溫麗麗，袁 凱，佟立麗

(上海交通大學機械與動力工程學院，上海200240)

先進壓水堆大破口始發(fā)嚴重事故下安全殼內(nèi)氫氣風險分析

溫麗麗，袁 凱，佟立麗

(上海交通大學機械與動力工程學院，上海200240)

本文采用集總參數(shù)法，在先進非能動壓水堆核電廠嚴重事故一體化分析模型基礎(chǔ)上，考慮先進壓水堆非能動安全特性以及嚴重事故下采取熔融物堆內(nèi)滯留(IVR)措施等特性對氫氣風險的影響，開展了典型嚴重事故下安全殼內(nèi)氫氣風險分析。分別選取了冷段雙端剪切斷裂大破口、冷段大破口疊加IRWST重力注水有效以及ADS-4誤啟動三個典型大破口失水事故序列，對事故進程中的氧化溫度、產(chǎn)氫速率以及產(chǎn)氫質(zhì)量等特性進行了研究。選取產(chǎn)氫量最大的冷段大破口疊加IRWST重力注水有效事故序列，分析了氫氣點火器系統(tǒng)的消氫效果。結(jié)果表明，堆芯再淹沒過程產(chǎn)生大量氫氣，采用點火器可有效去除安全殼內(nèi)的氫氣，從而降低氫氣燃爆風險。

大破口失水事故 ；先進壓水堆；氫氣風險 ；氫氣點火器

嚴重事故現(xiàn)象及風險研究表明，在輕水堆核電廠發(fā)生嚴重事故過程中，燃料棒鋯合金包殼與高溫水蒸氣或水發(fā)生反應(yīng)而產(chǎn)生大量氫氣。堆芯熔融物落入堆腔后，熔融堆芯與堆腔混凝土發(fā)生反應(yīng)，也會產(chǎn)生大量氫氣[1]。氫氣濃度達到一定程度可能引起局部或整體的燃燒、燃爆或爆炸，因此核電廠常采用復合器、氫氣點火器等措施進行氫氣風險控制，從而確保安全殼的完整性。

隨著核電廠建設(shè)的推進和日本福島核電站氫氣爆炸等問題的經(jīng)驗反饋，以及國家核安全局安全大檢查的要求，對氫氣控制系統(tǒng)提出了更加明確的要求。相關(guān)學者針對氫氣風險控制問題開展了大量分析，上海交通大學的鄧堅針對LB-LOCA事故工況進行了壓水堆大型干式安全殼內(nèi)的氫氣源項特性以及氫氣復合器消氫有效性分析，結(jié)果表明，一定數(shù)量的復合器可以有效去除系統(tǒng)中的氫氣和氧氣，從而在發(fā)生氫氣燃爆或爆炸過程中保證安全殼的完整性[2]；韓國Kim等利用GASFLOW對APR1400核電廠喪失正常給水事故下的氫氣行為進行研究，獲得了安全殼內(nèi)部局部隔間氫氣濃度隨時間的變化[3]；加拿大Yim利用GOTHIC-3D程序?qū)ANDU堆裝卸料機隔間事故后期氫氣-水蒸氣-空氣的混合氣體行為進行了研究，通過詳細的三維建模模擬驗證了氫氣點火器緩解措施的可行性[4]。

對于先進壓水堆，非能動安全特性是其顯著特點，且嚴重事故下采取IVR措施，使得先進壓水堆的氫氣源項特點以及氫氣控制系統(tǒng)的要求與傳統(tǒng)壓水堆存在較大差異，因此本文針對先進非能動壓水堆的氫氣源項及氫氣風險開展研究，并分析氫氣控制系統(tǒng)的有效性。

1 核電廠模型和典型事故序列

1.1 核電廠系統(tǒng)模型

本文采用一體化事故分析程序建立了反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)(RCS)、專設(shè)安全設(shè)施以及安全殼的核電廠模型。RCS系統(tǒng)包括壓力容器、堆芯、蒸汽發(fā)生器、穩(wěn)壓器以及主管道；專設(shè)安全設(shè)施主要包括：4級自動卸壓系統(tǒng)(ADS)、2個堆芯補水箱(CMT)、內(nèi)置換料水箱(IRWST)、非能動余熱排出系統(tǒng)(PRHR)、2個安注箱(ACC)以及相應(yīng)管線；安全殼內(nèi)部劃分為9個隔間，依次為SG的兩個隔間、 CMT隔間、反應(yīng)堆下腔室、IRWST隔間、反應(yīng)堆上腔室、非能動堆芯冷卻系統(tǒng)(PXS)的A和B隔間以及化學與容積控制系統(tǒng)(CVCS)隔間。模型中對外部噴淋和PXS的空氣流道也進行了模擬，并在安全殼內(nèi)部布置了氫氣點火器系統(tǒng)。

嚴重事故進程中，當燃料溫度達到1300K時，鋯合金與水或水蒸氣發(fā)生劇烈反應(yīng)產(chǎn)生大量氫氣。研究結(jié)果表明，該氧化反應(yīng)中氧化層厚度的增加服從拋物線定律，反應(yīng)速率常數(shù)κ符合以下關(guān)系式[5]:

κ=Aexp(-B/RT)

(1)

1.2 典型事故序列選取

針對非能動先進壓水堆電廠氫氣控制系統(tǒng)分析，由于非能動設(shè)計特性及IVR特性，考慮氫氣源項的典型性，選取冷段雙端剪切斷裂、冷段大破口疊加重力注水有效以及ADS-4誤啟動作為三個始發(fā)事件，對其事故進程以及氫氣產(chǎn)生等特性進行研究，具體事故序列假設(shè)條件如表1所示。

表1 嚴重事故序列及條件假設(shè)

2 大破口事故下氫氣源項分析

2.1 冷段雙端剪切斷裂始發(fā)嚴重事故氫氣源項分析

表2給出了冷段雙端剪切斷裂始發(fā)事故的事故進程，冷段大破口發(fā)生以后，一回路冷卻劑通過破口快速向安全殼噴放，造成主系統(tǒng)快速卸壓，如圖1所示，反應(yīng)堆在0.3s由于主系統(tǒng)低壓而停堆。CMT達到低水位整定值后，ADS-1在375s時啟動，隨后ADS-2和ADS-3在一定時間延遲后相繼啟動，當CMT水位進一步降低，ADS-4開始啟動，大量水蒸氣從熱段釋放，導致主系統(tǒng)壓力繼續(xù)降低。由于IRWST向堆芯的重力注水能力喪失，且CMT水源排空后，壓力容器內(nèi)水位開始下降，在1859s時，堆芯活性區(qū)頂部開始裸露，堆芯溫度不斷升高，如圖2所示，2802s時堆芯開始熔化，5473s時開始出現(xiàn)堆芯坍塌現(xiàn)象，并在壓力容器下腔室形成熔融池。在959s堆腔水位達到83英尺標高后，建立了壓力容器外部冷卻機制，堆腔冷卻水進入保溫層吸收壓力容器外壁面的熱量，冷卻水受熱蒸發(fā)從排氣口排出。排出的水蒸氣通過安全殼內(nèi)的冷凝后匯集到IRWST，滿溢后又流入堆腔，壓力容器內(nèi)的堆芯熔融物被有效滯留，壓力容器下封頭的完整性也有效保持。由于大量冷卻劑釋入安全殼，導致安全殼壓力升高，PCS投入實現(xiàn)安全殼降溫降壓的效果。

表2 冷段雙端剪切斷裂大破口始發(fā)嚴重事故進程

圖1 主系統(tǒng)壓力和壓力容器水位Fig.1 Pressure of RCS and water level of core

圖2 堆芯及熔融池溫度Fig.2 Temperature of core and molten core

冷段雙端剪切斷裂大破口發(fā)生后，包殼材料中的鋯金屬與水蒸氣大約在2160s時開始發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)，快速產(chǎn)生大量氫氣，產(chǎn)氫速率最大達到0.43kg/s，同時，反應(yīng)釋放大量熱量，加速了堆芯惡化，隨后由于堆芯的熔化坍塌，堵塞堆內(nèi)流道，鋯-水蒸氣反應(yīng)變得微弱，在堆芯熔融物掉入下腔室之后，產(chǎn)生的氫氣量很小，當壓力容器下腔室燒干后，氫氣不再產(chǎn)生。最終氫氣總產(chǎn)量穩(wěn)定在274.4kg，如圖3所示。

圖3 氫氣產(chǎn)生速率和質(zhì)量Fig.3 Hydrogen generation rate and mass

2.2 IRWST重力注水有效對氫氣源項的影響分析

假設(shè)冷段大破口事故后，一個CMT有效且IRWST重力注水有效。冷段大破口發(fā)生后，大量冷卻劑向外噴放，堆芯水位快速下降，CMT達到低水位整定值后，ADS-1、ADS-2和ADS-3在一定時間延遲后相繼啟動，當CMT水位進一步降低后，ADS-4啟動，大量水蒸氣從熱段釋放，導致主系統(tǒng)壓力繼續(xù)降低，CMT水源排空后，由于IRWST重力注水有效，冷卻水注入堆芯，使得壓力容器水位恢復，如圖4所示。在堆芯淹沒過程中，鋯合金包殼和水蒸氣發(fā)生劇烈反應(yīng)，產(chǎn)生大量氫氣，產(chǎn)氫速率最高達到8.5kg/s，鋯水反應(yīng)釋放的熱量同時使得堆芯惡化加劇，大約在248s時，堆芯材料開始熔化，并在2697s時堆芯熔融物掉入下封頭，壓力容器內(nèi)的氫氣總產(chǎn)量約為810kg，如圖5所示。

圖4 壓力容器水位Fig.4 Water level of core

圖5 氫氣產(chǎn)生速率和質(zhì)量Fig.5 Hydrogen generation rate and mass

2.3 ADS-4誤啟動對氫氣源項的影響分析

第四級ADS閥門誤啟動，相當于熱段發(fā)生大破口。ADS-4誤打開后，瞬間會有大量冷卻劑從閥門向蒸汽發(fā)生器隔間噴放，主系統(tǒng)壓力快速下降，壓力下降到一定值后ACC啟動向堆芯注水，短時間內(nèi)排空，且CMT及 IRWST重力注水均無效，所以壓力容器內(nèi)水位迅速下降。由于ADS-4誤啟動事故相比于基準事故的破口尺寸更大，故堆芯裸露時間提前，如圖6所示。之后堆芯溫度迅速上升，包殼材料中的鋯金屬和高溫水蒸氣發(fā)生反應(yīng)，迅速產(chǎn)生大量氫氣，產(chǎn)氫速率最大達到0.6kg/s，下腔室燒干后，氫氣不再產(chǎn)生，總的產(chǎn)氫量維持在276kg，如圖7所示。

圖6 壓力容器水位Fig.6 Water level of core

圖7 氫氣產(chǎn)生速率和質(zhì)量Fig.7 Hydrogen generation rate and mass

表3總結(jié)了大破口始發(fā)嚴重事故序列下的氫氣源項特點。冷段雙端剪切斷裂大破口失水事故由于事故進程快且安注無效，壓力容器內(nèi)最終氫氣產(chǎn)量為274.4kg；IRWST重力注水有效工況下，由于堆芯再淹沒而產(chǎn)生大量氫氣，壓力容器內(nèi)的產(chǎn)氫量約為810kg，該結(jié)果表明，堆芯再淹沒過程對氫氣產(chǎn)生的貢獻非常大；ADS-4誤啟動事故下，壓力容器內(nèi)最終的氫氣產(chǎn)量為267kg，與基準事故的產(chǎn)氫量相當。

表3 大破口失水事故氫氣源項特點

3 大破口事故下氫氣風險控制分析

3.1 氫氣風險分析

圖8 蒸汽發(fā)生器隔間1氫氣濃度Fig.8 Hydrogen concentration in SG 1 comp

冷段大破口事故早期，混合氣體通過破口向蒸汽發(fā)生器1隔間(SG1隔間)釋放，然后擴散至CMT隔間和安全殼上部空間，進而隨著安全殼內(nèi)混合氣體對流的作用向其他隔間擴散，SG1隔間氫氣濃度逐漸下降，如圖8所示。氫氣不斷向安全殼上部空間擴散，安全殼上部空間氫氣濃度不斷升高，如圖9所示。事故后期由于安全殼大氣逐漸被冷卻，蒸汽成分降低，氫氣濃度呈緩慢上升趨勢。由于ADS誤啟動以及重力注水有效工況氫氣產(chǎn)量分別為267kg和810kg，安全殼上部空間氫氣濃度也有所升高。堆芯產(chǎn)生的氫氣通過ADS閥門向IRWST隔間釋放，以及其他隔間氫氣的擴散，導致IRWST隔間的氫氣濃度緩慢上升，如圖10 所示。在產(chǎn)氫量達到100%活性區(qū)鋯水反應(yīng)的事故工況下，安全殼上不空間氫氣濃度很快達到15%，IRWST隔間氫氣濃度也很快達到12%左右。

圖9 安全殼上部空間氫氣濃度Fig.9 Hydrogen concentration in upper comp

圖10 IRWST隔間氫氣濃度Fig.10 Hydrogen concentration in IRWST comp

圖11給出了安全殼上部空間氫氣燃燒模式，冷段雙端剪切斷裂大破口基準事故和ADS誤啟動工況下，氫氣風險處于慢速燃燒區(qū)的邊緣。對于冷段大破口疊加IRWST重力注水有效工況，由于堆芯再淹沒過程中產(chǎn)生大量氫氣，使得氫氣燃燒模式進入了燃燒區(qū)，并接近燃爆轉(zhuǎn)變區(qū)。圖12給出了IRWST隔間氫氣燃燒模式，重力注水有效時氫氣風險會進入燃燒區(qū)。

圖11 安全殼上部空間氫氣燃燒模式Fig.11 Hydrogen risk in upper comp

圖12 IRWST隔間氫氣燃燒模式Fig.12 Hydrogen risk in IRWST comp

3.2 氫氣控制系統(tǒng)分析模型

氫氣控制系統(tǒng)氫氣點火器子系統(tǒng)由66個氫氣點火器組成，堆芯出口溫度超過650℃并延遲10min后氫氣點火器啟動。

三種成分混合物H2-Air-H2O的燃燒限值由夏皮羅圖表示[6]。通常認為形成可燃混合氣體的條件為：當水蒸氣濃度低于30%時，氫氣濃度必須大于4%；當水蒸氣濃度在30%～60%時，氫氣濃度需要在4%～12%；當水蒸氣濃度大于60%時，認為混合氣體已經(jīng)完全被惰化，不會被點燃，關(guān)系表達如式(1)所示：

NFH2O<60%

(2)

式中：NFH2O——水的體積份額；

NFH2——氫氣的體積份額。

低速爆燃的靜壓采用絕熱等容完全燃燒(AICC)模型，在向上和向下限值之間的火焰?zhèn)鞑?，燃燒是不完全的，伴隨著燃燒的壓力升高也是低于理想的AICC值。

假設(shè)等容過程， AICC溫度Tg,ad由最終狀態(tài)的能量以及初始狀態(tài)能量和燃燒能量釋放之和確定，關(guān)系表達如式(2)所示：

(3)

式中：ug,o——初始氣體內(nèi)能，W；

Qb——燃燒熱量，W；

Mm——燃燒后氣體質(zhì)量，kg；

Cv,m——定容比熱，J/kg·K；

Tg,ad——AICC溫度，K；

Mst——蒸汽質(zhì)量，kg；

ust——蒸汽初始能量，W；

vst——初始蒸汽體積，m3；

下標m——H2，CO，CO2，O2，N2。

AICC壓力Pg,ad由式(3)確定：

(4)

式中：Po，Tg,o——初始氣體壓力和溫度，Pa、K；

NF，NFo——最終和初始氣體摩爾份額。

燃燒溫度由最終狀態(tài)焓以及初始氣體焓與燃燒熱量之和確定，如式(4)，假設(shè)等壓過程。

MstHst(Tg,ftPo)

(5)

式中：Hg,o——初始氣體焓，J/kg；

Hst——水蒸氣焓，J/kg；

Cp,i——第i種氣體等壓比熱，J/kg·K；

Tg,ft——燃燒溫度，K。

采用Newton方法聯(lián)合對式(2)和(4)確定AICC溫度和燃燒溫度。

3.3 冷段大破口疊加重力注水有效事故下氫氣風險控制分析

在冷段大破口失水事故疊加重力注水有效事故序列下，產(chǎn)氫量最大、產(chǎn)氫速率最快，可以作為典型工況進行氫氣風險控制分析[7]。圖13 和圖14分別給出了有無點火器工況下均勻混合隔間與受限隔間的氫氣濃度隨時間的變化情況，結(jié)果表明，有點火器時由于隔間內(nèi)的氫氣被點燃，氫氣濃度顯著降低。該工況下事故發(fā)展迅速，氫氣通過破口迅速噴放，之后由于點火措施，氫氣不斷被點燃，均勻混合隔間氫氣濃度基本維持在5%左右，受限隔間的氫氣濃度維持在5%以下。

圖13 均勻混合隔間中氫氣濃度Fig.13 Hydrogen concen. in homogeneous comp

圖14 受限隔間中氫氣濃度Fig.14 Hydrogen concen. in confined comp

圖15和圖16分別給出了僅使用點火器時，安全殼上部空間和IRWST隔間的氫氣燃燒模式。安全殼上部空間的氫氣風險處于慢速燃燒區(qū)的邊緣，不會進入燃燒區(qū)，說明氫氣在剛達到燃燒點時就被點火器主動點燃。IRWST隔間氫氣風險不會進入燃燒區(qū)，而是處于燃燒區(qū)的邊緣。

圖15 安全殼上部空間氫氣燃燒模式(點火器)Fig.15 Hydrogen risk in upper comp

圖16 IRWST隔間氫氣燃燒模式(點火器)Fig.16 Hydrogen risk in IRWST

圖17和圖18給出了僅點火器工作時安全殼隔間的溫度和壓力情況，每次點火會產(chǎn)生溫度和壓力的波動，但總體溫度和壓力不高，瞬時溫度可達590K。

圖17 安全殼壓力(有點火器)Fig.17 Containment pressure

圖18 安全殼隔間的氣體溫度(有點火器)Fig.18 Temperature in comp

4 結(jié)論

針對三個典型的大破口失水事故序列進行氫氣源項特性及氫氣風險控制分析，結(jié)果表明，冷段大破口疊加IRWST重力注水有效工況下產(chǎn)氫量最大，最終產(chǎn)氫量達到810kg，且氫氣點火器系統(tǒng)可有效降低氫氣燃燒風險。主要結(jié)論如下：

1) 冷段雙端剪切斷裂大破口和ADS-4誤啟動工況下，事故進程發(fā)展迅速且堆芯冷卻劑喪失較快工況下，總體產(chǎn)氫速率較低，產(chǎn)氫量較少，壓力容器內(nèi)最終產(chǎn)氫量分別為274.4kg和267kg。

2) 冷段大破口疊加IRWST重力注水有效工況下，事故進程發(fā)展較快，由于堆芯再淹沒過程中的產(chǎn)氫速率較大，總體產(chǎn)氫量較多，壓力容器內(nèi)最終產(chǎn)生810kg的氫氣。

3) 氫氣點火器系統(tǒng)可有效降低事故中安全殼內(nèi)氫氣濃度，氫氣風險處于燃燒區(qū)邊緣。

致謝

感謝國家科技重大專項資助項目(2015ZX06004003-002)對本研究的支持。

[1] Clément B, Petit M. In-vessel and ex-vessel hydrogen sources[J]. Report NEA/CSNI R, 2001, 15.

[2] Deng J, Cao X. A study on evaluating a passive autocatalytic recombiner PAR-system in the PWR large-dry containment[J]. Nuclear engineering and design, 2008, 238(10): 2554-2560.

[3] Kim J, Hong S W, Kim S B, et al. Three-dimensional behaviors of the hydrogen and steam in the APR1400 containment during a hypothetical loss of feed water accident[J]. Annals of Nuclear Energy, 2007, 34(12): 992-1001.

[4] Yim K, Wong R C, Fluke R J. GOTHIC analysis of post-accident hydrogen mixing behaviour in CANDU fuelling machine vault[R]. 1997.

[5] Schanz G,Adroguer B,Volchek A. Advanced treatment of zircaloy cladding high-temperature oxidation in severe accident code calculations: Part I. Experimental database and basic modeling[J]. Nuclear Engineering and Design, 2004, 232(1): 75-84.

[6] Shapiro Z M, Moffette T R. Hydrogen flammability data and application to PWR loss-of-coolant accident[R]. Westinghouse Electric Corp. Bettis Plant, Pittsburgh, 1957.

[7] 鄧堅,曹學武.秦山二期核電廠嚴重事故下安全殼內(nèi)氫氣濃度分布及風險初步分析[J]. 核動力工程, 2008, 29(2): 78-84.

HydrogenRiskAnalysisforAdvancedPWRUnderTypicalSevereAccidentsInducedbyLB-LOCA

WENLi-li，YUANKai，TONGLi-li

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)

With the lumped parameter method, considering the effects on hydrogen source and hydrogen risk induced by the passive safety characteristics and In-vessel Retention(IVR)of advanced PWR, the hydrogen risk analysis in the containment for advanced PWR is investigated. Large break loss-of-coolant accident(LB-LOCA) of cold-leg with IRWST injection failure, LB-LOCA with IRWST injection availability and ADS-4 spuriously open are chosen as the typical severe accident sequences to analyze the oxidizing temperature, hydrogen generation rate and total amount of hydrogen generated during the accident process. On the basis of hydrogen generation and concentration distribution, LB-LOCA with IRWST injection availability is screened out to analyze hydrogen removal capacity with igniters. The results show that reflooding process has a great contribution to the hydrogen production, and a certain number of hydrogen igniters could remove hydrogen effectively, to reduce the risk of hydrogen detonation of advanced PWR.

LB-LOCA； Advanced PWR；Hydrogen risk；Igniter

2017-05-20

國家科技重大專項資助項目(2015ZX06004003-002)

溫麗麗(1990—)，女，內(nèi)蒙古集寧人，在讀碩士研究生，現(xiàn)從事核科學與技術(shù)專業(yè)方面研究

佟立麗：lltong@sjtu.edu.cn

TL364.4

：A

：0258-0918(2017)04-0604-09