大破口觸發的嚴重事故分析及緩解措施研究

畢金生，靖劍平，石興偉，宋祖榮，胡文超

(環境保護部核與輻射安全中心，北京100082)

大破口觸發的嚴重事故分析及緩解措施研究

畢金生，靖劍平，石興偉，宋祖榮，胡文超

(環境保護部核與輻射安全中心，北京100082)

采用嚴重事故一體化分析程序MELCOR，對國產先進壓水堆核電廠進行系統建模，選取大破口觸發的嚴重事故進行校核計算研究，獲得了嚴重事故工況下核電廠關鍵參數的瞬態特性和非能動系統響應特性，并與安全分析報告中MAAP的計算結果進行了對比分析。結果表明：雖然校核計算結果與安全分析報告中的結果存在一定差異，但總體上事故序列和主要參數的變化趨勢吻合良好，并且都能夠在嚴重事故情況下保持壓力容器和安全殼的完整性，放射性裂變產物釋放量極低，緩解措施的設計能夠有效緩解事故進程，滿足核電廠的安全要求。

嚴重事故；校核計算；MELCOR；緩解措施

核電廠嚴重事故是指核反應堆堆芯大面積燃料包殼失效，威脅或者破壞核電廠壓力容器或者安全殼的完整性，并引發放射性物質泄漏的一系列過程[1]。福島事故以后，人們對核電廠嚴重事故預防及相應的緩解措施產生了廣泛關注，國家核安全當局及公眾對核安全水平的要求也逐漸提高。為了提高安全審評的深度，核安全監管的手段已不限于標準法規的文件審評，還包含了安全審評需要的獨立校核計算。因此，有必要從核安全審評角度對核電廠的典型嚴重事故現象進行獨立校核計算，評價緩解系統設計的有效性，論證其應對嚴重事故的能力，同時也為核電廠的安全審評工作提供支持[2]。

本文選取了以大破口為始發事件，疊加堆芯補水箱(CMT)和安注箱(ACC)失效的堆芯損傷序列為分析對象，采用嚴重事故分析程序 MELCOR 開展分析計算，通過對比核電廠初步安全分析報告的計算結果，驗證設計分析結果的合理性。并通過分析大破口事故工況下，IRWST重力注射與反應堆堆腔淹沒失效時，研究壓力容器失效時的物理過程。

1 嚴重事故分析模型

根據國產先進壓水堆核電廠的設計參數，包括堆芯、一回路、安全殼等參數為基礎，建立MELCOR 程序分析模型。該模型能夠模擬從堆芯裸露、堆芯熔化，到壓力容器失效、熔融物進入安全殼內的整個事故進程。

模型包含整個一、二回路及安全殼系統。其中，RCS部分主要包括壓力容器、兩臺蒸汽發生器、穩壓器、穩壓器波動管、4臺主冷卻劑泵、4條冷管段、兩條熱管段。二回路系統包括主給水系統、啟動給水系統、主蒸汽隔離閥、蒸汽發生器安全閥、汽輪機等。專設安全設施模型包括兩臺堆芯補水箱(CMT)、兩臺安注箱(ACC)、兩條安全殼內置換料水箱(IRWST)重力注射管線、兩條再循環管線、兩條堆腔淹沒管線、自動卸壓系統(ADS)第1級至第4級閥門、非能動余熱排出系統(PRHR)、PCS系統等。在SNAP界面中一、二回路系統及安注系統結塊圖如圖1所示。

圖1 SNAP中主系統結塊劃分Fig.1 Main system node division of SNAP

將MELCOR 程序模型的堆芯及下腔室在軸向上分成15個節點，其中下腔室占2個節點，活性區為11層，燃料元件的上下管座各占1層；徑向共分成7環，分別包含燃料組件5、16、24、32、32、40、44個；壓力容器下封頭沿軸向從里向外劃分為11個溫度節點。堆芯燃料組件徑向環劃分如圖2所示。

圖2 燃料組件劃分Fig.2 Fuel assembly division

2 嚴重事故校核計算分析

在已建立的模型基礎上，采用 MELCOR 程序對大破口事故序列開展分析，并將結果與 MAAP 程序的結果進行對比。選取大破口事故序列進行計算：RCS冷段雙端斷裂，疊加安注系統失效。

2.1 事故序列描述及假設[3]

◆ RCS冷段雙端斷裂

◆ PRHR失效

◆ 2/2 ADS第1級閥門-自動

◆ 2/2 ADS第2級閥門-自動

◆ 2/2 ADS第3級閥門-自動

◆ 4/4 ADS第4級閥門-自動

◆ 1/2 CMT有效

◆ 0/2 ACC有效

◆ 1/2 IRWST重力注射管線有效

◆ 1/2 IRWST再循環管線有效

◆ 氫氣點火器有效

◆ 堆腔淹沒系統不是必要的(IRWST重力注射成功)

不考慮安全殼失效，因而釋放類別為IC。然而，假定安全殼正常泄漏。

2.2 事故進程分析

采用MELCOR程序對大破口事故序列開展嚴重事故分析，分析結果如下：在0s時刻主管道冷段發生大破口，大量冷卻劑迅速從破口向外流出，高溫高壓的一回路水進入安全殼內發生閃蒸，在1.9s時刻，反應堆緊急停堆，同時由于安全殼高壓力信號觸發 PCS 系統啟動，CMT 投入運行，主泵開始惰轉。由于冷卻劑快速不斷地從破口流出，在21s時刻堆芯開始裸露。在520.4s時刻，CMT達到低-1水位觸發ADS1、2、3級的啟動信號，ADS1延遲72s開啟(592.4s)，ADS2延遲212s開啟(732.4s)、ADS3延遲332s開啟(852.4s)；由于事故假設破口較大，RCS 冷卻劑持續從破口流出，CMT 液位仍不斷下降。在1034.9s時刻，由CMT低-2水位信號觸發ADS第4級閥門開啟。由于第 4 級ADS 閥門的面積較大，使 RCS 壓力快速下降為安全殼壓力，重力注射管線IRWST自動開啟。由于冷卻水進入壓力容器內持續冷卻堆芯熔融物，只有部分熔融物遷移至下封頭，并且壓力容器在事故下始終保持完整。在整個過程中，安全殼壓力一直處于安全限值之下，安全殼保持完整，向環境的釋放始終處于正常泄漏狀態。大破口事故序列下的主要事件進程與MAAP程序的對比見表1。

表1 大破口事故序列主要進程

通過對比分析可知，兩程序計算的主要事故進程基本一致，模擬了堆芯失水裸露、CMT非能動補水、4級ADS泄壓、IRWST重力注水、安全殼升壓的全過程。其中值得注意的是，MELCOR程序計算的堆芯熔融物開始向反應堆下腔室遷移的時間略早于MAAP程序。主要是由于兩程序在模擬此行為的計算模型有所差異導致的，MAAP程序模擬堆芯熔融物主要通過側向遷移的模式進入下封頭，而MELCOR程序沒有側向遷移模型，熔融物直接向下遷移[4-8]。

圖3至圖8為兩程序計算的主要特征參數對比圖，可以看到主要特征參數的變化趨勢也都基本一致，其中計算獲得的堆芯水位、IRWST水位、重力注射流量等參數與MAAP程序結果符合良好。具體分析如下：

圖3為RCS壓力的變化趨勢圖，兩程序計算得到的一回路壓力的變化趨勢基本一致，在0s時刻一回路冷管道發生大破口后，幾十秒內有大量冷卻劑從破口噴出，導致一回路系統迅速降壓，(從15MPa降到1MPa以下)，最終壓力趨于平穩在0.2MPa左右。

圖3 RCS壓力變化趨勢圖Fig.3 Trend of RCS pressure change

圖4為IRWST重力注射流量的變化趨勢圖，當CMT達到低2水位時，觸發ADS4閥門開啟，一回路繼續降壓，當壓力降為接近外部空間壓力時IRWST重力注射管線開啟。IRWST從1000s左右重力注射開始，IRWST水箱中的水以150kg/s的流量向堆芯注入，隨后注入的流量逐漸降低，15000s后流量保持絕對值在0～30kg/s范圍內波動。主要是因為隨著IRWST水箱中的水開始注入堆芯，堆芯水位不斷上升，IRWST水位下降，同時由于破口的存在，雖然堆腔淹沒管線失效，但冷卻劑通過大破口不斷流入堆腔，堆腔水位也隨之上升，最終三者的水位保持相對平衡的狀態。

圖 4 重力注射流量變化趨勢圖Fig.4 Trend of gravity injection flow change

圖5至圖7分別為堆芯水位，堆腔水位及IRWST水箱水位的變化情況。綜合來看，最初堆芯水位在大破口發生后迅速降低，但隨著安注系統的CMT和IRWST開始向堆芯注水，堆芯水位快速回升，并在較短時間內實現再淹沒過程；隨著冷卻劑不斷從破口處流出，堆腔中的水位不斷上升，并且在10900s之后堆腔水位達到RCS熱管標高(8.658m)，壓力容器外表面得到充足的外部冷卻，成功使堆芯熔融物滯留在反應堆壓力容器內，壓力容器保持完整。IRWST在事故初期就開始向堆芯重力注水，同時冷卻劑不斷從破口流入堆腔，所以對于大破口事故，只要IRWST重力注水有效，不需要通過堆腔淹沒管線的投入也可以實現堆腔淹沒功能。

圖5 堆芯水位變化趨勢圖Fig.5 Trend of core water level change

圖6 堆腔水位變化趨勢圖Fig.6 Trend of Pile water level change

圖7 IRWST水位變化趨勢圖Fig.7 Trend of IRWST water level change

在兩個程序中都模擬了PCS功能，從圖8安全殼壓力的變化趨勢圖中可以看到，PCS系統的模擬效果都比較理想，事故發生后安全殼壓力整體呈下降趨勢，并最終趨于平穩狀態，安全殼壓力一直處于安全限值之下，不存在安全殼失效的風險。

圖 8 安全殼壓力變化趨勢圖Fig.8 Trend of Containment pressure change

3 壓力容器失效過程分析

嚴重事故的緩解策略之一是：對于大多數嚴重事故序列，通過淹沒反應堆堆腔并使壓力容器外表面淹沒在水中，使堆芯熔融物滯留在反應堆壓力容器內。熔融物堆內滯留措施的成功實施需要滿足兩個條件：1) 反應堆冷卻劑系統完全降壓；2) 堆腔內的水位達到熱管段處[9，10]。

為了研究壓力容器的失效物理過程，在之前選取的大破口事故序列基礎上(堆腔淹沒失效)，假設兩條IRWST重力注射管線全部失效，堆芯無法得到長期冷卻，僅從破口釋放的冷卻劑不足以使堆腔水位達到熔融物堆內滯留策略所需的水位高度，壓力容器外表面的冷卻能力不足，下封頭內壁面發生熔化而變薄，最終使得壓力容器壁面產生破口。對于該事故工況，熔融物堆內滯留策略是無法成功的。通過計算得到壓力容器破口位置及破口大小隨時間變化如表2所示。

表2 壓力容器失效進程

圖9為壓力容器破口面積隨時間的變化，最初在8032.4s時開始在下封頭徑向第4環位置發生蠕變失效，但破口面積很小，僅為0.0079m2。之后隨著大量熔融物開始通過破口向堆腔噴放，破口面積瞬間擴大到0.603m2，隨后相繼在下封頭徑向第5環、第3環和第6環的位置也發生蠕變失效，但破口面積相差不大。

圖 9 破口面積隨時間變化Fig.9 Changes of broken area with time

圖10為從破口噴入到堆腔內的熔融物累積總質量隨時間的變化，從13426.5s開始有大量熔融物通過破口噴入堆腔內，之后堆腔內累積的熔融物質量變化也相對平緩，最終穩定在57246.6kg。

圖 10 噴放到堆腔內的熔融物總質量隨時間變化Fig.10 Total mass changes of the melt sprayed into the stack with time

圖11為IRWST水箱和堆腔水位隨時間的變化，由于IRWST重力注射管線和堆腔淹沒管線都無法正常啟動，內置換料水箱的水位基本保持不變，維持在17m左右，少量的波動是由于ADS1、2、3級泄壓把冷卻劑排放到IRWST水池中所致。

圖 11 IRWST水位及堆腔水位隨時間變化Fig.11 Changes of IRWST water level and pile water level with time

堆腔水位先緩慢增長，最高水位達到1.3m左右，之后有所降低，最終趨于穩定在0.4m左右。由于堆腔淹沒管線失效，同時IRWST重力注射也無法注入，僅從破口流出的冷卻劑無法提供充足的外部冷卻流量。堆腔水位無法淹沒到RCS熱管高度(8.658m)，不滿足熔融物堆內滯留措施的成功條件，最終壓力容器發生失效。堆腔水位最初的增長是由于冷卻劑從管道破口流出流入堆腔，隨著壓力容器失效，壓力容器內的熔融物通過破口落入堆腔內，熔融物與堆腔內的冷卻劑反應產生蒸汽，堆腔水位降低。

4 結論

本文利用MELCOR程序對國產先進壓水堆核電廠進行系統建模，選取安全分析報告中大破口觸發嚴重事故的基本假設，開展嚴重事故的獨立校核計算，并與安全分析報告的結果進行比對分析，得到以下主要結論：

(1) 校核計算結果與安全分析報告結果符合良好，事故序列與主要參數的變化趨勢基本一致，存在的個別偏差可歸結為程序模型或個別參數選取上的差異，安分報告中該事故的分析結果合理可信。

(2) 在大LOCA事故進程中，冷卻劑通過破口直接進入堆腔，只要IRWST重力注射正常啟動，不需要通過堆腔淹沒管線的投入也可以實現堆腔淹沒功能。通過壓力容器的外部冷卻，把熔融物滯留在壓力容器內，這一嚴重事故管理策略可有效地防止壓力容器失效。

(3) 現有的安全系統設計可以有效防止壓力容器熔穿，避免發生某些與安全殼完整性相關且具有很大不確定性的壓力容器外的嚴重事故現象，以保持安全殼的完整性，降低大量放射性裂變產物向環境釋放的可能性。

[1] 俞爾俊，李吉根. 核電廠核安全[M]. 北京：原子能出版社，2010.

[2] Attachment to letter from D. M. Crutchfield, Office of Nuclear Reactor Regulation, to E. E. Kintner, Advanced Light Water Reactor Steering Committee, “Major Technical and Policy Issues Concerning the Evolutionary and Passive Plant Designs,” dated February 27, 1992.

[3] Advanced Light Water Reactor Utility Requirements Document, Volume Ⅲ Passive Plant 1, Appendix A, PRA Key Assumptions and Groundrules, Rev. 8, Electric Power Research Institute, March 1999.

[4] MAAP4 User’s Manual, EPRI, 2005.

[5] “MELCOR Computer Code Manuals,Vol. 1： Primer and Users’Guide” Version 1.8.6, Sandia National Laboratories, September, 2005.

[6] 王高鵬；劉長亮；葉忠昊. 小破口引發的嚴重事故工況及事故緩解的研究[J]. 核科學與工程, 2011(01).

[7] 張琨，曹學武. 壓水堆核電廠高壓熔堆嚴重事故序列分析[J]. 原子能科學技術，2008,42(6).

[8] Angelini, S., et al., The Mechanism and Prediction of Critical Heat Flux in Inverted Geometries[J]. Nuclear Engineering and Design, 2000, 200： 83-94.

[9] Theofanous, T.G., et al., In-Vessel Coolability and Retention of a Core Melt. DOE/ID-10460, July 1995.

[10] 文青龍；陳軍；盧冬華；趙華. 嚴重事故條件下壓力容器完整性評價的研究進展[J]. 核科學與工程, 2011(03).

ResearchonSevereAccidentInducedbyLBLOCAandMitigation

BIJin-sheng,JINGJian-ping,SHIXing-wei,SONGZu-rong,HUWen-chao

(Nuclear and Radiation Safety Center, Beijing 100082，China)

Based on the severe accident analysis code MELCOR, it model the nuclear power plant system and select the severe accident induced by large break loss of coolant accident (LBLOCA)for the comparative calculation research. Some key transient parameters and passive systems response were obtained, and the results were compared with the MAAP in safety analysis report. The results show that： Although there are some differences in the comparative calculation results and the safety analysis report, the overall trend of the main parameters and the accident sequence are in good agreement. The safety features can effectively alleviate the accident process, maintaining the integrity of the pressure vessel and containment under the severe accident condition, radioactive fission products release very low. The design of the nuclear power plant system can meet the needs of safety.

Severe accident; Comparative calculation; MELCOR code; Mitigation

2017-03-11

大型先進壓水堆及高溫氣冷堆電站國家科技重大專項：CAP1400安全審評關鍵技術研究(2013ZX06002001)

畢金生(1987—)，男，北京人，碩士，工程師，現從事核電廠安全分析與審評工作

胡文超:huwenchao20@126.com

TL33

：A

：0258-0918(2017)04-0597-07