MELCOR乏燃料水池嚴重事故計算分析

鄧 堅，向清安，周克峰

(1.中國核動力研究設計院 核反應堆系統設計技術重點實驗室，四川 成都 610041；2.環境保護部 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計的格架中，按照一定規則放置于一個大水池中。相對于反應堆堆芯，乏燃料水池的安全風險極低，WASH-1400也支持這一觀點[1]。因此，設計中一般不考慮乏燃料組件發生過熱熔毀的事件，稱之為“嚴重事故”。但是，核能界一直未停止對乏燃料水池嚴重事故的研究。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的熱工水力現象。美國核管會(NRC)隨后將超設計基準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事件頻率，使用SFUL1W程序分析乏燃料組件失效機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生嚴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)技術對乏燃料水池的嚴重事故預防和緩解措施進行了“費效比(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、冗余的冷卻系統和冗余的補水系統。Jo等研究后認為，乏燃料水池發生事故的概率很低，不大可能發生大量放射性釋放，安裝這些設施的費用十分高昂，在經濟上均不劃算。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重事故分析的鋯-空氣氧化模型進行了改進。日本福島核事故后，乏燃料水池安全再次成為人們關注的問題之一。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號機組乏燃料水池的事故后果進行了分析。相對而言，國內公開發表的關于乏燃料水池嚴重事故研究的文獻較少。為研究國內核電廠乏燃料水池安全風險，以及為乏燃料水池嚴重事故預防和緩解提供技術參考，本文使用MELCOR程序建立相應計算分析模型，重點研究在假設的長時間全廠斷電(SBO)導致冷卻喪失的工況條件下，乏燃料水池的升溫、沸騰、蒸干等熱力學現象，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水以緩解嚴重事故的效果。

1 MELCOR計算模型

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

如圖1所示，乏燃料水池冷卻系統由冷卻水循環泵(電動)、換熱器及相應的管道、閥門組成。冷卻水循環泵從乏燃料水池抽水，經換熱器冷卻后，再將冷卻水泵送回乏燃料水池。本文根據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(節點)，并假設乏燃料廠房與外界大氣環境連通。水池內的燃料組件又被劃分為4(徑向)×18(軸向)的節點。對于軸向上的燃料組件，上端3個節點代表頂部非燃料區，中間12個節點代表中部燃料區，下端3個節點代表底部非燃料區。在假設的計算工況中，徑向環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致的喪失冷卻事故進行研究，MELCOR模型中未模擬乏燃料水池冷卻系統。乏燃料水池的主要參數列于表1。

圖1 乏燃料水池及其冷卻系統

圖2 乏燃料組件和乏燃料水池模型節點

表1 乏燃料水池的主要參數

2 計算結果及分析

2.1 嚴重事故進程

圖3 水位和鋯包殼溫度隨時間的變化

假設乏燃料水池在正常水位時發生了全廠斷電事故且廠內外電源不恢復，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。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一步升溫，鋯包殼約在107.5 h開始氧化，最大的產氫速率可達344.5 kg/h。從事故發生到乏燃料水池完全蒸干，累積產生1 035.7 kg的氫氣，鋯氧化釋放的熱量進一步加劇了乏燃料組件的損毀。

圖4 產氫速率和產氫量隨時間的變化

2.2 初始水位的敏感性分析

為進一步研究乏燃料水池嚴重事故現象，對乏燃料水池3種不同的初始水位進行了敏感性分析，計算結果列于表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，乏燃料水池嚴重事故進程總體上是類似的，不同初始水位會直接影響事件的發生時間點。

表2 乏燃料水池嚴重事故進程

2.3 乏燃料水池補水分析

日本福島核事故發生后，我國國家核安全局對在建在役核電廠進行了安全檢查，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水能力。假設初始水位是比較惡劣的乏燃料組件裸露水位，本文進行了補水效果分析。再假設當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行臨時補水，補水流量設定為36 m3/h，補水前、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，即使乏燃料組件發生一定程度的損壞，只要能在一定時間窗口內及時采取措施向乏燃料水池補水，乏燃料水池嚴重事故仍可被有效緩解。例如，對于本文假設的乏燃料裝載情況，所需的時間窗口約為35 h，且注水時間越早，越有利于嚴重事故緩解。

圖5 不同工況下水位(a)和產氫量(b)的變化

圖6 乏燃料水池補水效果

3 結論

本文使用MELCOR程序，建立了乏燃料水池的嚴重事故計算分析模型，并進行了相應的計算分析，主要結論如下。

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；乏燃料水池嚴重事故進程總體上是比較類似的，不同初始水位會直接影響事故進程的發生時間。

2) 相對于反應堆，乏燃料水池嚴重事故進程相對緩慢。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生乏燃料組件開始裸露之后45～48 h。

3) 緩解乏燃料水池嚴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水，那么乏燃料水池嚴重事故是可被緩解的。

參考文獻：

[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.