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    小型模塊化熔鹽堆誤提棒ATWS事故分析

    2022-06-09 01:51:52許田貴朱貴鳳
    核技術(shù) 2022年5期

    許田貴 鄒 楊 徐 博 朱貴鳳 孫 強(qiáng)

    1(中國(guó)科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 上海 201800)

    2(中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049)

    熔鹽堆作為第四代先進(jìn)反應(yīng)堆的6個(gè)候選堆之一,具有釷資源高效利用、固有安全性高、可實(shí)現(xiàn)燃料閉式循環(huán)、防核擴(kuò)散等特點(diǎn)[1-2]。對(duì)于未來(lái)核電發(fā)展和解決能源問題具有重要意義。超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故是反應(yīng)堆事故分析中的重要組成部分,各類反應(yīng)堆均開展過(guò)相關(guān)研究。Sangida等[3]基于PCTRAN對(duì)AP1000和VVER1200進(jìn)行了汽輪機(jī)故障疊加未能緊急停堆(Anticipated Transient Without Scram,ATWS)事故分析,結(jié)果表明反應(yīng)堆所有重要參數(shù)均在安全限值之內(nèi),與兩個(gè)反應(yīng)堆的安全分析報(bào)告一致。Guo等[4]借助系統(tǒng)分析程序THERMIX分析了HTR-10在失冷不失壓(Pressurized Loss of Forced Cooling,PLOFC)事故和誤提棒ATWS組合事故下的熱響應(yīng),對(duì)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了比較,驗(yàn)證了HTR-10具備良好的安全特性。岳芷廷等[5]基于RELAP5程序分析了DHR-200池式堆全廠斷電ATWS事故下的熱工水力特性和自然循環(huán)能力,驗(yàn)證了DHR-200的固有安全性。朱磊等[6]分析了西安脈沖反應(yīng)堆在斷電ATWS事故和大破口失水事故下的瞬態(tài)響應(yīng)特性,計(jì)算結(jié)果表明,發(fā)生斷電ATWS事故可能造成部分燃料元件熔毀,大破口失水ATWS事故與破口位置和尺寸相關(guān)。在熔鹽堆的各種超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故中,尤以誤提棒ATWS事故最為典型[7],是對(duì)反應(yīng)堆安全能力極限的一種測(cè)試,因此在熔鹽堆事故分析領(lǐng)域具有重要研究意義。

    目前,針對(duì)熔鹽堆的瞬態(tài)分析主要集中在瞬態(tài)分析程序的開發(fā)和熔鹽堆的事故安全分析。Krepel等[8]開發(fā)了適用于熔鹽堆的DYN3D-MSR,該程序可計(jì)算堆芯內(nèi)三維中子通量密度分布,并擴(kuò)展了DNP沿軸向流動(dòng)的模型,熱工水力模型則采用并聯(lián)多通道模型。Zhuang等[9]基于TABFEN程序擴(kuò)展出了適用于液態(tài)燃料熔鹽堆的三維中子動(dòng)力程序,通過(guò)耦合并聯(lián)多通道熱工水力模型形成了MOREL2.0瞬態(tài)程序。施承斌[10]在RELAP5/MOD4.0的基礎(chǔ)上修改了點(diǎn)堆中子動(dòng)力學(xué)方程,增加了緩發(fā)中子先驅(qū)核流動(dòng)的影響,通過(guò)體積比法和衰變法獲得了液態(tài)燃料熔鹽堆的點(diǎn)堆中子動(dòng)力學(xué)模型。針對(duì)熔鹽堆的事故分析集中在失流事故、熱阱喪失事故和反應(yīng)性引入事故等等。Wulandari等[11]和秋穗正等[12]均各自分析了MOSART(Molten Salt Advanced Reactor Transmuter)堆的無(wú)保護(hù)過(guò)冷事故。郭張鵬等[13]則分析了嬗變堆MOSART的無(wú)保護(hù)失流(Unprotected Loss of Flow,ULOF)和 無(wú)保 護(hù)熱阱 喪失(Unprotected Loss of Heat Sink,ULOHS)的組合事故,并分別與ULOF和ULOHS事故進(jìn)行了對(duì)比分析。薛冰等[14]基于RELAP/MOD4.0分析了10 MW固態(tài)熔鹽堆的熱阱喪失事故,結(jié)果表明:反應(yīng)堆具有可靠的固有安全性。Wan等[15]則基于TANSY程序,分析了熔鹽快堆MSFR(Molten Salt Fast Reactor)由于添料導(dǎo)致的反應(yīng)性引入事故,并對(duì)燃料添加量和添加速率進(jìn)行了敏感性分析。余文等[16]基于TREND系統(tǒng)分析程序,針對(duì)10 MW液態(tài)熔鹽堆分析了無(wú)保護(hù)狀態(tài)下不同反應(yīng)性引入大小和反應(yīng)性引入速率對(duì)事故的影響。王凱等[17]則基于RELAP5-TMSR程 序 以TMSR-LF(Thorium Molten Salt Reactor-Liquid Fuel)為研究對(duì)象,分析了落棒情況下的提棒速度和落棒時(shí)間對(duì)控制棒誤抽出事故的影響。焦小偉等[18]則分析了2 MW液態(tài)熔鹽堆在不同低功率水平下,反應(yīng)性引入速率和反應(yīng)性溫度系數(shù)的參數(shù)組合對(duì)誤提棒事故的影響。

    總之,目前除破口事故研究較少外,其他安全事故基本均有相關(guān)研究。已有的誤提棒事故分析也針對(duì)無(wú)保護(hù)和落棒兩種狀態(tài)下進(jìn)行了相關(guān)敏感性分析,但均未考慮停堆策略與停堆后的長(zhǎng)期安全。因此,本文基于RELAP5-TMSR程序針對(duì)熔鹽堆發(fā)生控制棒誤抽出ATWS事故開展模擬,選取三種停堆策略進(jìn)行比較分析,重點(diǎn)研究了循環(huán)泵和風(fēng)機(jī)維持運(yùn)行或關(guān)閉對(duì)事故進(jìn)程的影響。此外對(duì)反應(yīng)性引入價(jià)值、提棒速度和溫度系數(shù)等若干重要因素開展了相應(yīng)的敏感性分析。

    1 計(jì)算模型

    125 MW的液態(tài)熔鹽堆系統(tǒng)示意圖如圖1所示,主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。該熔鹽堆采用三回路設(shè)計(jì)方案,一回路燃料鹽采用LiF-BeF2-ZrF4-UF4-ThF4,二回路冷卻鹽采用NaF-BeF2,三回路采用氦氣冷卻。一回路主要設(shè)備包括堆本體、燃料鹽泵、熔鹽-熔鹽換熱器;二回路主要設(shè)備包括冷卻鹽泵、熔鹽-氦氣換熱器;三回路主要設(shè)備是熔鹽-氦氣換熱器以及發(fā)電機(jī)組。燃料鹽流經(jīng)下腔室進(jìn)入堆芯,通過(guò)石墨通道向上流動(dòng),并在這里發(fā)生核反應(yīng),燃料鹽升溫,再經(jīng)上腔室流出,流經(jīng)熱管段后進(jìn)入熔鹽-熔鹽換熱器的殼側(cè),將熱量傳遞給二回路,然后被燃料鹽泵泵入下降環(huán)腔,流回至下腔室。二回路通過(guò)冷卻鹽泵驅(qū)動(dòng),將熱量傳遞給熔鹽-氦氣換熱器,最后經(jīng)氦氣通過(guò)發(fā)電設(shè)施將熱能轉(zhuǎn)化為電能。一、二回路的回路材料均采用國(guó)產(chǎn)GH3535合金。為保護(hù)反應(yīng)堆安全,堆本體和熔鹽-熔鹽換熱器均設(shè)置了非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)——反應(yīng)堆容器輔助冷卻系統(tǒng)(Reactor Vessel Auxiliary Cooling System,RVACS),事故狀態(tài)下能夠確保導(dǎo)出至少1%額定功率的熱量。

    圖1 125 MW熔鹽堆系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of the 125 MW MSR system

    表1 系統(tǒng)主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main system design parameters

    本文采用RELAP5-TMSR對(duì)誤提棒ATWS事故進(jìn)行分析,圖2為熔鹽堆系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)示意圖。在所建立的模型中,陰影部分表示熱構(gòu)件,箭頭方向?yàn)榱黧w流動(dòng)方向。一回路由控制體1XX表示,其中控制體113為熔鹽-熔鹽換熱器殼側(cè),將燃料鹽熱量通過(guò)金屬熱構(gòu)件傳遞至二回路側(cè)的控制體206、212。二回路和三回路分別由控制體2XX和3XX表示,控制體234、304以及它們之間的熱構(gòu)件構(gòu)成了熔鹽-氦氣換熱器,負(fù)責(zé)將熱量從二回路傳遞給三回路,最終熱阱由兩個(gè)時(shí)間控制體300和308模擬其溫度和壓力邊界。堆芯熱量通過(guò)石墨熱構(gòu)件、下降環(huán)腔和金屬熱構(gòu)件傳遞給RVACS。堆芯和RVACS之間的傳熱依賴于熱輻射和自然循環(huán)。反應(yīng)堆功率由考慮緩發(fā)中子先驅(qū)核流動(dòng)的點(diǎn)堆動(dòng)力學(xué)提供,功率根據(jù)中子物理計(jì)算分布在燃料鹽回路各部分的燃料鹽中。表2為滿功率穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下RELAP5-TMSR程序計(jì)算值和設(shè)計(jì)值的對(duì)比。其中,堆芯物理設(shè)計(jì)值由MCNP計(jì)算所得,換熱器相關(guān)設(shè)計(jì)值由HTRI程序計(jì)算所得。由表中數(shù)據(jù)可知,設(shè)計(jì)值跟計(jì)算值誤差在1%以內(nèi),計(jì)算模型具有很好的準(zhǔn)確性和可靠性。

    表2 125 MW液態(tài)熔鹽堆參數(shù)設(shè)計(jì)值與計(jì)算值對(duì)比Table 2 Comparison of calculated and designed values of 125 MW MSR’s steady-state operation

    圖2 反應(yīng)堆系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.2 Nodalization diagram of the reactor system

    由于液態(tài)熔鹽堆沒有固定的燃料元件包殼,其物理屏障是回路邊界。溫度過(guò)高可能會(huì)導(dǎo)致回路材料力學(xué)性能下降。此外,堆芯內(nèi)的熔鹽也不能發(fā)生沸騰。液態(tài)燃料熔鹽堆的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故的安全限值包括:1)燃料鹽回路合金材料溫度低于800℃[17];2)燃料鹽最高溫度低于1 450℃。對(duì)于超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故,除上述限值外,允許燃料鹽回路合金材料溫度短時(shí)間(<100 h)處于800~900℃范圍;在設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量降低燃料鹽回路合金材料處于800℃以上的時(shí)間。

    該事故中可能觸發(fā)的停堆信號(hào)見表3。

    表3 保護(hù)參數(shù)整定值Table 3 Trip setpoint parameters

    2 誤提棒ATWS事故分析

    滿功率下一根價(jià)值最大的調(diào)節(jié)棒從堆芯中部提出,瞬態(tài)分析過(guò)程中采用的假設(shè)包括:

    1)調(diào)節(jié)棒行程為150.0 cm,以0.8 cm·s-1[17]的速度提出,187.5 s共引入反應(yīng)性5.0×10-3。

    2)燃料鹽溫度系數(shù)為-4.75×10-5K-1,石墨溫度系數(shù)為-2.44×10-5K-1。

    3)反應(yīng)堆觸發(fā)停堆信號(hào)后,緊急停堆系統(tǒng)失效控制棒無(wú)法下插,同時(shí)棒控連鎖機(jī)制失效,調(diào)節(jié)棒提出至頂部。

    4)根據(jù)不同停堆策略,觸發(fā)停堆信號(hào)后分為三種情況:(1)關(guān)閉所有主泵和風(fēng)機(jī);(2)維持所有主泵和風(fēng)機(jī)運(yùn)行;(3)維持一回路主泵運(yùn)行,關(guān)閉二回路主泵和三回路風(fēng)機(jī)。

    125 MW液態(tài)熔鹽堆的滿功率有效緩發(fā)中子份額僅3.5×10-3,相比于普通壓水堆的緩發(fā)中子份額6.5×10-3[19]小很多,引入的總反應(yīng)性5×10-3約1.43$,與壓水堆相比相同情況下功率峰值更高。

    2.1 主泵和風(fēng)機(jī)均關(guān)閉

    本例事故的事件序列如表4所示。圖3(a)是功率和反應(yīng)性曲線,圖3(b)是反應(yīng)堆重要溫度曲線,圖3(c)是一、二回路質(zhì)量流速曲線。0 s時(shí)刻調(diào)節(jié)棒從堆芯中提出,引入正反應(yīng)性,功率開始增加,堆芯溫度也隨之上升。12.7 s后熱功率達(dá)到1.14倍額定功率,觸發(fā)停堆信號(hào),一、二回路主泵和三回路風(fēng)機(jī)失電惰轉(zhuǎn),燃料鹽和冷卻鹽流速開始下降。由于液態(tài)熔鹽堆的燃料鹽既是載熱介質(zhì)又是發(fā)熱流體,一回路流量下降導(dǎo)致流出堆芯的緩發(fā)中子先驅(qū)核減少,額外引入了正反應(yīng)性,因此總反應(yīng)性迅速上升,并在14.3 s達(dá)到極大值2.539×10-4。此時(shí),提棒引入了3.813×10-4,流量下降引入了2.304×10-4,溫度負(fù)反饋共引入了-3.578×10-4。隨著溫度反饋引入的負(fù)反應(yīng)性不斷增大,功率在15.4 s時(shí)達(dá)到額定功率的123.0%的最大值后逐漸下降。功率的降低使得堆芯溫度上升速度變緩,負(fù)反應(yīng)性引入速度降低,總反應(yīng)性開始上升。187.5 s時(shí)控制棒提出至頂部,5×10-3的正反應(yīng)性引入完畢,一回路流量降低至7.7%,引入了2.312×10-3。由于傳熱的滯后性,堆芯溫度仍在上升,持續(xù)引入負(fù)反應(yīng)性,因此187.5 s后反應(yīng)性和功率迅速下降。燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度也隨之逐漸下降,燃料鹽最高溫度在198.1 s達(dá)到了最大值902.53℃,一回路出口溫度在233.4 s達(dá)到了最大值874.94℃。依靠RVACS和自然循環(huán)的建立,堆芯余熱被不斷排出,燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度分別于1 661 s和1 150 s降低至800℃以下,之后再?zèng)]有超過(guò)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故的安全限值。由于二回路最高溫度點(diǎn)出現(xiàn)在熔鹽-熔鹽換熱器殼側(cè)入口對(duì)應(yīng)的管側(cè)處且二回路沒有形成自然循環(huán),因此其溫度變化趨勢(shì)與一回路出口溫度相似。整個(gè)事故模擬過(guò)程中,雖然一、二回路溫度均超過(guò)了800℃,其中維持在800℃以上的時(shí)間分別為1 085 s和1 197 s。但對(duì)于超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故而言,由于超溫時(shí)間小于100 h,事故后果處于可接受范圍。

    表4 主泵和風(fēng)機(jī)關(guān)閉情況下的事故序列Table 4 Event sequence with pumps and fan shutdown

    圖3泵和風(fēng)機(jī)關(guān)閉情況下的功率和反應(yīng)性(a)、冷卻鹽與燃料鹽溫度(b)、歸一化質(zhì)量流速(c)和衰變熱傳導(dǎo)(d)Fig.3 Variations of power and reactivity(a),cooling salt and fuel salt temperature(b),normalized mass flow(c)and decay heat transfer(d)with time,in circumstances of pumps and fan off

    圖3 (d)是堆芯經(jīng)過(guò)不同途徑對(duì)外釋放的衰變熱量。一、二回路冷卻劑通過(guò)換熱器在事故前期吸收了相當(dāng)一部分衰變熱。比較三條曲線在0~500 s時(shí)間段的積分熱量:RVACS帶走了471 MJ衰變熱,其他兩條分別為7 656 MJ和4 700 MJ??梢?,熔鹽的熱惰性在事故前期相當(dāng)于一個(gè)臨時(shí)熱阱,且散熱效果是RVACS的數(shù)倍。事故后期,余熱排出主要由RVACS承擔(dān),其散熱量基本維持在額定功率的1.6%左右,提供了可靠的堆芯長(zhǎng)期熱阱。

    在此發(fā)生此種事故工況時(shí),可以考慮采取后續(xù)落棒和排鹽等應(yīng)急措施。圖4是假設(shè)一回路出口溫度達(dá)到800℃時(shí),操縱員經(jīng)過(guò)10 s反應(yīng)時(shí)間手動(dòng)控制落棒情況下的反應(yīng)堆重要溫度曲線。其中,控制棒10 s完成落棒,共引入-8.073×10-2。從圖4可以看出,一回路出口溫度峰值為808.27℃,超過(guò)800℃的時(shí)間為64~92 s,共28 s。落棒有效縮短了超溫時(shí)間,如此短時(shí)間的超溫不會(huì)對(duì)回路合金材料安全造成影響。此外,排空引入的負(fù)反饋可以確保燃料鹽達(dá)到并穩(wěn)定在次臨界狀態(tài),并且具備足夠的停堆深度。排放到排鹽罐中的熔鹽會(huì)通過(guò)排鹽罐的余熱排出系統(tǒng)帶走余熱,并包容放射性產(chǎn)物。

    圖4 落棒情況下的冷卻鹽與燃料鹽溫度變化曲線Fig.4 Temperature varistion curve of cooling salt and fuel salt in circumstance of rod drop

    2.2 維持主泵和風(fēng)機(jī)運(yùn)行

    表5為本例事故的事件序列,圖5(a)是功率和反應(yīng)性曲線,圖5(b)為堆芯溫度變化曲線。0 s時(shí)刻調(diào)節(jié)棒開始從堆芯中提出,12.7 s觸發(fā)停堆信號(hào),主泵和風(fēng)機(jī)維持運(yùn)行??刂瓢粽`抽出使總反應(yīng)性和功率上升,但隨著堆芯溫度的上升,溫度反饋引入的負(fù)反應(yīng)性增強(qiáng),總反應(yīng)性開始下降??偡磻?yīng)性在19.9 s達(dá)到最大值1.515×10-4。其中,提棒引入了5.307×10-4,燃料溫度反饋引入了-3.612×10-4,石墨溫度反饋僅引入了-1.80×10-4。70~187.5 s之間總反應(yīng)性變化比較平緩,導(dǎo)致功率上升,速度在70 s前后有明顯變化。但總反應(yīng)性在此期間仍然大于0,功率在持續(xù)上升。187.5 s后控制棒完全抽出,不再引入正反應(yīng)性,功率開始下降,此時(shí)功率達(dá)到了最大值,約為額定功率的180.7%。隨著功率下降,燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度也隨之下降。燃料鹽最高溫度在189.5 s達(dá)到最大值824.31℃,一回路出口溫度在192.3 s達(dá)到最大值798.49℃。依靠主泵和風(fēng)機(jī)的運(yùn)行,堆內(nèi)熱量被不斷排出,堆芯溫度逐漸趨于穩(wěn)定。整個(gè)事故模擬過(guò)程中,一、二回路管路熔鹽溫度都沒有超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值,但反應(yīng)堆沒有停堆且始終在超功率狀態(tài)下運(yùn)行。

    圖5 泵和風(fēng)機(jī)運(yùn)行情況下的功率和反應(yīng)性(a)、冷卻鹽和燃料鹽溫度(b)Fig.5 Variation of power and reactivity(a),cooling salt and fuel salt temperature(b)in circumstances of pumps and fan operation

    表5 主泵和風(fēng)機(jī)運(yùn)行情況下的事故序列Table 5 Event sequence with pumps and fan operate

    2.3 僅維持一回路主泵運(yùn)行

    本例事故的事件序列如表6所示。圖6(a)是功率和反應(yīng)性曲線,圖6(b)是事故前500 s反應(yīng)堆中重要溫度變化曲線,圖6(c)是整個(gè)事故模擬過(guò)程的反應(yīng)堆重要溫度曲線。0 s時(shí)刻調(diào)節(jié)棒開始從堆芯中提出,12.7 s觸發(fā)停堆信號(hào),二回路泵和三回路風(fēng)機(jī)失電惰轉(zhuǎn),一回路主泵維持運(yùn)行。事故前期控制棒抽出,總反應(yīng)性和功率上升。二回路流量下降又導(dǎo)致通過(guò)熔鹽-熔鹽換熱器的散熱量下降,堆芯熱量不斷積累,堆芯溫度上升。溫度反饋引入的負(fù)反應(yīng)性逐漸超過(guò)正反應(yīng)性,功率在28.2 s達(dá)到額定功率的130.4%后開始下降。由于傳熱的滯后性,熔鹽帶走的堆內(nèi)熱量的下降速度比功率慢,堆芯部分區(qū)域散熱量大于功率,導(dǎo)致燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度降低。燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度分別在38.1 s和45.9 s達(dá)到了第一個(gè)極大值,分別為744.26℃和723.97℃。堆芯部分區(qū)域的短暫降溫使燃料平均溫度上升趨勢(shì)變緩,負(fù)反應(yīng)性引入速度下降,總反應(yīng)性上升。167.7 s時(shí)反應(yīng)堆再臨界,功率也出現(xiàn)了約4%幅度的上升,187.5 s后調(diào)節(jié)棒完全抽出,功率迅速下降。燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度也隨功率先上升后下降。燃料鹽最高溫度在196.9 s達(dá)到最大值756.85℃,一回路出口溫度在216.4 s達(dá)到最大值751.16℃。得益于RVACS和一回路的強(qiáng)迫循環(huán),整個(gè)模擬過(guò)程中,一、二回路熔鹽溫度都沒有超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值,相比于第2種停堆策略,堆芯溫度更低。圖6(d)是堆芯經(jīng)過(guò)不同途徑對(duì)外釋放的衰變熱量。事故前期衰變熱主要通過(guò)換熱器帶走,通過(guò)一回路傳遞給二回路的熱量直到約7 063 s才低于RVACS帶走的熱量,最終RVACS帶走的散熱量基本維持在額定功率的1.0%左右。

    圖6 僅一回路泵運(yùn)行情況下功率和反應(yīng)性(a)、事故前500 s的冷卻鹽與燃料鹽溫度(b)、整個(gè)事故模擬過(guò)程的冷卻鹽與燃料鹽溫度(c)、衰變熱傳導(dǎo)(d)Fig.6 Variation of power and reactivity(a),cooling salt and fuel salt temperature of 500 s before accident(b),cooling salt and fuel salt temperature throughout the accident simulation(c),decay heat transfer(d),when only primary loop pump is operating

    表6 僅一回路泵運(yùn)行情況下的事故序列Table 6 Event sequence with only primary pump operate

    3 反應(yīng)性引入價(jià)值與引入速率

    基于§2.3事故針對(duì)反應(yīng)性引入價(jià)值開展敏感性分析,選取5種假設(shè),以0.8 cm·s-1的速度提棒,共引入反應(yīng)性2×10-3、4×10-3、5×10-3、6×10-3、8×10-3和1×10-2。圖7(a)和圖7(b)分別是5種假設(shè)下的燃料鹽最高溫度和一回路出口溫度曲線,表7是模擬結(jié)果的關(guān)鍵參數(shù)比較??芍?,當(dāng)反應(yīng)性引入價(jià)值為8×10-3時(shí)一回路出口溫度峰值剛好超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值,基本可以確定反應(yīng)性引入價(jià)值小于8×10-3時(shí),可以確保堆芯安全,并且反應(yīng)性引入價(jià)值與堆芯峰值溫度呈顯著正相關(guān)性。此外,當(dāng)引入的反應(yīng)性小于2×10-3時(shí),一回路出口達(dá)到峰值溫度的時(shí)間在調(diào)節(jié)棒完全提出堆芯之前;大于2×10-3時(shí),則在調(diào)節(jié)棒完全提出堆芯之后。

    圖7 引入不同反應(yīng)性時(shí)的燃料鹽最高溫度(a)和堆芯出口溫度(b)Fig.7 Variations of maximum fuel salt temperature(a)and core outlet temperature(b)with different reactivity introduction

    表7 引入不同反應(yīng)性時(shí)的堆芯溫度Table 7 Core temperature with different reactivity

    在§2.3事故的基礎(chǔ)上,針對(duì)提棒速度展開敏感性分析,選取6種假設(shè),分別以0.1 cm·s-1、0.4 cm·s-1、0.8 cm·s-1、1.0 cm·s-1、3.0 cm·s-1和4.0 cm·s-1的速度提出調(diào)節(jié)棒,共引入反應(yīng)性5×10-3。圖8(a)和(b)是不同提棒速度下反應(yīng)堆功率和堆芯出口溫度變化曲線,表8給出了模擬結(jié)果關(guān)鍵參數(shù),可知,當(dāng)提棒速度為3.0 cm·s-1時(shí),一回路出口溫度峰值為800.65℃,剛好超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值。因此在發(fā)生誤提棒ATWS事故時(shí),采取僅維持一回路泵運(yùn)行的停堆策略下,提棒速度小于3.0 cm·s-1、共引入反應(yīng)性5×10-3時(shí)可保證回路合金溫度不超過(guò)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值,并且提棒速度與功率和堆芯峰值溫度呈正相關(guān)。此外,不同提棒速度情況下的溫度穩(wěn)定值是相同的,與提棒速度無(wú)關(guān)。

    表8 不同提棒速度下的關(guān)鍵參數(shù)Table 8 Key parameters under different control rod withdraw speed

    圖8 不同提棒速度時(shí)燃料鹽最高溫度(a)和一回路出口溫度(b)Fig.8 Variations of maximum fuel salt temperature(a),and primary loop outlet temperature(b)under different rod withdrawal speeds

    4 溫度系數(shù)的影響

    整個(gè)反應(yīng)堆壽期過(guò)程中溫度反應(yīng)性系數(shù)是不斷變化的,在確保一回路出口溫度峰值不超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值的情況下,不同溫度系數(shù)下存在對(duì)應(yīng)的事故允許的反應(yīng)性最大值。為初步探究溫度反應(yīng)性系數(shù)與反應(yīng)性最大值的關(guān)系,基于§2.3事故計(jì)算總溫度系數(shù)分別為-3×10-5K-1、-6×10-5K-1、-9×10-5K-1、-1.2×10-4K-1和-1.5×10-4K-1時(shí)的反應(yīng)性最大值。其中,假設(shè)燃料溫度系數(shù)與石墨溫度系數(shù)的比值為2:1。由圖9可以看出,兩者之間呈線性相關(guān)。這是因?yàn)橐换芈烦隹跍囟确逯稻拗茷?00℃,即溫差相同,燃料溫度系數(shù)石墨溫度系數(shù)的比值和其他條件也相同,所以在總溫度系數(shù)成一定比例的情況下,最大反應(yīng)性也必然呈相同比例,即總溫度系數(shù)與最大反應(yīng)性呈線性相關(guān)。

    圖9 最大引入反應(yīng)性隨總溫度系數(shù)的變化Fig.9 Variation of introduced maximum reactivity with total temperature coefficient

    除此之外,還基于§2.3事故研究了總溫度系數(shù)相同、燃料溫度系數(shù)與石墨溫度系數(shù)不同比例情況下的溫度系數(shù)與事故允許的反應(yīng)性最大值的關(guān)系。假設(shè)總溫度系數(shù)為-6×10-5K-1,燃料溫度系數(shù)與石墨溫度系數(shù)的比例分別為4:1、3:1、2:1、1:1、1:2、1:3和1:4。圖10是不同溫度系數(shù)比例情況下的反應(yīng)性最大值??梢钥闯觯剂蠝囟认禂?shù)占比越大,反應(yīng)性最大值越大,但增大到一定程度,不再有明顯增長(zhǎng)。圖11是不同溫度系數(shù)比例下的一回路出口溫度變化曲線。可見,隨著燃料溫度系數(shù)比值的增大,事故前期的溫度曲線逐漸接近。這是因?yàn)槎研緶囟冗_(dá)到峰值的時(shí)間與提棒速度相關(guān),提棒速度相同時(shí),溫度達(dá)到峰值的時(shí)間就比較接近,而溫度峰值又固定為800℃,所以一回路出口溫度從初值達(dá)到800℃的最短路徑是固定的。由于總溫度系數(shù)是相同的,因此反應(yīng)性最大值存在一個(gè)限值。在相同時(shí)間內(nèi),燃料溫度變化快,燃料溫度系數(shù)占比越大,越及時(shí)抵消提棒引入的正反應(yīng)性,反應(yīng)性波動(dòng)幅度越小,功率波動(dòng)幅度越小,溫度波動(dòng)幅度越??;石墨溫度變化慢,引入的反應(yīng)性比較滯后,石墨溫度系數(shù)占比越大,反應(yīng)性波動(dòng)幅度越大,溫度波動(dòng)幅度越大。因此燃料溫度系數(shù)占比越大,一回路出口溫度從初值達(dá)到800℃峰值的路徑越靠近最短路徑,但當(dāng)燃料溫度系數(shù)的占比達(dá)到一定值后,反應(yīng)性最大值則變化不大。

    圖10 不同溫度系數(shù)比值與反應(yīng)性最大值Fig.10 Variation of introduced maximum reactivity with temperature coefficient ratio

    圖11 不同溫度系數(shù)比值下的一回路出口溫度Fig.11 Variation of the primary loop outlet temperature under different temperature coefficient ratios

    5 結(jié)語(yǔ)

    本文針對(duì)125 MW液態(tài)熔鹽堆控制棒誤提出的ATWS事故進(jìn)行了分析,并對(duì)影響事故后果的因素展開了討論,結(jié)果表明:

    1)熔鹽堆發(fā)生控制棒誤提出ATWS事故時(shí),采取關(guān)閉主泵和風(fēng)機(jī)的停堆策略,無(wú)法抑制溫度超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值,但停留在800℃以上的時(shí)間較短,事故后果是可接受的。其他兩種停堆策略下堆芯溫度不會(huì)超過(guò)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故的安全限值,其中僅維持一回路主泵運(yùn)行時(shí),堆芯溫度最低。

    2)在僅維持一回路泵運(yùn)行的情況下,反應(yīng)性引入價(jià)值越大,溫度峰值越大;提棒速度越快,溫度峰值越大。當(dāng)誤提棒速度為0.8 cm·s-1、反應(yīng)性引入價(jià)值小于8×10-5時(shí),可以確保反應(yīng)堆安全。此外,事故后期的溫度穩(wěn)定值與提棒速度無(wú)關(guān)。

    3)在確保一回路出口溫度不會(huì)超過(guò)800℃的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故安全限值的情況下,總溫度系數(shù)與事故允許的最大反應(yīng)性呈線性相關(guān)。在總溫度系數(shù)保持不變的情況下,反應(yīng)性最大值隨燃料溫度系數(shù)占比增大而增大。但增大到一定比例后,反應(yīng)性最大值沒有明顯變化。

    本文僅探討了誤提棒ATWS事故后的3種停堆策略,還需要討論更多的停堆策略,例如:僅維持二回路泵運(yùn)行和同時(shí)維持一、二回路泵運(yùn)行等。從主泵和風(fēng)機(jī)均關(guān)閉的誤提棒ATWS事故中可以看出,反應(yīng)堆短時(shí)間超功率積累的裂變能無(wú)法通過(guò)熱傳輸系統(tǒng)或其他方式及時(shí)導(dǎo)出,需要進(jìn)一步分析RVACS的排熱能力以及不同自然循環(huán)流量對(duì)誤提棒ATWS事故的影響。此外,還需要研究各種控制策略和應(yīng)急措施以確保反應(yīng)堆的安全。

    作者貢獻(xiàn)聲明許田貴:負(fù)責(zé)事故模擬計(jì)算,數(shù)據(jù)分析及文章撰寫;鄒楊:負(fù)責(zé)提供研究思路、分析的技術(shù)路線、研究進(jìn)度監(jiān)督與指導(dǎo);徐博、孫強(qiáng):負(fù)責(zé)提供技術(shù)支持與指導(dǎo),文章審閱與修訂;朱貴鳳:負(fù)責(zé)提供中子物理計(jì)算數(shù)據(jù)及文章審閱。

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