田灣核電站長周期換料大破口失水事故分析

李載鵬，姚進國，王 汗，李旭東，李寶庫

(中國核電江蘇核電有限公司，江蘇 連云港 222042)

隸屬中國核電江蘇核電有限公司的田灣核電站1、2號機組采用俄羅斯的WWER-1000/428型反應堆裝置，設計循環長度為7 000 h，換料周期為年度換料，負荷因子為80%。兩臺機組自2007年5月和8月先后投入商業運行以來，年度能力因子與WANO中值相比，尚有一定的差距。為提高機組負荷因子，田灣核電站1、2號機組在俄羅斯參考電站實施18個月換料的基礎上，擬采用TVS-2M型高性能燃料組件替代AFA型燃料組件，以延長換料循環周期，并計劃于2014年第8燃料循環開始向18個月換料的長周期燃料循環過渡。

TVS-2M型燃料組件的引入、燃料組件燃耗的加深、設計循環長度的增加對堆芯設計產生了較大的改變，使堆芯功率分布及功率峰因子等均發生變化，因此必須對反應堆設計基準事故進行重新分析，以驗證長周期換料堆芯設計是否滿足驗收準則要求[1-2]。

反應堆設計基準事故中，堆芯燃料組件受熱影響最大、持續時間最長的是一回路冷卻劑大破口失水事故。大破口失水事故中對燃料組件影響最大的為反應堆入口主管道(名義直徑Dnom=850 mm)破裂事故，此工況下一回路冷卻劑流失量最大[3]。年度換料和18個月換料中，田灣核電站大破口失水事故驗收準則一致，主要為：1) 燃料芯塊局部不會熔化，即鈾棒燃料最高溫度應低于2 540 ℃，釓棒燃料最高溫度應低于2 140 ℃；2) 燃料棒包殼達到的最高溫度不超過1 200 ℃；3) 燃料包殼局部氧化深度不超過包殼原始厚度的18%；4) 包殼與冷卻劑相互作用產生的氫氣數量不超過最大可能釋放量的1%[4]。本文擬對長周期換料過渡循環及平衡循環運行時反應堆入口主管道(Dnom=850 mm)破裂事故進行計算分析，以驗證其是否滿足驗收準則。

1 計算方法

TECH-M-97程序由俄羅斯水壓機研究院基于WWER核動力裝置安全論證經驗以及俄羅斯一回路密封失效事故工況計算程序TETCH-12的編制和使用經驗而開發的，屬于瞬態計算TRAP-97程序包中的一部分。TECH-M-97程序經過了一回路泄漏等典型工況驗證，包括大破口失水事故的噴流階段、堆芯應急冷卻系統(ECCS)充注反應堆腔室、堆芯充注和燃料淹沒以及長期冷卻的驗證。同時為驗證程序計算模型，在匈牙利PMK-NVH、芬蘭PACTEL、法國BETHSY以及俄羅斯GIDROPRESS等試驗臺架上完成了大量的試驗。TRAP-97程序包對PMK-NVH裝置上的SPE-1,2&3、PACT裝置上的SP-33，BETHSYSP-27、ISB-WWER裝置上的SSP-1&2等國際通用試驗進行了計算，計算結果表明了程序的相符性。TECH-M-97程序于1999年通過了俄羅斯聯邦國家核安全局的鑒定。

TECH-M-97程序用于WWER核電廠在一回路密封性喪失事故工況(包括冷卻劑主管道雙端剪切斷裂)下的安全分析，對主要參數(壓力、流量、一回路冷卻劑溫度等)、燃料與燃料棒包殼溫度以及堆芯內的DNBR的變化進行分析。程序可模擬反應堆、循環環路、穩壓器及堆芯應急冷卻等系統設備。其中反應堆描述分成3個部分：堆芯、壓力腔室(反應堆下部)及收集腔室(反應堆上部即燃料組件頭部以上部分)。壓力腔室及收集腔室分別分成5和3個計算體。程序模擬堆芯由5個并聯通道組成，其中4個通道模擬堆芯發熱部分，1個模擬堆芯旁通通道。堆芯通道按高度分為12段，其中10段模擬堆芯活性段，兩段為堆芯的出入口。

TECH-M-97程序在求解一回路和二回路中的冷卻劑參數時，采用隱式牛頓法及可自動選擇積分步長的具有二階精度的歐拉-柯西法；在模擬應急堆芯冷卻系統、中子動力學、泵轉速的參數變化的方程時，采用歐拉-柯西法求解；在求解堆芯內冷卻劑參數時，采用歐拉-柯西法或隱式有限差分法；在求解燃料棒的傳熱方程時，則采用結合追趕法的全隱方程。

2 初始條件和主要假設

2.1 初始條件

反應堆的主要參數初始輸入列于表1，堆芯燃料組件主要參數列于表2。其中為獲得保守的計算結果，從事故分析的驗收準則出發，反應堆裝置原始狀態的選擇進行了如下考慮：1) 堆功率初始值采用104%Nnom(Nnom為額定功率)；2) 反應堆入口冷卻劑溫度初始值設定時考慮到正誤差；3) 流經燃料組件和反應堆的流量采用過渡循環和平衡循環中出現的最小可能流量；4) 燃料溫度反應性系數取最大負值；5) 反應堆應急保護價值(考慮卡1組價值最大控制棒)取壽期內最小可能值，以使應急保護動作時反應堆功率下降速度最低。

2.2 主要假設

根據事故分析的保守性要求，相關系統的主要計算假設與年度換料計算時一致，主要包括：1) 系統和設備動作以及聯鎖定值的選擇考慮到參數測量誤差；2) 保守考慮反應堆停堆信號形成及在電氣回路傳送時間；3) 應急保護動作根據以時間達到的第2個工藝信號發生；4) 事故開始時疊加機組喪失場外電；5) 作為單一故障計算時選取1臺柴油發電機故障，導致ECCS 1臺低壓安注泵及1臺高壓安注泵失效，同時考慮第2臺柴油發電機處于維修狀態，導致ECCS另外1臺低壓安注泵及1臺高壓安注泵失效；6) 考慮1個安注箱失效。

表1 反應堆裝置主要輸入參數

表2 堆芯燃料組件主要參數

3 保守性分析

為獲得長周期換料后大破口失水事故的保守計算，需對影響計算結果的燃耗、功率分布及噴放系數等進行計算和分析，找出計算結果最保守的計算工況，以確保計算結果的保守性。

3.1 軸向功率分布保守性分析

考慮到過渡循環(第8、9循環)中同時存在AFA組件和TVS-2M組件，同時考慮燃料對功率峰因子的影響，對過渡循環中AFA組件和TVS-2M組件及平衡循環中TVS-2M組件軸向功率峰位于堆芯中部、堆芯上部位置等共8種功率分布(表3)進行了保守性分析。

分析結果表明，平衡循環中功率峰位于堆芯中部位置時，具有最大的燃料包殼溫度。

表3 燃料組件的堆芯相對功率軸向分布

注：1) 針對AFA組件中鈾棒燃料

2) 針對TVS-2M組件中鈾棒燃料(用于第8循環裝料)

3) 針對TVS-2M組件中鈾棒燃料(用于第9循環裝料)

4) 針對TVS-2M組件中鈾棒燃料(用于平衡循環)

3.2 安注系統保守性分析

為了補償一回路冷卻劑的流失和堆芯冷卻，田灣核電站1、2號機組設計了應急堆芯冷卻系統。應急堆芯冷卻系統包括以下子系統：高壓安注系統；蓄壓安注系統(安注箱)；低壓安注系統。每個子系統均由4個通道組成。

從ECCS供水方式以及來自反應堆側的噴放系數μ(μ=0.6、0.8、1.0)的數據組合對事故進行保守性分析。

根據反應堆入口主管道破裂事故計算方案，不同噴放系數下的包殼最高溫度的結果列于表4。計算表明，噴放系數為0.8時具有最大的燃料包殼最高溫度。

表4 不同噴放系數下燃料包殼最高溫度

同時為獲得保守的計算結果，考慮ECCS設備的不同連接方式。第1套方案考慮從高壓安注系統輸送硼酸溶液至未損壞環路及事故環路，并從低壓安注系統輸送硼酸溶液至未損壞環路及反應堆。第2套方案考慮從高壓安注和低壓安注系統輸送硼酸溶液至未損壞環路及事故環路。

方案計算結果分析表明，在檢查是否滿足堆芯應急冷卻驗收標準時燃料棒包殼溫度工況最保守條件來自以下假設：1) 從反應堆入口管流出的噴放系數為0.8；2) 從兩個安注箱注入硼酸溶液至反應堆壓力腔，從1個安注箱注入硼酸溶液至反應堆收集腔；3) 從高壓安注系統1臺泵注入硼酸溶液至未損壞環路，第2臺泵注入硼酸溶液至破裂環路；4) 從低壓安注系統1臺泵注入硼酸溶液至未損壞環路，第2臺泵注入硼酸溶液至破裂環路。

4 計算結果

通過保守性分析，獲得了田灣核電站在實施長周期換料后系統及堆芯最不利、最保守的計算工況。其事故事件序列列于表5。反應堆入口主管道破裂導致反應堆壓力急劇下降，管道破裂的同時發生全廠失電。冷卻劑從壓力腔室泄漏導致反應堆內壓力急劇下降及冷卻劑流過堆芯的反向流動。

表5 事件序列

管道破裂及冷卻劑排放(圖1)導致反應堆壓力急劇下降至反應堆收集腔中的冷卻劑溫度對應的飽和壓力(圖2)。管道破裂的同時發生全廠失電。反應堆收集腔中的冷卻劑排放導致反應堆內壓力急劇下降及堆芯內冷卻劑逆流(圖3)。隨著反應堆上部壓力低于14.70 MPa及反應堆堆功率高于75%Nnom，開始形成第1個應急保護信號(事故開始后0.03 s)。但考慮到按時間形成的第2個信號應急保護動作的條件，控制棒在全廠失電1.9 s后開始插入(圖4)。

圖1 冷卻劑流量隨時間的變化

圖2 堆芯及穩壓器壓力隨時間的變化

壓力下降、堆芯冷卻劑循環中斷導致堆芯散熱變壞，燃料元件表面熱交換出現危機，燃料包殼溫度開始升高。當反應堆內壓力低于安注箱壓力時開始從安注箱輸送硼酸溶液(圖1)，造成燃料包殼溫度下降。

高壓安注和低壓安注泵啟動信號與應急保護信號同時形成。考慮到柴油發電機啟動時間及傳送延時，事故開始后40 s高壓安注和低壓安注泵開始注入硼酸溶液至一回路。硼酸溶液從安注箱注入導致從堆芯出來的熱量短時增大及一回路壓力稍增。硼酸溶液從泵注入促使一回路壓力下降、改善堆芯冷卻并保證反應堆逐步注水(圖5)。從安注箱注入硼酸溶液在事故開始后59 s結束。

圖4 堆芯相對功率隨時間的變化

圖5 堆芯水裝量隨時間的變化

燃料棒包殼最高溫度在第1階段達到1 049 ℃，第2峰值為872 ℃(圖6)。到第170 s達到燃料棒包殼變形條件。由于此階段包殼溫度超過800 ℃，根據實驗數據計算包殼變形率可達28%，燃料棒束流通截面堵塞區為56%。事故發生后370 s，燃料棒的溫度降低到接近冷卻劑的飽和溫度。

事故計算結果表明：1) 所有功率組別的燃料最高溫度不超過初始值；2) 事故分析期間所有能量組別的鈾、釓燃料包殼不超過1 049 ℃；3) 事故分析期間鋯燃料包殼局部氧化深度不超過初始厚度的0.6%；4) 鋯氧化總量不超過堆芯內鋯重量的0.3%，即燃料包殼與冷卻劑相互作用產生的氫數量不超過0.3%。

圖6 燃料包殼溫度隨時間的變化

5 結論

田灣核電站1、2號機組在引入TVS-2M新型燃料組件、采用長周期換料策略后，大破口失水事故仍可滿足驗收準則的要求，堆芯設計具有足夠的安全裕量。

參考文獻：

[1] 濮繼龍. 壓水堆核電廠安全與事故對策[M]. 北京:原子能出版社，1995.

[2] 楊曉強,姚進國,鄭繼業,等. 田灣核電站長周期混合堆芯穩態熱工水力分析[J]. 核安全,2013,12(4):64-68.

YANG Xiaoqiang, YAO Jinguo, ZHENG Jiye, et al. Thermal-hydraulic analysis of mixed core long cycle of Tianwan NPP[J]. Nuclear Safety, 2013, 12(4): 64-68(in Chinese).

[3] 孫吉良,王榮忠. 大亞灣核電站18個月換料大破口失水事故的計算分析[J]. 核動力工程,2002,23(5):49-52.

SUN Jiliang, WANG Rongzhong. Daya Bay Nuclear Power Station 18-months fuel cycles large break LOCA analysis[J]. Nuclear Power Engineering, 2002, 23(5): 49-52(in Chinese).

[4] IAEA. Accident analysis for nuclear power plant[M]. Vienna: IAEA, 2002.