shí)，蒸汽從穩(wěn)壓器噴入安全殼。

當(dāng)堆芯支撐板失效后，熔融物跌入下腔室，在殘存水中加熱，產(chǎn)生大量蒸汽，堆芯出現(xiàn)壓力峰值。由于下腔室內(nèi)存水有限，熔融物無法有效冷卻，熔融物將下封頭的貫穿件熔穿。堆芯熔融物直接噴出，堆芯壓力降至安全殼壓力。此后，堆芯的壓力維持在安全殼壓力。

如圖4所示，停堆后，自然循環(huán)疊加功率的下降，堆芯包殼溫度有一定的下降。此后隨著冷卻能力的減弱，包殼溫度不斷上升。當(dāng)堆芯支撐板失效后，下腔室產(chǎn)生大量蒸汽并進(jìn)入堆芯。在堆芯下層，由于蒸汽溫度較低，具有一定的冷卻作用，底層C104包殼溫度先降后上升。上層C115包殼會(huì)與高溫蒸汽發(fā)生鋯水反應(yīng)，導(dǎo)致上層單元格包殼的直接熔融失效，出現(xiàn)蠟狀流動(dòng)。

2.2.3 工況2分析

在工況2中，再凝固換熱系數(shù)設(shè)為1500W/（m2·K），其余參數(shù)設(shè)置相同。從事故開始直到鋯水反應(yīng)發(fā)生的時(shí)間與參考工況完全一致。如圖5所示，由于再凝固換熱系數(shù)的增大，工況1中凝固碎片的溫度更低，同時(shí)完整部件的溫度更高，直接導(dǎo)致了堆芯支撐板的溫度上升速度更快，堆芯支撐板失效比工況1提前約43秒，堆芯壓力峰值出現(xiàn)也相應(yīng)提前。在碎片跌入下腔室后，由于熔融碎片溫度偏低，下封頭熔穿時(shí)間延遲，比工況1晚128秒。下封頭失效后，大量流體經(jīng)破口流出壓力容器，一回路的壓力急劇下降。當(dāng)堆芯的壓力下降至4.2MPa以下時(shí)，安注系統(tǒng)啟動(dòng)。流體經(jīng)過下降段進(jìn)入下腔室，與熔融物接觸蒸發(fā)，形成壓力峰值。

由于熔融物的總質(zhì)量和溫度偏低，壓力容器破損后，熔融物并未直接噴出，而且將下腔室?guī)缀跬耆氯?。下腔室堵塞后，堆芯的流體無法從破口流出，導(dǎo)致對堆芯的壓力穩(wěn)定在4.5MPa左右，此時(shí)安注箱將停止注射。隨著時(shí)間的推移，下腔室熔融物溫度升高，滿足噴射的要求。熔融物經(jīng)破口進(jìn)入堆坑，壓力容器內(nèi)的壓力再次下降。

2.2.4 工況3分析

工況3中，再凝固換熱系數(shù)設(shè)為750W/（m2·K）。

如圖6所示，比起工況1，工況3再凝固換熱系數(shù)更小，碎片與完整構(gòu)件之間的換熱減小，堆芯支撐板的升溫較慢，導(dǎo)致其失效時(shí)間比工況1晚約5秒，壓力峰值的出現(xiàn)也推遲。由于熔融碎片溫度較高，下封頭的失效時(shí)間提前，失效時(shí)間比參考工況早約40秒。

如圖7所示，包殼溫度變化趨勢，與參考工況基本保持一致。

3 結(jié)論與分析

再凝固換熱系數(shù)對于事故進(jìn)展有重要影響。再凝固換熱系數(shù)增大后，熔融物在流動(dòng)過程中，與下部構(gòu)件換熱更好，導(dǎo)致熔融物更加容易凝固。熔融物凝固后，將會(huì)導(dǎo)致流體在堆芯內(nèi)的流動(dòng)更加惡化，部分構(gòu)件無法與流體換熱。堆芯支撐板失效后，熔融物跌入下腔室，熔穿下封頭貫穿件。此時(shí)，熔融物溫度偏低，無法滿足噴射的條件，堵塞下腔室，導(dǎo)致流體無法流出，堆芯壓力得不到下降，穩(wěn)定在4.5MPa左右。由于堆芯損傷及熔融物流動(dòng)的相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究花費(fèi)巨大且具有一定危險(xiǎn)性，目前相關(guān)文獻(xiàn)較少。本文對再凝固換熱系數(shù)的研究可以為后續(xù)的實(shí)驗(yàn)提供依據(jù)和指導(dǎo)。

參考文獻(xiàn)

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