百萬千瓦級壓水堆嚴重事故后再注水的有效性評價

百萬千瓦級壓水堆嚴重事故后再注水的有效性評價

胡嘯，黃挺，裴杰，陳煉

(國核華清(北京)核電技術研發中心有限公司，北京102209)

摘要：根據現有的設計資料，使用一體化嚴重事故分析程序MELCOR1.8.6建立了核電廠一、二回路系統，非能動堆芯冷卻系統和安全殼系統的模型，并模擬冷段2英寸(5.08 cm)小破口疊加重力注入失效的嚴重事故發生后，將冷卻劑注入堆芯的情形，分析其對嚴重事故進程的緩解能力。本文選取3個嚴重事故的不同階段，將冷卻劑分別以小流量(10 kg/s)、中流量(50 kg/s)和大流量(200 kg/s)的速率注入堆芯，通過比較氫氣產生量、堆芯放射性產生量及堆芯溫度等數據來評估在嚴重事故不同階段再注水的可行性。結果表明：在堆芯損傷初期，可認為10 kg/s以上的流量足以冷卻百萬千瓦級事故安全。而當嚴重事故發展到堆芯開始坍塌階段，200 kg/s的注水流量可認為是基本可行的，而小于此流量的注水應慎重考慮。

關鍵詞：MELCOR；嚴重事故；再注水；嚴重事故緩解

中圖分類號：TL328；TB303 文獻標志碼：A

收稿日期：2014-07-21;修回日期：2014-12-19

基金項目：國家科技重大專項資助項目(2011ZX06004-008)

doi：10.7538/yzk.2015.49.11.2069

Water Reflooding Effectiveness Assessment

for 1 000 MWe PWR under Severe Accident Condition

HU Xiao, HUANG Ting, PEI Jie, CHEN Lian

(StateNuclearPowerTechnologyR&DCentre,Beijing102209,China)

Abstract:The MELCOR1.8.6 code was applied to a severe accident model of a 1 000 MWe PWR which includes primary system, secondary system, passive core cooling system and containment system. For the transient case, a small break LOCA with 2 inch (5.08 cm) break at the cold leg concurrent with failure of gravity injection was selected. After the core was damaged due to the failure of gravity injection, it was assumed that the coolant was injected into the pressure vessel, and then the water reflooding effectiveness was evaluated and analyzed. In this calculation, the coolant injection into reactor core with the small (10 kg/s), medium (50 kg/s) and large (200 kg/s) mass flow rates respectively at 3 different time stages of the severe accident was simulated. The effectiveness of water reflooding was assessed through hydrogen production, radioactive materials released from core, and core temperature. The results show that the mass flow rate above 10 kg/s is believed to be efficient for cooling a 1 000 MWe reactor at the beginning of core damage. However, with the accident developing to core relocation, a large mass flow rate of 200 kg/s is considered to be applicable for core cooling. As a result, the mass flow rate below this value should be carefully considered when injecting water into the core.

Key words：MELCOR; severe accident; water reflooding; severe accident mitigation

2011年3月11日福島核事故對核安全設計理念、嚴重事故預防和緩解等方面帶來了教訓和借鑒，提出了新挑戰。需要重新審視嚴重事故管理導則(SAMG)，尤其是極端嚴重事故管理導則(EDMG)。嚴重事故時堆芯的長期冷卻問題面臨重大挑戰，對嚴重事故緩解措施的研究勢在必行。

MELCOR1.8.6程序是一完整的第2代系統分析程序，由桑地亞(Sandia)國家實驗室(SNL)為美國核管會開發的第2代系統分析程序，能模擬輕水堆嚴重事故進程的主要現象，并能計算放射性核素的釋放及其后果[1]。

本文采用MELCOR1.8.6程序探討一種針對大型非能動先進壓水堆的嚴重事故緩解措施。假設嚴重事故條件下，水源可用，如安全殼冷凝水、海水等，將這部分水源注入堆芯，探討其對嚴重事故的緩解能力是本文研究的重點。

1再注水相關試驗

CODEX、PARAMETER、CORA、QUENCH等試驗研究了不同堆芯損壞階段注水對于氫氣產生和堆芯損壞進程的影響[2]。圖1為注水試驗結果匯總。圖1中橢圓內區域表示事故序列分析可覆蓋區，T、L、P、Q、X、C為不同試驗標號。試驗結果表明：當溫度小于2 200 K且注水量充足的情況下，注水過程對堆芯冷卻的不利影響是可忽略的；但當溫度大于2 200 K時，注水過程很難預測，注水結果非常依賴于堆芯結構尺寸、再注水流量、注水位置(上部、下部)、系統壓力、燃料類型等。在這種極端情況下，氫氣產生量的確定非常困難。

圖1　注水試驗結果匯總 Fig.1　Summary of water reflooding experiment results

此外，OECD ISP-45[1]對于目前的分析能力進行了總結，認為熱工水力系統程序可對堆芯輕度損壞條件下的再注水過程進行模擬，但再注水條件下燃料棒和吸收棒的行為還需進一步討論。

總之，在嚴重事故的不同階段，降低或停止事故最重要的手段就是盡早向堆芯注入大量的水。如果向損壞堆芯以較慢速度注水，將會產生大量氫氣；反之，如果快速地注入大量的水可快速降低包殼溫度，雖然可能會引起堆芯結構的損壞，但事故會被緩解且只產生少量氫氣。

2MELCOR模型及事故工況描述

2.1MELCOR模型

1) 堆芯

堆芯的結構特征在此模型中進行了詳細的描述。MELCOR中COR模塊的輸入包括燃料組件的幾何結構、燃料質量、包殼質量、毒物質量、支撐格架質量等數據。157組燃料元件在徑向上劃分為5環，軸向上劃分為10段(圖2)。堆芯網格的劃分是計算堆芯網格關鍵參數的主要依據，且詳細的堆芯網格劃分可較精確地模擬堆芯損傷過程及再注水傳熱等機理[3]。

除堆芯燃料組件的排布外，還對徑向和軸向的功率分布、放射性物質初始存量、衰變熱等進行了描述。軸向(圖3a)和徑向(圖3b)功率分布依據現有設計參數。放射性物質存量的計算則是基于ORIGEN放射性堆芯活度的分析結果、核素衰變常量及原子質量。衰變熱曲線為ANS標準衰變熱曲線[4]。

2) 冷卻劑系統及非能動系統

冷卻劑系統模擬了壓力容器、堆芯通道、2個冷卻劑環路(2個熱管和4個冷管)、蒸汽發生器(SG)和主泵。

圖2　堆芯徑向網格劃分 Fig.2　Core radial nodalization profile

圖3　堆芯軸向和徑向功率分布 Fig.3　Profiles of axial power and radial power

非能動系統模擬了2個堆芯補水箱(CMT)、2個安注箱(ACC)、1個堆芯換料水箱(IRWST)、非能動余熱排出(PRHR)系統和自動降壓系統(ADS1～4)及相應的閥門及管道。

3) 安全殼系統

安全殼由兩層組成，其內層為帶橢球型封頭的圓柱形鋼制容器，外層為鋼筋混凝土屏蔽構筑物。鋼制安全殼是阻止放射性物質向環境釋放的屏障，同時也是最終熱阱的非能動安全級換熱界面。安全殼模型示于圖4。

2.2計算矩陣及事故進程

根據AP1000的PSA報告，一回路小破口失水事故(SBLOCA)導致的堆熔概率(CDF)約占總堆熔概率的7.5%，這其中由ADS4失效貢獻的堆熔概率占小破口堆熔概率的50%以上。由此，選擇SBLOCA疊加重力注入失效作為嚴重事故序列。為評估嚴重事故后壓力容器內再注水的有效性，進行了如下工況的計算：選取3個時間點5 000、10 000、15 000 s作為嚴重事故的不同階段，分別注入10、50和200 kg/s的冷卻劑。根據計算結果，5 000 s對應燃料棒損傷階段，10 000 s對應堆芯坍塌階段，15 000 s對應局部形成碎片床階段。根據上述相關試驗劃分依據，10 kg/s為低流量注入，50 kg/s為中流量注入，200 kg/s為高流量注入。計算矩陣列于表1。

圖4　安全殼節點劃分 Fig.4　Containment nodalization profile

注入流量/(kg·s-1)不同注入時間(s)下的矩陣劃分5000100001500010低流量/堆芯損傷階段低流量/堆芯坍塌階段低流量/局部碎片床階段50中流量/堆芯損傷階段中流量/堆芯坍塌階段中流量/局部碎片床階段200高流量/堆芯損傷階段高流量/堆芯坍塌階段高流量/局部碎片床階段

SBLOCA發生后，系統壓力迅速降低，當降至某整定值時，進而引發停堆、停泵、停主給水、安注等一系列動作，事故進程列于表2。表2中，CET為堆芯出口溫度。

表2　事故分析中主要安全系統動作信號 [4-5]

3計算結果及分析

本工作計算的結果著眼于堆芯損傷后的過程，通過專設的再注水水箱向壓力容器內注水，通過比較堆芯溫度、堆芯氫氣產生量和放射性物質產生量來評價再注水的有效性。在本文中，共進行了10種事故序列的計算，其中1種為未注水的標準事故序列，其余9種為不同時間、不同流量的注水工況。由于10種工況在注水前(5 000 s)的計算結果完全一致，故在本文中，僅給出未注水工況的計算結果。

破口發生后，系統壓力迅速下降(圖5)，圖5a顯示了0～2 000 s時的系統壓力，圖5b顯示了2 000 s以后壓力并與5 000 s時以200 kg/s的速率注水后的壓力進行對比。壓力降至7.5 MPa時，進入平臺期(圖5a)。此時，堆芯產生的熱量與破口帶走的熱量平衡，故壓力保持平衡。隨著CMT水位的下降，ADS1開啟后，平臺期結束，壓力快速下降。系統壓力在5 000 s和7 000 s左右形成兩個壓力峰值(圖5b)，這可能是因為高溫堆芯與水接觸，產生大量蒸汽導致系統壓力上升。通過對比未注水時的壓力與最早時刻、最大流量注水情況下的壓力可知，注水造成系統壓力增大約0.8個大氣壓。

圖5　一回路系統壓力 Fig.5　Primary system pressure

隨著S信號的觸發，CMT隔離閥開啟(圖6)，開始向堆芯注入。CMT液位的下降，觸發ADS1～3閥門開啟(圖7)，導致壓力快速下降至4.83 MPa后，安注箱在氮氣壓力的作用下注入堆芯。CMT注入持續約30 min，ACC注入持續約16 min。隨著CMT液位的持續下降，ADS4觸發(圖7)，ADS4噴放時間約為10 min。觸發IRWST向堆芯注入信號，但由于IRWST注入管線機械失效，使其無法注入堆芯。由于IRWST的注入失效，堆芯逐漸裸露并發生堆芯損傷。當堆芯出口溫度達922 K時，觸發堆腔再淹沒信號，使IRWST中的水注入堆腔。另外，由于地坑再循環管線同樣失效，堆腔內的水無法通過地坑進入壓力容器內，故壓力容器內未實現再淹沒。在這種情況下，選取3個事故階段，分別以低(10 kg/s)、中(50 kg/s)、高(200 kg/s)流量的冷卻劑直接注入堆芯(圖8)。為此，在本次計算中另外假設了1組安注系統。此系統直接與DVI管線相連，通過程序的控制邏輯實現不同時間和不同流量的注入。圖例中“5 000-10”表示再注水水箱在5 000 s時注入，注入流量為10 kg/s，余同。

圖6　CMT和ACC水裝量 Fig.6　Water inventory in CMT and ACC

圖9示出10種工況下堆芯某網格內流體的溫度。從圖中可看出：注水后，堆芯溫度均較未注水的工況有了明顯降低。低流量的注入同樣足夠使堆芯冷卻，只是較其他流量的冷卻速率慢。不同的注入時間之間差別并不明顯。

圖10a、b示出小流量和中流量在不同時間注入對堆芯氫氣產生量的影響。從未注水工況可看出，氫氣的集中產生期在8 000～15 000 s之間。在8 000 s之前的注水對氫氣產生量的影響最大，效果最為明顯，將氫氣產生量維持在較低的水平。15 000 s時，氫氣產生量基本達到最大值，故此時的注水對氫氣產生量影響較小，因此其對氫氣源項的緩解作用較小。10 000 s時的注水情況在圖10c中給出，此時注水產生的情況較為復雜，不同流量之間的差別也較大。高流量的注水迅速終止了氫氣的繼續產生，對氫氣源項的緩解作用最為明顯。低流量的注水并沒有迅速終止氫氣的產生，直到12 000 s左右才使氫氣產生速率降到較低的水平，且在該時期，氫氣產生量也存在較大的不確定性，有時高于未注水工況，有時低于未注水工況。所以，此時低流量的注水會對氫氣源項產生一定的不確定性。

圖7　ADS1～4噴放流量 Fig.7　Mass flow rate through ADS1-4

圖8　再注水水箱注入時間及流量 Fig.8　Time and mass flow rate of water reflooding

圖9　堆芯某網格內流體的溫度 Fig.9　Fluid temperature in one core cell

圖10　小流量(a)、中流量(b)和10 000 s(c)注水情況下的氫氣產生量 Fig.10　Hydrogen productions in low (a), medium (b) mass flow rates and 10 000 s (c) water injection cases

再注水對堆芯放射性物質釋放量的影響示于圖11。從圖11a可看出，5 000 s和15 000 s兩個時間的注水成功終止了堆芯放射性物質的釋放，而10 000 s時的注水雖未終止放射性物質的釋放，但降低了釋放的速率。從圖11b可看出，只有5 000 s的注水終止了放射性物質的釋放，而10 000 s和15 000 s的注水則是降低了放射性物質的釋放量。但其變化趨勢不同，10 000 s注水后，放射性物質的釋放速率降低，5 000 s后基本得到緩解。15 000 s注水后，放射性物質釋放很快被緩解，但在17 000 s時又重新開始釋放。這種不同時間、相同流量產生不同效果的原因可能是因為在不同時間堆芯處于不同的釋放階段，且釋放出的物質也不相同，所以其釋放行為也有所差別。

通過對比圖11c、d可發現，在10 000 s注水的情況下，高流量極大地緩解了放射性物質的繼續釋放，而在15 000 s注水的情況下，低流量極大地緩解了放射性物質的釋放。這可能是由于在15 000 s時高流量可能將一些沉積在堆芯的放射性物質帶出堆芯；而10 000 s時，高流量迅速終止了堆芯進一步的損傷。故其在不同時間對放射性物質影響不同?？傮w來說，200 kg/s的注水流量下，放射性物質的釋放量最低，故認為在堆芯進入坍塌階段，200 kg/s的注水流量可有效緩解事故。

圖11　小流量(a)、中流量(b)、10 000 s(c)和15 000 s(d)注水情況下堆芯放射性物質釋放量 Fig.11　Radionuclide releases in low (a), medium (b) mass flow rates, 10 000 s (c) and 15 000 s (d) water injection cases

4結論

1) 注水后，會導致一回路壓力上升，上升量約為0.8個大氣壓，對安全殼完整性威脅不大。

2) 注水后，堆芯溫度顯著降低，流量越大，堆芯冷卻得越快，效果越明顯。

3) 不同時期的注水對于氫氣的產生是有所不同的，注水越早，對氫氣產生的抑制作用越明顯。5 000 s時的注水均成功抑制了氫氣的產生，而10 000 s和15 000 s的注水，對氫氣的產生造成了一些不確定性的影響。但總體趨勢是朝著有利的方向發展的。5 000 s時，堆芯溫度較低，注水很快將堆芯冷卻，這與類似試驗得到的結果一致。

4) 5 000 s注水成功終止了放射性物質的繼續釋放，3種流量的情況均迅速終止了放射性物質的繼續釋放。而在10 000 s和15 000 s時，3種注水流量均沒能終止放射性物質的繼續釋放，200 kg/s的注水效果總體好于其他兩種流量的效果，但高流量的注水也可能有利于將沉積于堆芯的放射性物質帶出堆芯。其他兩種注水流量在曲線上有所交叉，效果不便評價。

綜上所述，計算得到的結果基本符合試驗所得的結論。在堆芯損傷初期，可認為10 kg/s以上的流量足以冷卻百萬千瓦級事故安全，而當嚴重事故發展到堆芯開始坍塌階段，200 kg/s的注水流量可認為是可行的，而小于此流量的注水應慎重考慮。

參考文獻：

[1]MELCOR computer code manuals, V1.8.6[M]. USA: Sandia National Laboratories, 2005.

[2]SEHGAL B R. Nuclear safety in light water reactor[M]. USA: Academic Press, 2012: 104-109.

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[5]Westinghouse Electric Compamy LLC. AP1000 probablilistic risk assessment[R]. USA: Westinghouse Electric Compamy LLC, 2003.