小型堆非能動安全系統初步設計

王 玨，陳力生，蔡 琦，張曉輝

(1.海軍工程大學 核科學技術學院，湖北 武漢 430033；2.武漢第二船舶設計研究所，湖北 武漢 430064)

設置非能動安全系統是提高核電廠安全性和先進性的有效手段。對于陸上核電廠，全標等[1]以1000 MW級核電廠為對象，通過失水事故分析安全殼早期熱工響應，以優化抑壓系統的設計。李軍等[2]歸納了國內外不同非能動安全殼系統設計的優劣，并針對鋼制和混凝土安全殼提出了優化方案。鄒杰等[3]針對1 000 MW級核電廠建立了一體化程序分析模型，對不同事故序列下的氫氣濃度控制進行模擬，驗證了非能動氫氣復合器的有效性。上述研究主要針對單個安全系統開展，未充分考慮研究對象與其他系統的協同運行，以及安全系統的整體配置。

對于小型駁船式核電廠,受運行環境和設備空間的限制，能動系統的可靠性將面臨更多挑戰，開發一系列替代性的非能動安全系統具有現實的工程價值。鑒于此，本文結合小型堆的設計特征，以安全分析為導向，從駁船式核電廠總體設計的角度提出多個非能動安全系統的設計方案，并對其有效性開展初步論證。

1 系統初步方案

本節提出安全系統初步設計方案，并對各系統在事故工況下的協同運行開展分析。

1.1 初步方案概述

駁船式核電廠非能動安全系統擬設計為以下六個。

中壓安注系統主要由利用氮氣加壓的安注箱及相關管線和閥門組成，當一回路系統壓力低至設定值時，隔離閥開啟，安注箱內的氮氣驅動安注水進入一回路冷管段，進而流入堆芯進行冷卻。

安全殼抑壓系統主要由抑壓水池、抑壓管道及真空破壞閥組成，在發生一回路或二回路質能釋放時，利用壓差將安全殼內的高溫高壓蒸汽通過抑壓管道導入水池進行冷卻，避免安全殼早期失效。真空破壞閥用于水池超壓保護，壓力達到設定值時自動開啟。

二次側非能動余熱排出系統主要由冷凝換熱器、換熱水源貯存箱和蒸汽、冷凝管線組成，并通過隔離閥與蒸汽發生器進出口相連。冷凝換熱器布置高于蒸汽發生器，蒸汽、冷凝管線的電磁隔離閥開啟后，能夠分別建立蒸汽上升段和冷凝水下降段，形成自然循環。堆芯衰變熱經由蒸汽發生器導出至換熱水源貯存箱，并最終排向大氣。換熱水源貯存箱位于船舷側，且具有一定的高度，冷凝換熱器浸泡于水箱中。

非能動堆腔注水系統借用抑壓系統水源，抑壓水經安全殼地板、一次屏蔽和壓力容器支撐件進入堆腔后，通過蒸發換熱對下封頭實施冷卻。

非能動消氫系統由非能動氫氣復合器組成。當安全殼內氫氣濃度達到0.2%體積濃度時自動開啟。復合器布置于安全殼中部和頂部操作平臺。

非能動安全殼冷卻系統主要由安全殼頂部水箱組成。本文研究對象的安全殼為方型結構，頂部平臺方便設計為水箱，且箱底與安全殼頂部的一體化結構利于事故下傳熱。

1.2 系統協同運行

上述6個非能動安全系統既用于應對設計基準事故，也用于預防和緩解嚴重事故。通過各系統的協同運行，有效執行安全功能。在容量配置充足、互不干擾功能執行的情況下，不同系統在特定工況下可以共用部分設備，實現空間利用最大化。

在設計基準工況下，中壓安注系統用于緩解堆芯損傷，確保燃料包殼峰值溫度不會超限。同時，為避免質能釋放導致安全殼早期失效，設置抑壓系統冷卻安全殼大氣環境。

在超設計基準工況下，當喪失所有交流電力時，二次側非能動余熱排出系統及時啟動，以帶走衰變熱。如該系統故障導致工況演變為嚴重事故時，非能動堆腔注水系統借助抑壓系統的水源，將堆腔淹沒以避免壓力容器被熔穿。同時，設置消氫系統消除事故下的產氫，并借助安全殼頂部水箱導出殼內熱量，避免安全殼因超壓而失效。

2 事故分析論證

針對各安全系統的設計功能，本文選取冷管段雙端剪切大破口失水事故作為設計基準包絡工況，對中壓安注系統和安全殼抑壓系統進行容量論證；選取全廠斷電作為超設計基準的嚴重事故工況，對二次側非能動余熱排出系統、非能動安全殼冷卻系統、非能動消氫系統和非能動堆腔注水系統進行有效性分析。

2.1 計算模型

本文采用RELAP5計算設計基準大破口失水事故工況下的系統響應和質能釋放，由MELCOR程序計算上述事故中安全殼內熱工水力響應，和嚴重事故工況下的系統響應。計算模型如下。

2.1.1 主系統模型

主系統模型如表1所示，包括反應堆、一回路、二回路、專設安全設施和反應堆保護系統，對應節點簡圖如圖1所示。

圖1 主系統模型節點圖(含穩壓器環路)Fig.1 Node of primary system (PRZ loop)

表1 主系統模型Table 1 Primary system models

經穩態調試，關鍵參數的偏差均在允許誤差范圍內，如表2所示，具備瞬態事故分析條件。

表2 模型穩態參數偏差Table 2 Parameters for the steady-state qualification

2.1.2 安全殼模型

分析對象的安全殼借鑒成熟沸水堆的設計，殼內分為干井區和濕井區，干井區為系統、設備和大氣空間，濕井區為抑壓水池。節點簡圖如圖2所示，建模對象如表3所示。

表3 安全殼模型構成Table 3 Containment system models

圖2 安全殼模型節點圖Fig.2 Node of containment system

2.2 大破口失水事故下容量論證

本節對大破口失水事故的分析包括堆芯響應和安全殼響應兩部分，分別對中壓安注系統和安全殼抑壓系統開展設備容量論證。

2.2.1 堆芯響應分析

為確保分析結果的保守性，本節堆芯響應分析的基本假設包括：

(1)假想主管道冷管段發生雙端剪切斷裂；(2)堆芯初始功率為100%額定功率+最大偏差；(3)采用最小的負反應性反饋；(4)衰變熱模型采用ANS5.1—1971標準[4]；(5)破口處壓力采用與MELCOR程序迭代的計算值；(6)反應堆停堆、主泵停運、主給水隔離和主蒸汽隔離考慮一定的延遲；(7)安注系統考慮單一故障；(8)假設蒸汽發生器堵管率為10%。

計算結果顯示：

0 s，主管道冷段發生雙端剪切破裂，一回路冷卻劑大量噴放進入安全殼，系統壓力迅速下降。由圖3和圖4可知，5 s前后，堆芯水位降至最低值，約10%滿水位，此時燃料包殼峰值溫度達到最大值，約1 300 K。8 s左右，中壓安注系統達到啟動閾值，安注箱水源經氮氣驅動進入一回路系統。伴隨安注水源的不斷注入，堆芯水位逐漸回升，燃料包殼峰值溫度開始下降并趨于穩定，事故得到了有效的緩解。

圖3 燃料包殼峰值溫度Fig.3 Peak fuel-cladding temperature

圖4 堆芯坍塌水位Fig.4 Core collapsed water level

2.2.2 安全殼響應分析

破口發生后，一回路的質能釋放進入安全殼，引起安全殼內溫度和壓力的上升。為保證分析結果的保守性，本節分析中保守假設安全殼破口發生處初始壓力為穩態值。由RELAP5程序計算得到質能釋放數據后，輸入MELCOR程序開展安全殼壓力響應分析。

計算結果由圖5可知，破口發生后，安全殼壓力迅速上升，并于30 s左右達到峰值，約80%設計壓力。此時，在壓差的作用下，安全殼內的高溫蒸汽經抑壓管道進入抑壓水池，管線內流量變化趨勢如圖6所示。在抑壓系統的冷卻作用下，安全殼壓力逐步下降，早期事故響應得到了有效緩解。隨后，將由安全殼噴淋系統(能動系統)持續對安全殼內大氣環境進行冷卻。

圖5 安全殼壓力Fig.5 Containment pressure

圖6 抑壓管線流量Fig.6 Flow rate in pressure suppression pipe

2.3 全廠斷電事故下容量論證

全廠斷電后，假設所有能動設備喪失安全功能，而非能動預防措施(二次側非能動余熱排出系統)能夠及時啟動，防止事故惡化，使用RELAP5程序對一、二回路系統響應開展分析論證。

進一步假設全廠斷電事故演變為堆芯熔化，使用MELCOR程序對非能動安全殼冷卻系統、非能動消氫系統和非能動堆腔注水系統3個緩解措施的有效性開展論證。

2.3.1 預防措施有效性分析

發生全廠斷電后，一、二回路自然循環流量變化趨勢如圖7所示，系統投運的早期階段，冷凝管線中的回流在一定范圍內振蕩變化。隨著自然循環的逐步建立及堆芯衰變熱的降低，冷凝回流流量趨于穩定并維持在設計值范圍內。結合圖8的變化趨勢可知，一、二回路能夠建立有效的自然循環，并持續帶走堆芯衰變熱。

圖7 自然循環流量Fig.7 Natural circulation flow rate

圖8 冷凝器換熱率與堆芯衰變熱Fig.8 Condensation capacity and core decay heat

由圖9可知，斷電后，一回路壓力先呈現短暫的上升趨勢，峰值約為105%名義值。二次側余熱排出系統投運后，一回路持續被冷卻，壓力逐漸下降。整個事故進程中，一回路壓力未超出限值，且具有較大的熱工裕量。

圖9 一回路壓力Fig.9 Primary system pressure

由圖10可知，系統投運后，水箱中的水被加熱導致水位呈現上升趨勢。隨后，由于蒸發換熱，水位開始逐漸下降。在72 h內，水箱水位未降至冷凝換熱器裸露的低水位限值以下，水箱容量滿足要求。

圖10 換熱器水箱水位Fig.10 Water level in tank

2.3.2 緩解措施有效性分析

當設備故障等原因造成二次側非能動余熱排出系統失效時，由于缺乏有效的衰變熱移出手段，堆芯將發生熔化。為避免高壓熔堆，當堆芯出口溫度達到650 ℃時，操縱員手動開啟嚴重事故專用閥進行緊急卸壓，將一回路壓力快速下降至2.0 MPa以下。此時，非能動堆腔注水系統啟動(需操縱員手動開啟抑壓水池管線上的相關閥門)，對下封頭底部實施堆腔淹沒(如圖11所示)。

圖11 一回路參數Fig.11 Primary system parameters

由圖12可知，壓力容器下封頭被水覆蓋后，局部峰值熱流密度遠低于臨界熱流密度值，二者的最高比值約為0.4，滿足熱工準則且具有較大的裕量。因此，可以初步認為壓力容器的完整性能夠得到維持。

圖12 下封頭外壁面熱流密度Fig.12 Heat flux in RPV external side

堆腔注水系統啟動后，抑壓水池水源用于淹沒堆腔，并保守假設此后抑壓系統的安全殼冷卻功能失效。整個進程中，由安全殼頂部水箱導出嚴重事故下產熱。圖13為安全殼內壓力變化趨勢，由圖可知，事故72小時以內，設置頂部水箱能夠有效避免安全殼超壓失效。

圖13 安全殼壓力Fig.13 Containment pressure

由于鋯水反應，事故過程中產生了大量氫氣，安全殼內最大氫氣濃度變化和氫氣風險變化如圖14和圖15所示。由圖可知，設置消氫系統后，安全殼氫氣濃度被有效控制在10%以下，且不存在氫氣燃爆轉化和爆炸風險，滿足安全要求。

圖14 安全殼內氫氣濃度Fig.14 Hydrogen mole fraction in containment

圖15 安全殼內氫氣風險(前72 h)Fig.15 Hydrogen risk in containment(in 72 hours)

3 結論

本文針對小型堆初步設計了6個非能動安全系統，基于事故分析的容量論證表明：

(1)中壓安注系統和安全殼抑壓系統的協同運行能夠有效緩解大破口失水事故：堆芯內燃料包殼峰值溫度不會超出限值；安全殼內早期壓力峰值能夠得到有效抑制。

(2)二次側非能動余熱排出系統通過建立一回路、二回路和換熱水箱內的自然循環，能夠在發生全廠斷電時有效導出堆芯余熱，維持一回路壓力不超限；72小時內，換熱水箱的水裝量足夠維持冷凝換熱器被水浸泡。

(3)當二次側非能動余熱排出系統失效導致工況演變為嚴重事故時，在一回路緊急卸壓的基礎上，抑壓水池的水源依靠重力注入堆腔，可冷卻壓力容器下封頭，實現熔融物堆內滯留。

(4)消氫系統可有效控制氫氣風險，安全殼冷卻系統能夠避免安全殼發生超壓失效。

綜上，事故分析論證工作顯示本文提出的設計方案具有一定的工程可行性。只要上述設備的容量、布置和鑒定等因素得到保證，駁船式核電廠的非能動安全系統能有效緩解設計基準事故和嚴重事故發生的后果，相關研究有待進一步開展。