壓水堆核電站大破口失水事故分析

馬勝超，銀華強,*，何學東，李 俊，孟穎超，楊星團，姜勝耀

(1.清華大學 核能與新能源技術研究院，先進核能技術協同創新中心，先進反應堆工程與安全教育部重點實驗室，北京 100084；2.中國核動力研究設計院 核動力設計研究所，四川 成都 610231)

失水事故(LOCA)是反應堆冷卻劑系統壓力邊界破裂導致冷卻劑流失，堆芯失去冷卻的事故，嚴重威脅反應堆的安全。在反應堆設計過程中，失水事故作為設計的基準事故，同時失水事故的安全分析也是核電站最終安全分析報告中必不可少的內容。1974年美國核管會(NRC)發布了輕水反應堆的LOCA分析基本準則，確立了應急堆芯冷卻系統(ECCS)的驗收準則，并于1975年寫入10CFR50.46法規條文，與之相適應的LOCA分析寫入了10CFR50的附錄K[1]。在ECCS的驗收準則中，最重要的指標是燃料元件包殼的峰值溫度(PCT)不超過1 204 ℃。1988年NRC發布了修訂的10CFR50.46規定，在認證級LOCA分析中，保守LOCA分析方法和現實LOCA分析方法均可接受，現普遍認為現實LOCA分析(如最佳估算+不確定性)可提供更大的PCT安全裕度[2]。

有關大破口失水事故分析的研究表明，在大破口發生時，堆芯一旦裸露，其對注水的時機非常敏感，如果時機不對反而會加速堆芯融化[3]。計算分析的主要目的是驗證專用安全設施投入使用后燃料元件包殼的溫度能否超過1 204 ℃的限值，判斷堆芯是否發生沸騰臨界，以及觀察堆芯內含氣率、冷卻劑溫度、流量等值的變化特性。

國內外研究者[4-11]針對大破口失水事故進行了很多試驗研究和計算驗證。駱邦其[12]使用RELAP4/MOD7對秦山二期600 MW核電機組進行了雙端斷裂、冷熱管段同時安注的大破口失水事故計算分析，使用現實統計法程序CATHARE-GB對CPR1000的大破口失水事故進行了計算，其專用安全設施能滿足安全性要求[13]。張龍飛等[14]使用RELAP5/MOD3.2，以美國西屋公司Surry核電站為參考對象進行計算，分別對發生在冷管段和熱管段的25 cm大破口失水事故進行了計算，計算結果表明冷管段破口較熱管段破口更為嚴重。

本文針對西屋公司Zion-1壓水堆核電站的大破口失水事故進行分析計算，在RELAP5參考文件的模型中增加熱管通道，通過改變破口尺寸確定燃料包殼溫度達到最高時的破口尺寸，計算最危險狀態下的燃料包殼溫度變化、冷卻劑溫度變化、堆芯含氣率變化等，以期驗證反應堆專用安全設施對于大破口失水事故的保護作用，為反應堆安全設計、安注和噴淋設施的動作提供參考。

1 RELAP5建模與計算驗證

1.1 RELAP5建模

Zion-1壓水堆核電站是西屋公司設計的4環路壓水堆。該反應堆于1973年12月建成并投入商業運行，1998年2月退役[15]。該反應堆的各項參數列于表1。

本文使用RELAP5/MOD3.2進行計算分析，冷管段大破口失水事故建模的節點圖如圖1所示。對Zion-1壓水堆核電站進行建模，模型包括147個控制體、142個接管和84個熱構件。建立了2個冷卻劑環路，其中1個為破口環路，破口發生在此環路的冷管段。為簡化系統，將未發生破口的3個環路合三為一，稱為完整環路。完整環路的控制體編號從100到194，破口環路的控制體編號從200到294，熱構件用來模擬燃料棒、蒸汽發生器U型管、壓力容器、堆內構件等。破口的節點圖如圖2所示，503閥門連接212和214控制體，用502和505閥門的流通面積模擬破口的尺寸，冷卻劑分別噴放到控制體500和501中。當發生單一破口時，502閥門關閉，503和505閥門打開，冷卻劑噴放至500中；當發生冷管段雙端斷裂事故時，503閥門關閉，502和505閥門打開，安注系統和輔助給水系統連接在214處。堆芯的冷卻劑平均管通道由335控制體表示，所以使用與335并聯的370控制體表示熱管通道，取熱管因子為1.4。

表1 反應堆參數Table 1 Parameter of reactor

1.2 事故瞬態和安全系統動作序列

在破口發生前，反應堆系統處于平衡狀態，堆芯產生的熱量能通過二回路系統載出。破口發生后，反應堆迅速停閉，由于裂變產物的衰變，堆芯仍有一定的功率，如果不及時將這部分熱量載出，堆芯將有被燒毀的危險。停堆信號發出后，安注系統、輔助給水系統等向堆芯注入過冷水，通過與熱組件之間的換熱帶走熱量。大破口后的蒸汽發生器處的傳熱方向取決于一、二回路的相對溫度，為防止向二回路持續地傳入熱量而導致壓力升高，主蒸汽管道閥門關閉，以限制二回路壓力。安注信號觸發了給水隔離的信號，通過觸發關閉主給水隔離閥的信號實現給水隔離。

大破口發生后反應堆將經歷噴放、再灌水、再淹沒、長期冷卻4個階段[13]。反應堆運行在15.6 MPa的高壓下，一旦壓力邊界出現破口，冷卻劑迅速從破口向外噴放，同時伴隨閃蒸現象，噴放所造成的沖擊波將對堆芯造成損壞。隨著壓力的持續降低，堆芯冷卻劑流向出現反轉或停滯，這將導致傳熱惡化，堆芯發生沸騰換熱，產生大量蒸汽阻礙冷卻水的注入，這段時間是堆芯非常危險的時間。隨著蒸汽的溢出，冷卻水再次灌入堆芯，重新將堆芯淹沒，燃料包殼溫度將再次下降。冷卻水持續淹沒堆芯從而達到長期冷卻的目的。

圖1 冷管段大破口系統節點圖Fig.1 System node diagram of large break in cold-leg section

圖2 冷管段破口節點圖Fig.2 Node diagram of break in cold-leg section

當反應堆觸發安全停堆信號時，一回路冷卻劑泵關閉，并持續惰轉一段時間，主泵的惰轉在一定程度上起到緩解事故的作用，RELAP5/MOD3.2中有完整的主泵惰轉程序，能模擬主泵惰轉的過程[16]。當系統壓力降到一定值時，驅動壓頭無法克服流動阻力，則堆芯下降段的流動將停止。堆芯冷卻依靠堆芯補水箱和輔助給水系統從冷管段入口給入，水從堆芯上部流下淹沒堆芯，實現對堆芯的冷卻。破口事故時，反應堆各系統動作的時間序列列于表2。

表2 系統動作序列Table 2 Action sequence of system

1.3 驗證程序計算的正確性

RELAP5/MOD3的用戶手冊中針對Zion-1壓水堆核電站的10 cm中破口事故進行了計算分析[17]，堆芯內平均管燃料包殼的溫度無法表示堆芯中最高的溫度，本文在原來模型的基礎上增加了堆芯熱管通道。因此需要驗證模型計算的準確性。

計算了冷管段10 cm中破口失水事故，計算結果與用戶手冊中數據[17]的對比如圖3所示。可看出，一、二回路系統壓力的計算結果符合很好，破口噴放的流量計算的整體趨勢符合較好，說明增加熱管通道后的計算結果與無熱管時相差不大，該模型能用于大破口失水事故的計算。

a——一回路壓力；b——二回路壓力；c——破口流量圖3 計算結果對比Fig.3 Comparison of calculation results

2 計算結果分析

2.1 破口尺寸的影響

大破口發生后，壓力降低從而觸發停堆信號，反應堆迅速停堆，然后依靠衰變產生剩余的功率，RELAP5中有完整的點堆功率計算模型，計算得到的堆芯功率的變化趨勢示于圖4。

分析的破口發生在一回路主管道冷管段，通常把相當于主管道截面積10%作為大破口和中破口的分界[18-19]，本文Zion-1壓水堆核電站主管道截面積為0.31 m2，對應于截面積10%的破口尺寸為19 cm。由反應堆熱工水力知識可知，燃料棒中心靠上處的溫度最高，將計算模型中代表燃料元件包殼的熱構件劃分為軸向6個節點、徑向17個節點，取節點(軸向4，徑向1)的溫度作為包殼溫度的代表。對比計算冷管段破口直徑為20、30、40、50 cm以及冷管雙端斷裂時堆芯處燃料包殼溫度的變化，以找出最危險的破口尺寸，如圖5所示。可看出，當發生雙端斷裂時，燃料包殼溫度的峰值最大，且包殼維持較高溫度的時間也最長，說明雙端斷裂時反應堆最危險，需要重點分析。

圖4 堆芯功率變化Fig.4 Change of core power

a——平均管包殼溫度；b——熱管包殼溫度圖5 燃料包殼溫度變化曲線Fig.5 Temperature change curve of fuel cladding

從圖5可看出，對于相同尺寸的破口，熱管的包殼溫度明顯高于平均管包殼，且隨破口尺寸的增大，包殼溫度達到峰值的時間變短。其中40 cm破口達到的峰值溫度最小，反而不及20 cm和30 cm破口，這是由于20～30 cm破口尺寸已較接近于中破口，堆芯的壓力下降速率較慢，安注的冷卻水注入堆芯相對困難。不同破口尺寸下一回路壓力的變化如圖6所示。

2.2 冷管段雙端斷裂大破口的計算

從表2可知，當系統壓力降至12.62 MPa時便會觸發安注信號，所以壓力是破口事故后非常重要的參數。從事故發生后系統壓力的變化曲線(圖7a)可看出，冷管段雙端斷裂造成一回路壓力迅速降低，在50 s左右壓力降至0.2 MPa，而后有一個非常小的上升，且在100 s回落至0.2 MPa，并一直維持在此壓力。二回路壓力下降明顯落后于一回路，且破口環路的二次側壓力低于完整環路。從破口管處的安注系統在雙端斷裂事故后注水的流量變化(圖7b)可看出，安注箱ACCUM提供了事故初期主要的注水流量，以緩解堆芯壓力的迅速下降，約在60 s時ACCUM的流量已變得很小，而后的注水主要靠SI安注和Charging補水系統。

圖6 不同破口尺寸下一回路壓力變化Fig.6 Pressure variation of primary loop with different break sizes

圖7 系統壓力和安注流量變化曲線Fig.7 Change curves of system pressure and safety injection flow

圖8為堆芯水位的變化，此處以燃料棒底部為水位零點。可看出事故發生后，由于冷卻劑噴放，堆芯水位迅速降低，堆芯在10～100 s時間內幾乎完全裸露，而后雖然水位有所上升，但處于持續振蕩的狀態。

圖8 堆芯水位變化Fig.8 Change of core water level

圖9 含氣率變化曲線Fig.9 Change curve of void fraction

圖9為堆芯中部和堆芯出口處含氣率的變化。斷裂剛發生時，由于壓力容器迅速泄壓，堆芯內的水迅速噴放出去，可能伴隨閃蒸現象，導致堆芯出口位置含氣率迅速上升為1。安注開始后，堆芯內的含氣率有所下降，但由于沸騰的發生，產生了汽空間，含氣率在50 s后又迅速上升。而后由于堆芯裸露和燃料表面發生沸騰的原因，堆芯出口的含氣率一直較大。從冷卻劑溫度變化曲線(圖10)可看出，堆芯進出口冷卻劑溫度在事故后的變化趨勢基本一致，這也說明堆芯內冷卻劑的流動性非常差，所以在堆芯上下方幾乎無溫差。

圖10 冷卻劑溫度變化曲線Fig.10 Change curve of coolant temperature

圖11為各位置接管處冷卻劑流量的變化。從圖11a可看出，雙端斷裂時兩個斷面的流量都迅速減少，由于斷面502處于安注側，有一部分安注水會從斷面中流出，所以整個事故中斷面502的流量較斷面505高。堆芯上部336組件中的流量可表示流經堆芯的冷卻劑流量，如圖11b中堆芯上部流量所示，可看出其流量在事故發生后迅速下降為0，而后在0附近振蕩，這也印證了上述分析中冷卻劑溫度和堆芯水位等參數的變化趨勢。

a——斷裂處兩端的流量；b——堆芯入口及堆芯上部流量圖11 各接管流量變化曲線Fig.11 Mass flow change curve of each tube

3 結論

1) 增加堆芯熱管的通道，取熱管因子1.4，對冷管段10 cm中破口事故下系統的壓力和破口流量進行了計算，計算結果與RELAP5手冊中的數據符合較好，保證了計算結果的準確性。

2) 計算發現，冷管段雙端斷裂時燃料包殼溫度能達到最高，峰值為641 ℃，且之后一直維持在400 ℃以上的高溫，但未超過1 204 ℃的限值。

3) 由于安注是從冷管段注入，當冷管段發生大破口時，安注流量有相當一部分會從破口處流出，而減少了對堆芯的冷卻。冷卻水主要通過另外3個完整環路的冷管段注入。

4) 破口后壓力迅速降低，一回路壓力維持在0.2 MPa的低壓，堆芯內水位較低，冷卻劑的流動性非常差，這是導致堆芯裸露和燃料包殼溫度居高不下的主要原因。

5) 安注和輔助給水系統的動作對于反應堆大破口失水事故的安全至關重要，計算表明，其動作序列和冷卻水的容量能滿足反應堆安全的要求。