大型先進壓水堆IVR策略評估和裂變產物分布計算

夏兆陽，周志偉，石雪垚，常 愿

(1.清華大學 核能與新能源技術研究院，北京 100084；2.中國核電工程有限公司，北京 100840)

反應堆發生嚴重事故時，堆芯燃料損壞熔化并同時釋放大量裂變產物到安全殼中[1]。在無有效緩解措施投入情況下，熔融材料將熔穿下封頭，掉落到反應堆堆腔，與堆腔的混凝土相互反應(MCCI)，進一步釋放裂變產物到安全殼中。已有學者[2-5]對熔融物熔穿下封頭的嚴重事故中，反應堆內裂變產物的釋放和遷移行為進行了研究和分析，其研究成果已用于嚴重事故下反應堆的源項控制和管理。

為避免熔融物掉落到堆腔內發生MCCI、燃料冷卻劑相互作用(FCI)等反應而威脅安全殼的完整性，美國圣芭芭拉大學[6]提出了熔融物堆內滯留(IVR)策略。該策略目前已用于三代先進壓水堆設計中，如AP1000[7]、華龍一號[8]、APR1400[9]等。大型先進壓水堆的堆腔注水系統(CIS)[8]通過向壓力容器外表面和保溫層之間的流道注水來冷卻下封頭，帶走堆芯熔融物衰變熱，避免下封頭失效，以實現IVR。中國核動力研究設計院以概率論的方式論證了能動CIS的有效性[10]。中國核電工程有限公司評估了全廠斷電(SBO)疊加小破口事故下非能動CIS的有效性[11]。美國圣芭芭拉大學[6]參考AP600壓力容器幾何搭建ULPU-2000實驗設備，模擬了壓力容器外部冷卻(ERVC)條件下下封頭外表面熱流密度的變化，并根據該裝置的實驗Ⅱ和Ⅲ結果擬合了下封頭外表面CHF(臨界熱流密度)實驗關系式[12]。之后，為更精確地得到AP1000堆型壓力容器外表面冷卻效果，圣芭芭拉大學的Esmaili等[13]將實驗Ⅲ的保溫層流道優化為環形流道，得到了適用于AP1000的外表面CHF實驗Ⅴ結果。美國愛達華國家實驗室[14]使用SCDAP/RELAP5-3D軟件對APR1400在失水事故下的ERVC緩解能力進行了計算。法國原子能委員會的Tarabelli等[15]使用ASTEC V1.2軟件評估了VVER-440/213的IVR策略。捷克核研究所的Duspiva等[16]也使用MELCOR 1.86軟件對VVER-1000/320在大破口事故下ERVC的緩解能力進行了計算，但未得到長期穩定熔融池結果。上海交通大學的金越等[17]利用MELCOR 1.86軟件對1 700 MW大功率反應堆在SBO疊加大破口(LLOCA)嚴重事故下的ERVC進行了評估，計算通過更改臨界熱流傳熱公式實現反應堆IVR策略。韓國核安全研究所的Lim等[9]利用嚴重事故軟件MELCOR 2.1對APR1400反應堆在IVR-ERVC策略下的熔融池傳熱進行了計算，重點關注了事故進程、堆芯退化行為以及熔融池行為。

本文利用嚴重事故分析軟件評估大型先進壓水堆CIS對一回路冷管段雙端斷裂嚴重事故的緩解能力。計算分析能動CIS投入下先進壓水堆事故進程、熔融池傳熱行為、堆芯裂變產物的釋放和遷移行為，為事故管理和放射性防護提供參考。同時將CIS下結果與無CIS事故后果進行比較和分析，綜合評估IVR策略對事故和源項控制的能力。

1 幾何模型建立

大破口嚴重事故下，能動CIS從內置換料水箱(IRWST)取水，通過CIS泵注入到壓力容器外表面和保溫層之間的流道，以900 m3/h流量對壓力容器進行長期冷卻[10]。冷卻水攜帶熔融池熱量從通道流出，進入到安全殼大空間，經過熱量排出系統(PCS)和壁面結構的冷卻回到IRWST，以保證水箱有足量水源支持CIS長期取水。反應堆CIS的冷卻循環流程示意圖如圖1所示。

圖1 反應堆CIS示意圖Fig.1 Schematic of reactor CIS

對先進壓水堆的安全殼隔間和主系統回路進行控制體建模，包括17個安全殼內系統隔間(包含3個蒸汽發生器隔間、穩壓器隔間、安全殼上部空間等主要隔間)以及完整的3個冷卻劑回路和壓力容器結構，如圖2所示。整個堆芯結構被認為是中心軸對稱結構，堆芯幾何劃分為6個徑向環和23個軸向層。為研究下封頭內熔融池特性，下封頭幾何占有8個軸向層，如圖3所示。下封頭壁面為半球形，劃分為9段，每段壁面單獨計算與內部熔融池和外部冷卻水的熱量交換。

圖2 反應堆安全殼控制體劃分Fig.2 Control volume model of reactor containment

圖3 反應堆堆芯和下封頭節點劃分Fig.3 Nodalization of reactor core and lower head

2 理論模型

2.1 下封頭內熔融池模型

嚴重事故發生后，反應堆堆芯燃料棒和結構首先熔化，失去完整形狀，形成碎片向下掉落，部分通過流道掉落到下封頭內，部分被支撐結構阻塞；當堆芯支撐結構坍塌時，上方支撐的碎片和坍塌材料全部掉落到下封頭內，形成熔融池。對于下封頭內的熔融池，主要有兩層熔融池模型和三層熔融池模型[13,18]。在嚴重事故分析軟件中，熔融池模型為兩層熔融池模型，上層為密度較輕的金屬熔融池(MP2)，主要由未氧化包殼材料鋯(Zr)和支撐結構材料不銹鋼組成；下層為密度較大的氧化物熔融池(MP1)，主要由熔化的堆芯燃料(UO2)和氧化鋯(ZrO2)組成。而熔融池外側是由熔融池材料冷凝形成的碎片硬殼(PD)，如圖4所示。

圖4 下封頭內熔融池的結構示意圖Fig.4 Schematic of molten pool in lower head

相鄰下封頭單元內的熔融池會對流混合，具有均勻的材料、放射性核素和相同的溫度組成。獨立的熔融池會通過對流換熱將熱量傳遞給周圍的支撐結構、相鄰熔融池和上表面接觸流體，還將通過輻射換熱將熱量傳遞給位于上表面的堆芯熱構件。軟件中兩層熔融池的熱平衡方程如下：

(1)

QMP2→MP1-QMP2→fluid-QMP2→rad

(2)

壓力容器下封頭壁面接受來自內部的熱量(包括固體顆粒碎片和基底材料的傳熱)、熔融池的直接傳熱及壁面節點之間的傳熱。下封頭的熱量qlh,out由外部所在控制體中的流體帶走，該熱量定義為：

qlh,out=hatm(1-FPL)Alh(Tlh,out-Tatm)+

hpool,lhFPLAlh(Tlh,out-Tsat,pool)

(3)

其中：FPL為控制體中水池的比例；Alh為下封頭外表面面積，m2；Tlh,out為下封頭外表面溫度，K；Tatm和Tsat,pool分別為大氣溫度和水池飽和溫度，K，計算時忽略水池沸騰前的傳熱量；hatm和hpool,lh分別為下封頭向大氣和水池的對流傳熱系數，W/(m2·K)。hatm默認設定為10 W/(m2·K)；hpool,lh默認采用熱構件沸騰傳熱關系式計算，本文則采用簡單的池內泡核沸騰傳熱關系式，計算公式如下：

hpool,lh=hNB=34.5p1/4ΔT1.523

ΔT<23.4 K

(4)

hpool,lh=1.41×107p1/4ΔT-2.575

ΔT≥23.4 K

(5)

其中：p為水池的壓力；ΔT=Tlh,out-Tsat,pool為表面過熱度。假設控制體內壓力不變，沸騰傳熱系數隨表面過熱度的變化如圖5所示。

圖5 沸騰傳熱系數隨過熱度的變化Fig.5 Boiling heat transfer coefficient vs superheat temperature

池內沸騰傳熱分為泡核沸騰、穩定膜態沸騰和處于兩者間的過渡沸騰傳熱。泡核沸騰的臨界熱流密度(CHF)是下封頭壁面角度的函數，且隨水池的熱力學性質變化，其表達式為：

qCHF(θ)=(0.034+0.003 7θ0.656)×

(6)

其中：θ為下封頭壁面角度，不同壁面段需要對角度作平均；ρl和ρv分別為飽和溫度下水和蒸汽的密度，kg/m3；hlv為水的汽化潛熱，J/kg；g為重力加速度，m/s2；σ為水表面張力，N/m。

為保證下封頭傳熱不惡化，必須保證下封頭外壁面處于沸騰傳熱，即熱流密度低于CHF。Theofanous基于AP600反應堆壓力容器的ULPU實驗測試了下封頭CHF特性，根據設備Ⅱ、Ⅲ實驗結果擬合得到的CHF關系式[12]如下：

qCHF-AP600(θ)=(490+30.2θ-0.888θ2+

1.35×10-2θ3-6.65×10-5θ4)×103

(7)

針對AP1000反應堆下封頭，西屋公司將設備Ⅴ實驗的保溫層流道改造為環形流道，增強了壓力容器外表面傳熱。雖然該實驗數據尚未發布，但西屋公司認為CHF關系式可在設備Ⅲ實驗數據的基礎上再擴大1.44倍[13]。本文選擇流道冷卻劑溫度最低點的熱力學參數，計算不同CHF關系式隨角度的分布并與實驗關系對比結果，如圖6所示。由圖6可見，軟件中原始CHF關系式計算的臨界熱流密度qCHF遠小于兩次實驗值，在模擬計算過程中無法滿足下封頭熔融物滯留的需求。為防止計算過程中下封頭傳熱惡化，根據已知AP1000實驗關系式，擴大軟件關系式常數項，擬合得到了新的傳熱關系式，如式(8)所示。

圖6 不同關系式計算的臨界熱流密度隨下封頭角度的變化Fig.6 Change of heat flux critical with lower head angle

qCHF-fix(θ)=(0.089 5+0.001 627θ0.970 7)×

(8)

2.2 核素釋放和形態模型

在反應堆運行過程中，重核裂變過程中產生的裂變產物有200多種不同核素[1]。根據裂變產物相近的化學性質，軟件將核素劃分為16組[19]。反應堆安全主要關心具有高裂變產額、中等半衰期和放射性特征的裂變產物，其中主要有惰性氣體、揮發性裂變產物和非揮發性裂變產物3大類，其核素組成列于表1。CsI類核素是由Cs類與I類核素反應后形成的新類別化合物。計算時假設當Cs類核素與I類核素從堆芯釋放出來后，立即反應產生CsI核素，并作為新的類別處理。

表1 裂變產物核素分組Table 1 Radionuclide class composition

放射性核素存在于堆芯燃料和間隙中，其質量則根據堆芯功率分布分配。當燃料棒包殼完好時，從燃料中釋放的裂變產物核素積存在于間隙中；當燃料棒包殼失效時，間隙中核素便泄漏到壓力容器及安全殼環境中。本文選擇CORSOR-M模型[19]計算核素釋放速率：

(9)

其中：k0為系數，min-1；Q為指數系數，kcal/mol；R為一定值，等于1.987 cal/(mol·K)。Xe和Ba類等核素的k0和Q系數取值列于表2。

表2 CORSOR-M釋放模型系數Table 2 Coefficient of CORSOR-M release model

堆芯裂變產物通過破損燃料和堆芯-混凝土相互作用釋放到控制體中，核素以氣溶膠或蒸汽的形態存在。軟件計算中，核素狀態由蒸汽壓(p)和體積溫度(T)的關系式決定[19]。對于惰性裂變產物Xe，有：

lgp=1/T

(10)

該蒸汽壓低于1 mmHg，即惰性核素Xe始終為蒸汽。對于非揮發性裂變產物Ba，有：

lgp=-7 836/T+6.44T≥1 000 K

(11)

當蒸汽溫度超過1 000 K時，蒸汽壓開始增加，非揮發性核素Ba蒸汽的釋放質量增加。對于揮發性裂變產物CsI，其蒸汽壓變化分為3段，如式(12)～(14)所示。

lgp=-10 420/T+19.7-3.02lgT

600 K≤T<894 K

(12)

lgp=-9 678/T+20.3-3.52lgT

894 K≤T<1 553 K

(13)

lgp=-7 304/T+7.58T≥1 553 K

(14)

CsI的蒸汽壓隨著溫度的升高而增加。當溫度低于最低溫度時，蒸汽壓為0，即裂變產物為氣溶膠。

(15)

其中：Mw為水蒸氣的摩爾質量；Ti為沉積表面的溫度。對于Xe、Ba、CsI，蒸汽的飽和濃度是表面溫度的應變量。而裂變產物蒸汽冷凝到任意表面i的質量Mi定義為：

(16)

放射性核素以氣溶膠形態在安全殼中擴散沉積時，氣溶膠顆粒的沉積速率受到重力、布朗擴散、熱泳和擴散泳的作用[20]。顆粒粒徑越大，受到的重力作用越大；粒徑越小，受到的布朗沉積影響越大。在安全殼大空間中，重力沉積起主要作用。

3 計算結果

本文對CIS投入下先進壓水堆嚴重事故后果進行了計算。計算選取冷段雙端斷裂嚴重事故，得到了IVR有效下安全殼壓力環境和熔融池熱力學結果，并分析了CIS措施對源項分布的影響。事故計算前，計算得到的反應堆穩態運行結果列于表3。可見，計算結果與反應堆設計參數相對誤差較小，說明了反應堆幾何模型搭建和相關參數設置的合理性。

表3 反應堆穩態參數計算結果Table 3 Result of reactor steady state parameter

3.1 事故進程

根據事故假設條件，在0時刻先進壓水堆一回路冷管段發生雙端斷裂大破口事故(LLOCA)，能動安注系統不可使用，CIS可正常投入使用，非能動安全殼熱量導出系統(PCS)、消氫系統均可投入使用，其他安全措施假設失效。計算得到的CIS投入和未投入兩種假設下的反應堆事故進程列于表4。CIS通過冷卻壓力容器外表面帶走部分堆芯熱量，使得支撐結構失效和壓力容器裸露發生時間變晚，整體事故進程延后。

表4 大破口事故進程Table 4 Main event of LLOCA severe accident

大破口事故發生后，一回路冷卻劑通過破口迅速向安全殼隔間噴放，液態水進入到低壓安全殼內迅速閃蒸，安全殼壓力突升，最大壓力在35 s時達到0.36 MPa。之后，一回路壓力和安全殼的壓力達到平衡，破口流量變小，通過熱構件和水池吸收熱量，安全殼內整體壓力回落。由于CIS的投入，壓力容器外表面和保溫層間冷卻通道中的冷卻水帶走部分堆芯熱能，釋放到安全殼內的熱量較無CIS投入時的少，壓力回落更快更低，如圖7所示。隨著事故的進行，冷卻通道內冷卻水在下封頭衰變熱的加熱下壓力和溫度持續升高。約25 000 s后，安全殼內壓力和溫度回升。當冷卻水壓力等于飽和壓力(圖8)時，冷卻水在冷卻通道內從單相流動變為兩相流動，以水蒸氣的形態流出通道進入安全殼隔間，造成安全殼內水蒸氣分壓迅速增加，整體壓力上升。PCS在81 482 s投入使用，帶走安全殼內多余熱量，阻止壓力和溫度繼續快速增長。事故后72 h，安全殼壓力維持在0.35 MPa左右，遠高于無CIS投入下大破口事故后期壓力。

圖7 安全殼壓力變化Fig.7 Change of containment pressure

圖8 CIS冷卻通道壓力變化Fig.8 Pressure in CIS coolant channel

CIS未投入時，熔融物掉落到堆腔，與混凝土反應的大部分氫氣被氫氣復合器消除，但后期安全殼中氧氣體積濃度低于0.5%，復合器停止工作，氫氣濃度直線上升，并直接影響安全殼后期壓力和溫度，如圖9所示。由圖9可知，雖然后期氧氣濃度過低，安全殼整體處于惰化狀態，但是局部過高的氫氣濃度會增加氫氣爆炸的風險。CIS的投入避免了MCCI，鋯水反應產生的氫氣量是MCCI產生的2%。整個事故過程中，安全殼氫氣濃度低于燃燒下限(4%體積濃度)，大幅降低了氫氣燃燒和燃爆的威脅。

圖9 安全殼內氫氣質量變化Fig.9 Change of hydrogen mass in containment

3.2 熔融池傳熱分析

當堆芯開始熔化并失去完整結構，堆芯材料將掉落到下腔室。13 500 s時下封頭容納所有堆芯熔融物。熔融物總質量為149 t，主要由UO2燃料、鋯和不銹鋼金屬及金屬氧化物構成，如圖10所示。隨著下封頭內UO2的增加，下封頭內衰變熱逐漸增加，最大值約為23.6 MW。

圖10 下封頭熔融物質量Fig.10 Mass of molten core materials in lower head

在堆芯向下坍塌階段，堆芯釋放大量裂變能和衰變能，并夾雜少量金屬氧化反應產生的熱量。此時，堆芯主要依靠內部冷卻劑流失帶走堆芯熱量，其次依靠外部水池傳熱和熱結構輻射(圖11)。由于堆芯產熱高于冷卻劑帶走的熱量，堆芯熱量不斷增加，最高熱能約為2.72×1011J(31 200 s時)。熱量在熔融池內不斷累積，熔融池內掉落的固體碎片不斷被融化，形成穩定高度的熔融池結構，熔融池高度為段8，角度為80°，如圖12所示。此后外部冷卻水帶走的熱量超過堆芯衰變熱釋放，堆芯的總內能緩慢下降。

圖11 堆芯能量變化Fig.11 Cumulative energy in reactor core

下封頭外壁面熱流密度隨時間和角度的分布如圖13所示。由圖13可見，熔融池高熱流密度主要集中在段4～6(30°～56°)之間，為氧化熔融池的邊界范圍。在下封頭底部，碎片到下封頭的傳熱系數和熱流密度偏低。隨著熔融池邊界碎片的熔化(圖12a、b)，氧化熔融池直接與內壁面接觸，內壁面溫度上升，外壁面熱流密度增加(圖13a)。氧化池上方邊界(40°～56°)出現熱流密度峰值(圖13b)。隨著外表面的冷卻，下封頭內壁面溫度和外壁面熱流密度整體下降，邊界熔融池內出現碎片(106 000 s后)，碎片比例隨著時間的增加而增加，導致段5熱流密度迅速下降(圖13a)。由于固體碎片具有較低的溫度和傳熱系數，其存在會降低熔融池整體向下封頭壁面的傳熱量。但軟件計算低估了金屬池向下封頭壁面的傳熱，未形成金屬層的熱聚集效應[13]。且氧化熔融池和金屬熔融池之間并未形成水平交界面，影響熔融池縱向和徑向的傳熱。

圖12 不同時刻下封頭熔融池狀態Fig.12 Molten pool configuration in lower head at different time

圖13 下封頭外壁面熱流密度隨時間和角度的變化Fig.13 Heat flux of lower head outer surface with time and angle

隨著熔融物熱量的變化，下封頭外壁面的熱流密度整體呈先增加后減小的趨勢。根據計算，下封頭外表面最大熱流密度為1.02 MW/m2，出現在氧化池上部接觸壁面，遠小于實驗擬合臨界熱流密度。擬合臨界熱流密度較計算得到的最大臨界熱流密度有40%的裕度。下封頭各處的熱流密度均小于臨界熱流密度(圖13b)，保證了大破口事故下壓力容器下封頭的完整性；計算的熔融池內最大衰變熱23.6 MW和最大熱流密度1.02 MW/m2與中國核電工程有限公司自主開發程序的計算結果(25.3 MW和1.35 MW/m2)[11]接近，證明本模擬評估的下封頭IVR結果有效、合理。

3.3 源項分布

由于IVR策略有效，裂變產物全部在壓力容器內釋放，無堆腔釋放過程。裂變產物隨著燃料棒包殼的失效，從燃料和燃料棒間隙釋放到壓力容器內。本文源項分析選取惰性氣體、非揮發性和揮發性3類裂變產物。

惰性氣體Xe的最終釋放質量份額為100%，90%的惰性氣體隨著堆芯燃料的失效坍塌迅速釋放，后期從熔融池中緩慢釋放，到43 700 s釋放停止(圖14)。惰性氣體以蒸汽的形態從堆芯大量釋放，并通過破口從主系統迅速遷移到安全殼中。由于惰性氣體不具備沉積特性，始終存在于大氣中(圖15)。在事故期間，累計有0.81%的惰性氣體泄漏到環境中。而無CIS下惰性氣體的環境泄漏質量份額為0.83%，CIS的投入對惰性氣體遷移的影響小于3%。

圖14 Xe在反應堆不同位置的釋放份額Fig.14 Release of Xe in reactor

圖15 Xe在安全殼內的形態Fig.15 Form of Xe in containment

隨著事故的進行不斷有非揮發性裂變產物Ba從堆芯燃料中釋放，其釋放份額示于圖16。由圖16a可見，到事故后72 h，有56.2%的非揮發性裂變產物從燃料中釋放。雖然熔融池中Ba核素的釋放速率低于MCCI，但是其釋放時間較長，導致IVR下更多的Ba核素釋放。在壓力容器內釋放的Ba核素有53.8%滯留在主系統內，僅向安全殼遷移2.3%。由圖16b可見，無CIS投入下，Ba核素主要在堆腔內釋放，大量Ba核素被直接釋放到安全殼內。與無CIS投入的事故后果相比，IVR下Ba核素滯留在主系統的質量增加200倍，安全殼內質量降低91%。IVR下Ba核素泄漏到環境的比例僅0.001%，是無CIS工況下泄漏份額的26%。放射性核素Ba向安全殼以及環境的泄漏質量降低。

非揮發裂變產物主要以蒸汽的形式從熔融池釋放到主系統中，并大量沉積在主系統的壁面上(圖17a)。Ba核素以氣溶膠的形態隨著冷卻劑流失從破口遷移到安全殼中，后期安全殼內Ba核素的質量不再明顯增加(圖16a和圖18a)。對于無CIS事故，Ba核素從堆腔釋放后，部分以蒸汽的形式沉積在堆腔壁面，擴散到安全殼其他隔間的Ba核素以氣溶膠的形式存在，其氣溶膠峰值質量為25.5 kg，是IVR下氣溶膠峰值的32倍。

圖16 Ba在反應堆不同位置的釋放份額Fig.16 Release of Ba in reactor

圖17 Ba在主系統中的存在形態Fig.17 Form of Ba in main system

圖18 Ba在安全殼中的存在形態Fig.18 Form of Ba in containment

圖19 無CIS下Ba蒸汽在安全殼不同隔間壁面的沉積質量Fig.19 Settlement mass of Ba vapor at containment wall without CIS

在重力作用下，懸浮氣溶膠沉積到安全殼壁面和水池中。事故后72 h，無CIS下安全殼內Ba氣溶膠有44%分布在水池中，56%沉積在壁面上，安全殼內懸浮氣溶膠質量為0.03 kg。而IVR下，由于安全殼(事故后14 h)處于高溫高濕環境，壁面上沉積的核素隨著壁面冷凝水的沖刷，轉移到安全殼底部水池中。最終安全殼中Ba氣溶膠有96%分布在安全殼水池中，懸浮氣溶膠質量降低到0.01 kg以下。

CIS下，揮發性裂變產物CsI共有95%釋放。與惰性氣體相同，揮發性裂變產物在堆芯坍塌過程中大量釋放，如圖20a所示。從堆芯釋放的揮發性裂變產物有32.56%殘留在主系統內，而62.39%隨著噴放擴散到安全殼內。到事故后72 h，累計有0.004%的裂變產物泄漏到環境中。與無CIS事故下CsI核素分布結果(圖20b)相比，殘留在主系統回路的CsI核素比例增加1倍，遷移到安全殼中的質量減少21%，而泄漏到環境的CsI核素質量減少38%，說明IVR策略下CsI核素的遷移和泄漏得到有效控制。

圖20 CsI在反應堆不同位置的釋放份額Fig.20 Release of CsI in reactor

揮發性裂變產物以蒸汽和氣溶膠的形式從堆芯釋放并在主系統中擴散，如圖21所示，蒸汽形態占比較大。由圖21a可見，由于大破口事故，主系統內冷卻水從破口快速流失，核素大部分沉積在壁面上。由于CIS的投入，壓力容器壁面被冷卻，沉積在主系統壁面上的CsI核素質量不變，沉積蒸汽并未像無CIS投入事故(圖21b)中一樣被再蒸發。在IVR事故下，放射性CsI能有效滯留在主系統中，而不發生核素向安全殼的二次轉移。

圖21 CsI在主系統中的存在形態Fig.21 Form of CsI in main system

CsI核素的第1次轉移發生在事故后核素快速釋放階段，釋放核素通過破口大量遷移到安全殼中，如圖22所示。由圖22a可見，CsI以氣溶膠的形態在安全殼內擴散，懸浮氣溶膠最高質量可達3.73 kg。隨著事故的進行，安全殼內懸浮氣溶膠在重力等作用下沉積在壁面和水池中。由于CIS的投入，安全殼后期大氣相對濕度為1，大量水蒸氣冷凝到壁面上，沖刷壁面上沉積的核素。最終CsI核素隨著壁面水膜流入到安全殼底部水池。

圖22 CsI在安全殼中的存在形態Fig.22 Form of CsI in containment

通過與無CIS事故下Ba和CsI氣溶膠分布結果(圖18b和圖22b)對比，發現IVR下遷移到安全殼的Ba和CsI氣溶膠總質量減少，放射性核素能被較好地控制在壓力容器內，泄漏到環境的份額減小。安全殼內放射性氣溶膠主要沉積在安全殼底部水池中，安全殼壁面上沉積核素的質量大幅減小，方便事故后放射性處理。總體來說，IVR下，安全殼內放射性核素能得到更好的控制和處理。

4 結論

1) 基于嚴重事故分析軟件，本文通過修正下封頭外表面臨界熱流密度關系式，評估了大破口事故下能動CIS的事故緩解能力。事故后72 h內，壓力容器外表面始終處于沸騰傳熱，傳熱未惡化，下封頭內衰變熱得到有效導出，IVR策略得以實現。

2) IVR策略的實施可避免MCCI，大幅降低氫氣產生質量，從而降低氫氣風險，但CIS的投入會產生大量水蒸氣，造成事故后期安全殼內高壓高濕環境。

3) IVR策略有效的情況下，放射性核素Xe遷移結果變化較小，Ba和CsI得到較好的控制。IVR下，放射性物質被較好地滯留在反應堆第二道屏障中。Ba和CsI控制在主系統的質量較無CIS下分別增加200倍和1倍，而安全殼內的質量分別減少91%和21%，泄漏質量減少74%和38%。

4) CIS的投入，消除了壓力容器和堆腔壁面核素蒸汽的再懸浮行為，降低了后期安全殼內懸浮氣溶膠的質量，避免了安全殼內放射性核素的二次轉移；后期安全殼的高濕環境產生大量冷凝水沖刷壁面沉積核素，安全殼內95%以上Ba和CsI沉積在安全殼底部水池內，放射性核素得到更好的控制。