田曉艷,陳 森,李 達(dá),李華琪,蘇春磊,康小亞,朱 磊,李偉通

(西北核技術(shù)研究所,西安710024)

西安脈沖堆( Xi’an Pulsed Reactor,XAPR)是一座池式TRIGA型研究堆,圖1為XAPR系統(tǒng)示意圖。XAPR采用鈾氫鋯燃料,該燃料具有較大的瞬態(tài)負(fù)溫度反饋系數(shù)。XAPR具備穩(wěn)態(tài)和脈沖2種運(yùn)行模式,運(yùn)行時(shí)堆芯依靠堆池內(nèi)自然循環(huán)進(jìn)行冷卻,堆池內(nèi)的熱量通過一回路換熱器傳遞給二回路冷卻水,最終通過冷卻塔排向大氣熱阱。XAPR穩(wěn)態(tài)運(yùn)行功率為2 MW,脈沖運(yùn)行功率為4 300 MW,穩(wěn)態(tài)自然循環(huán)流量約為12.13 kg·s-1。由于XAPR穩(wěn)態(tài)運(yùn)行功率較低,固有安全性較高,所以未專設(shè)安全級(jí)應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)。隨著脈沖堆運(yùn)行時(shí)間的延長,逐漸出現(xiàn)管道設(shè)備老化及測(cè)量控制裝置故障率增加等問題,XAPR發(fā)生事故的可能性逐漸增加,然而以往對(duì)XAPR安全問題的研究主要集中在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故進(jìn)程和現(xiàn)象模擬分析[1-5],事故后應(yīng)急緩解方面的理論研究和實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)累積均較少,對(duì)事故所采取應(yīng)急緩解措施的有效性和合理性評(píng)估不足,為此有必要通過數(shù)值模擬方法對(duì)XAPR事故后的應(yīng)急緩解措施有效性進(jìn)行評(píng)價(jià)分析。

圖1 西安脈沖堆系統(tǒng)示意圖

目前,XAPR可采用的應(yīng)急緩解措施主要為應(yīng)急補(bǔ)水和應(yīng)急排水,其中,堆芯應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒是預(yù)防堆芯熔毀的一項(xiàng)關(guān)鍵措施[6]。此外,由于XAPR為池式研究堆,特定事故工況下也可通過堆池排水使堆芯建立空氣自然循環(huán)進(jìn)行堆芯冷卻。針對(duì)XAPR事故進(jìn)程和事故現(xiàn)象的研究結(jié)果表明,大破口失水事故下堆芯冷卻水迅速流失,導(dǎo)致傳熱急劇惡化,對(duì)安全的影響最大。

最新版本的RELAP5系統(tǒng)分析程序具備2維燃料導(dǎo)熱模型及底部驟冷模型等再淹沒模型[7-11],本文采用RELAP5系統(tǒng)程序建立了詳細(xì)的XAPR系統(tǒng)模型,模擬了典型破口位置處大破口失水事故工況下應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒和應(yīng)急排水過程中的熱工水力參數(shù)響應(yīng),同時(shí)分析了影響應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒瞬態(tài)過程的主要因素,可為XAPR事故緩解措施方案的制定和評(píng)價(jià)提供參考。

1 XAPR建模及驗(yàn)證

XAPR堆芯通過池水自然循環(huán)進(jìn)行冷卻,燃料產(chǎn)生的熱量經(jīng)一、二回路冷卻水系統(tǒng)及冷卻塔最終排向環(huán)境大氣。圖2為XAPR系統(tǒng)控制體劃分圖。

圖2 XAPR系統(tǒng)控制體劃分圖

堆芯分為平均通道部件104和熱通道部件105,部件軸向劃分為22個(gè)控制體,其中,燃料活性區(qū)為20個(gè)控制體,上下反射層各為1個(gè)控制體?；钚詤^(qū)燃料棒控制體編號(hào)和水力部件104和105編號(hào)一致,軸向均分為20個(gè)控制體,徑向劃分為10個(gè)控制體。冷卻劑從堆芯下封頭101進(jìn)入堆池,一部分參與堆芯自然循環(huán)從下腔室103流入,然后從上腔室106流出,另一部分冷卻劑通過堆芯旁路水力部件102進(jìn)入堆池上方管道部件107。堆池上方與大氣邊界時(shí)間相關(guān)控制體109相連?？刂企w120～124為堆池混凝土外部空氣邊界,150～163為一回路管道部件,170～172為簡化二回路邊界。時(shí)間相關(guān)控制體113用于模擬失水事故工況下的常壓大氣邊界條件,時(shí)間相關(guān)控制體114則用于模擬再淹沒補(bǔ)水邊界條件。其中,再淹沒補(bǔ)水過程模擬采用2維熱構(gòu)件導(dǎo)熱模型,且對(duì)不同軸向位置的網(wǎng)格進(jìn)行再劃分,尤其對(duì)驟冷前沿附件的熱構(gòu)件網(wǎng)格進(jìn)行加倍處理,以便更加準(zhǔn)確地計(jì)算再淹沒過程中的燃料溫度分布。

對(duì)XAPR模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)調(diào)試后,2 MW穩(wěn)態(tài)工況下RELAP5計(jì)算值與運(yùn)行測(cè)量值如表1所列。由表1可知,模型計(jì)算結(jié)果與運(yùn)行測(cè)量值最大相對(duì)偏差為8.7%。這是因?yàn)槊}沖堆實(shí)際運(yùn)行時(shí),熱量通過堆池頂部和底部以及混凝土構(gòu)筑物導(dǎo)出的熱量較難準(zhǔn)確模擬,且脈沖堆運(yùn)行參數(shù)測(cè)量值也存在一定偏差,所以認(rèn)為計(jì)算誤差可以接受,所建立的西安脈沖堆模型是合理的。

2 大破口全失水事故緩解措施效果分析

通過XAPR事故進(jìn)程模擬分析發(fā)現(xiàn),后果最嚴(yán)重的事故是失水事故。根據(jù)破口位置和破口尺寸的不同,失水事故又可分為全失水事故和部分失水事故及大破口事故和小破口事故。其中,全失水事故是指當(dāng)破口位置低于堆芯下柵板時(shí),失水導(dǎo)致堆芯全部裸露;部分失水事故是指當(dāng)破口位于堆芯活性區(qū)時(shí),失水導(dǎo)致堆芯部分裸露。不同的失水事故引起的堆芯冷卻劑和燃料的熱力學(xué)響應(yīng)均存在差異,也將直接影響應(yīng)急緩解措施的瞬態(tài)過程及冷卻效果。因此,本文針對(duì)XAPR典型失水事故工況開展了事故后應(yīng)急緩解措施分析,為XAPR失水事故提供更具有針對(duì)性和有效性的應(yīng)急緩解方案。

2.1 全失水緊急停堆事故補(bǔ)水再淹沒特性

當(dāng)破口位于堆芯下柵板下方時(shí),堆池失水事故可發(fā)展為全失水事故,導(dǎo)致堆芯全部裸露后采取應(yīng)急補(bǔ)水措施。為分析失水事故后的補(bǔ)水再淹沒特性,在RELAP5模型堆池底部101控制體入口端連接一個(gè)觸發(fā)閥207(trapvlv)模擬破口,時(shí)間相關(guān)控制體113為破口外部環(huán)境邊界條件。當(dāng)觸發(fā)閥207打開時(shí),池水依靠重力自動(dòng)流出。同時(shí)在101控制體入口端連接一個(gè)時(shí)間相關(guān)接管208,用來控制應(yīng)急補(bǔ)水系統(tǒng)的啟動(dòng),時(shí)間相關(guān)控制體114為應(yīng)急補(bǔ)水邊界條件。當(dāng)接管208被觸發(fā)打開時(shí),應(yīng)急冷卻水通過其流入堆水池。模擬時(shí)假設(shè)脈沖堆穩(wěn)態(tài)運(yùn)行5 000 s后,堆池底部發(fā)生破口尺寸為100 mm的大破口失水事故,當(dāng)堆池水位達(dá)到低水位7.2 m時(shí),觸發(fā)反應(yīng)堆停堆。當(dāng)水位到達(dá)堆池底部時(shí)(6 831 s),堆池水全部排空,此時(shí)啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水。西安脈沖堆的注水速率為6 t·h-1,即1.67 kg·s-1,補(bǔ)水溫度為25 ℃。圖3為堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系。0～5 000 s為穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段,5 000～6 831 s為堆池發(fā)生破口階段,大破口導(dǎo)致堆池水位迅速下降到堆池底部,6 831 s時(shí)啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水,堆池水位逐漸升高,11 231 s時(shí)實(shí)現(xiàn)對(duì)堆芯整個(gè)活性區(qū)的再淹沒,再淹沒所需時(shí)間為1.2 h。圖4為堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系。反應(yīng)堆穩(wěn)態(tài)運(yùn)行到5 000 s發(fā)生失水事故后,反應(yīng)堆緊急停堆,因而堆芯功率迅速下降。

圖3 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖4 堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖5為熱通道包殼溫度和堆芯空氣流量隨時(shí)間的變化關(guān)系,其中10501,10510和10520分別代表燃料棒底部、中間和頂部控制體。由圖5可見,不同位置處的熱通道包殼溫度呈現(xiàn)兩次升高又下降的變化趨勢(shì)。首先隨著堆池水位下降到堆芯上柵板以下,自然循環(huán)冷卻水流量中斷,導(dǎo)致燃料溫度上升,而當(dāng)堆池水位下降到下柵板以下后,堆芯逐漸建立起空氣自然循環(huán),燃料溫度出現(xiàn)第一次下降,當(dāng)堆池水位繼續(xù)下降到堆池底部,應(yīng)急補(bǔ)水投入后,空氣自然循環(huán)中斷,堆芯溫度繼續(xù)上升,最終由于應(yīng)急冷卻水使包殼得到再淹沒冷卻,包殼溫度降低到驟冷溫度,燃料元件得到有效冷卻。其中,燃料棒出口控制體包殼在10 631 s到達(dá)驟冷前沿,驟冷所需的時(shí)間約為3 800 s,所需的補(bǔ)水量約為6 346 kg。XAPR兩個(gè)補(bǔ)水箱的總儲(chǔ)水量為10 t,可滿足補(bǔ)水需求。熱通道燃料棒在發(fā)生破口事故1.37 h,燃料和包殼的最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖6所示。由圖6可見,啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水0.86 h后到達(dá)最高燃料溫度873 K(600 ℃),最高包殼溫度為784 K(511 ℃)。根據(jù)脈沖堆的安全準(zhǔn)則,雖然包殼溫度超過500 ℃,但芯塊最高溫度低于970 ℃,此時(shí)脈沖堆滿足安全準(zhǔn)則。

圖5 熱通道包殼溫度和堆芯空氣流量隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖6 燃料和包殼的最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖7和圖8分別為冷卻劑進(jìn)出口含氣率和熱通道燃料棒進(jìn)出口包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖7和圖8可見,失水階段隨著堆芯裸露,含氣率增加,堆芯傳熱惡化,導(dǎo)致包殼溫度上升,此后隨著補(bǔ)水再淹沒水位的上升,堆芯逐漸被應(yīng)急補(bǔ)水淹沒冷卻,使含氣率急劇下降,包殼得到冷卻,從而使包殼溫度也迅速下降。

圖7 冷卻劑入口含氣率和熱通道入口包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖8 冷卻劑出口含氣率和熱通道出口包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖9為采取應(yīng)急補(bǔ)水措施與不采取應(yīng)急補(bǔ)水情況下燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系,不采取應(yīng)急補(bǔ)水時(shí)堆芯在冷卻劑排空后將建立空氣自然循環(huán)。由圖9可見,與不采取應(yīng)急補(bǔ)水措施,僅依靠堆芯自主建立空氣自然循環(huán)進(jìn)行冷卻相比,采取應(yīng)急補(bǔ)水能在較短的時(shí)間內(nèi)抑制燃料和包殼溫度的進(jìn)一步上升,并對(duì)堆芯進(jìn)行有效冷卻,從而使堆芯更加安全。

圖9 燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

2.2 全失水大破口未緊急停堆事故再淹沒補(bǔ)水特性

XAPR發(fā)生失水事故時(shí),可能出現(xiàn)控制棒卡棒不能下插的情況,從而導(dǎo)致反應(yīng)堆無法正常停堆,即發(fā)生失水大破口未緊急停堆(anticipated transient without scram,ATWS)事故。為此,本文進(jìn)一步分析了全失水ATWS事故下的再淹沒補(bǔ)水特性。圖10為堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖10可見,堆池水位在再淹沒補(bǔ)水作用下不斷上升的同時(shí)伴隨水位振蕩現(xiàn)象。

知識(shí)缺乏是導(dǎo)致病人服藥依從性差的重要因素之一。有學(xué)者發(fā)現(xiàn)：升白細(xì)胞藥物不僅能治療骨髓抑制，還能預(yù)防放化療引起的骨髓抑制[11]。由于病人不了解骨髓抑制相關(guān)知識(shí)，認(rèn)為只有白細(xì)胞低于正常時(shí)，才需要預(yù)防用藥；部分病人盲目相信偏方和食療作用，認(rèn)為食療更有效、更安全；還有部分病人服藥劑量不佳時(shí)，會(huì)自行加量。病人4：“醫(yī)生告訴我白細(xì)胞不夠，給我開了藥，我沒上過學(xué)，聽其他人(病友)說，細(xì)胞不夠，得吃，不然沒法用化療藥?！辈∪?：“我能吃能睡，又沒癥狀，這個(gè)藥(升白細(xì)胞藥物)我不想吃了?！辈∪?：“我閨女上網(wǎng)查的，說要多吃紅棗，多喝魚湯、蜂蜜等，花錢買這些東西，比吃藥好多了”。

圖10 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖11為堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖11可見,在大破口失水事故初始階段,雖然反應(yīng)堆無法實(shí)現(xiàn)正常停堆,但由于燃料多普勒效應(yīng)和冷卻劑溫度反饋等固有反饋機(jī)制的存在,使堆芯功率很快下降,但是105s以后堆芯功率出現(xiàn)振蕩上升趨勢(shì),這是因?yàn)槿剂蠝囟却蠓陆狄氲恼答伿构β收袷幧仙?燃料最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖12所示,功率的上升進(jìn)一步導(dǎo)致燃料溫度增加,最高燃料溫度約為1 499 ℃,超出了XAPR燃料安全限值1 150 ℃。

圖11 堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖12 燃料最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖13為熱通道冷卻劑含氣率隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖13可見,再補(bǔ)水淹沒使堆芯被淹沒后,冷卻劑含氣率均急劇下降,但由于堆芯功率的增加,使冷卻劑平衡含氣率再次出現(xiàn)大幅振蕩,且越靠近出口,冷卻劑含氣率振蕩幅度越大,引起燃料包殼傳熱惡化,所以燃料包殼沿著軸向位置先迅速下降,后急劇上升,尤其靠近出口位置處的包殼溫度沒有得到有效冷卻,熱通道不同位置處包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖14所示。

圖13 熱通道冷卻劑含氣率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖14 熱通道不同位置處包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

3 大破口部分失水事故緩解措施效果分析

當(dāng)破口位于堆芯活性區(qū)位置時(shí),XAPR失水事故將導(dǎo)致堆芯活性區(qū)部分裸露,如裸露部分燃料長時(shí)間得不到冷卻,燃料溫度可能會(huì)持續(xù)上升,淹沒燃料的部分冷卻水也可能出現(xiàn)沸騰,導(dǎo)致傳熱惡化。當(dāng)發(fā)生堆芯部分裸露失水事故后,既可采取應(yīng)急補(bǔ)水措施對(duì)堆芯進(jìn)行再淹沒冷卻,也可通過應(yīng)急排水措施建立空氣自然循環(huán)冷卻,為研究部分失水事故工況下不同應(yīng)急緩解措施的有效性,分別對(duì)以上兩種應(yīng)急緩解措施進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

3.1 大破口部分失水緊急停堆事故下的應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒特性

分別對(duì)緊急停堆和未實(shí)現(xiàn)緊急停堆兩種工況進(jìn)行分析,首先模擬分析了發(fā)生大破口部分失水緊急停堆事故后的應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒特性。為此,在堆池活性區(qū)堆池下降段102部件中間控制體(高度為0.84 m)的入口端連接一個(gè)觸發(fā)閥207(trapvlv)模擬破口,同樣采用時(shí)間控制體110和時(shí)間相關(guān)接管208模擬外部補(bǔ)水邊界。假設(shè)當(dāng)液位下降到高度為0.84 m時(shí)(此時(shí)液位處于燃料棒第5個(gè)控制體),即失水時(shí)間為8 500 s后,啟動(dòng)補(bǔ)水再淹沒。圖15-圖17分別為堆池水位、熱通道不同位置處包殼溫度及燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖15可見,在部分失水事故下,啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水后1 970 s(33 min),堆芯徹底被淹沒。由圖16可見,控制體10504(熱通道燃料棒第4個(gè)控制體)因浸沒在冷卻劑中,壁溫上升幅度較小,而10505到10520控制體的溫度在驟冷前沿到達(dá)之前持續(xù)上升。由圖17可見,8 530 s時(shí),熱通道燃料棒最高溫度為1 106 K(833 ℃),未超過XAPR燃料溫度限值970 ℃,隨著補(bǔ)水再淹沒水位升高,燃料溫度呈下降趨勢(shì),在9 800 s,即補(bǔ)水再淹沒22 min時(shí)到達(dá)驟冷前沿。

圖15 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖16 熱通道不同位置處包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖17 燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

3.2 大破口部分失水緊急停堆事故下的應(yīng)急排水特性

當(dāng)發(fā)生部分失水事故時(shí),除采取上述應(yīng)急補(bǔ)水措施外,還可采用應(yīng)急泵將堆池水盡快抽干,建立起空氣自然循環(huán)對(duì)堆芯燃料進(jìn)行冷卻。為進(jìn)一步研究對(duì)比兩種應(yīng)急措施所引起的堆芯瞬態(tài)響應(yīng)特性,從而判斷兩種不同應(yīng)急方式的有效性,本文對(duì)應(yīng)急排水過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。圖18為不同應(yīng)急排水流量下,堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系。圖19-圖20分別為不同應(yīng)急排水流量下燃料最高溫度和熱通道10510包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。

圖18 不同應(yīng)急排水流量下,堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖19 不同應(yīng)急排水流量下,燃料最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖20 不同應(yīng)急排水流量下,熱通道10510包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

由圖19-圖20可見,應(yīng)急排水措施雖能使水位迅速下降直至堆芯裸露并最終建立空氣自然循環(huán)冷卻,但在排水過程中燃料溫度和不同位置處的包殼溫度均呈現(xiàn)先上升后緩慢下降的趨勢(shì),堆芯最高溫度可達(dá)1 348 K(1 075 ℃)。與補(bǔ)水再淹沒過程中的燃料溫度變化相比,應(yīng)急排水不能使燃料棒得到快速的冷卻降溫,所以在部分失水緊急停堆事故工況下采用應(yīng)急補(bǔ)水措施更能快速抑制芯塊包殼溫度持續(xù)上升,使芯塊和包殼溫度迅速下降。

3.3 大破口部分失水ATWS事故下的應(yīng)急補(bǔ)水特性

圖21-圖24分別為發(fā)生大破口部分失水ATWS事故時(shí),應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒過程堆芯水位、功率、熱通道不同位置處燃料包殼溫度及燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖22可見,與大破口全失水ATWS事故相似,再淹沒下燃料溫度降低引入的正反應(yīng)性使堆芯功率最終呈振蕩升高的趨勢(shì)。由圖23和圖24可見,功率升高又導(dǎo)致燃料和包殼溫度急劇增加,燃料最高溫度為1 526 ℃,甚至高于全失水ATWS事故下燃料的最高溫度。

圖21 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖22 堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖23 熱通道不同位置處包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖24 燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

3.4 大破口部分失水ATWS事故下的應(yīng)急排水特性

圖25-圖26分別為發(fā)生大破口部分失水ATWS事故時(shí),采取應(yīng)急排水措施后XAPR堆芯功率、熱通道不同高度處燃料包殼溫度及不同應(yīng)急措施下的熱通道燃料最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系,其中,排水流量為1.67 kg·s-1。由圖25可見,與應(yīng)急補(bǔ)水過程不同,采用應(yīng)急排水措施時(shí),由于燃料溫度不會(huì)急劇下降,所以不會(huì)導(dǎo)致反應(yīng)堆功率因燃料溫度正反饋效應(yīng)而上升。由圖26可見,排水過程剛開始時(shí),燃料得不到有效冷卻,溫度逐漸升高,后隨著水位下降到下柵板以下,建立堆芯空氣自然循環(huán)冷卻,燃料溫度出現(xiàn)逐漸下降趨勢(shì)。由圖27可見,不同排水量和補(bǔ)水措施對(duì)燃料最高溫度有影響在大破口部分失水ATWS事故下,與采取應(yīng)急補(bǔ)水措施相比,采用應(yīng)急排水措施更能有效抑制堆芯溫度持續(xù)上升,且排水流量越大,燃料最高溫度越低,當(dāng)排水量為2.4 kg·s-1時(shí),燃料芯塊最高溫度為1 027 ℃,低于溫度限值1 150 ℃。

圖25 堆芯功率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖26 熱通道不同高度處包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖27 不同應(yīng)急措施下的熱通道燃料最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

4 再淹沒過程特性的影響因素分析

4.1 不同補(bǔ)水溫度對(duì)再淹沒過程的影響

圖28-圖29 分別為補(bǔ)水溫度不同時(shí),再淹沒水位及熱通道最高燃料和包殼溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系?？紤]到補(bǔ)水箱可能的環(huán)境溫度,分別選取10,25,35 ℃作為初始補(bǔ)水溫度。由圖29可見,補(bǔ)水溫度對(duì)再淹沒過程關(guān)鍵參數(shù)的影響很小,所以可忽略不同季節(jié)環(huán)境溫度對(duì)應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒過程的影響。

圖28 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖29 熱通道燃料和包殼最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

4.2 不同補(bǔ)水流量對(duì)再淹沒過程的影響

圖30-圖32分別為補(bǔ)水流量不同時(shí)堆池水位、出口含氣率及熱通道燃料和包殼溫度最高隨時(shí)間的變化關(guān)系。

圖30 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

由圖30可見,補(bǔ)水流量越大,堆池水位上升越快,從而使出口平衡含氣率下降得越快,如圖31所示,此時(shí)由于燃料得到再補(bǔ)水淹沒的有效冷卻,使熱棒包殼溫度到達(dá)驟冷前沿的時(shí)間也越短,如圖32所示,即應(yīng)急補(bǔ)水流量越大,燃料和包殼的最高溫度越低。

圖31 冷卻劑出口含氣率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖32 熱通道燃料和包殼的最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

4.3 不同補(bǔ)水時(shí)間對(duì)再淹沒過程的影響

當(dāng)破口位于堆池底部時(shí),不同的注水時(shí)間對(duì)應(yīng)不同的堆池水位,同時(shí)對(duì)應(yīng)不同的再淹沒初始燃料壁溫。為研究分析不同應(yīng)急補(bǔ)水時(shí)間對(duì)再淹沒過程的影響,本文分別針對(duì)3種不同注水時(shí)間,即不同失水水位工況,進(jìn)行了計(jì)算模擬,分別選取失水水位到達(dá)上柵板(1.31 m)、下柵板(0.6 m)及堆池底部3種不同時(shí)刻啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水,不同注水時(shí)刻堆池水位、出口含氣率及熱通道燃料和包殼的最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖33-圖35所示。由圖33可見,不同失水時(shí)刻啟動(dòng)應(yīng)急補(bǔ)水時(shí),再淹沒水位的上升速率一致。由圖35可見,水位到達(dá)堆池底部再補(bǔ)水工況下,燃料到達(dá)驟冷前沿所需時(shí)間最長,且燃料芯塊溫度最高,當(dāng)水位到達(dá)上柵板即采取應(yīng)急補(bǔ)水措施時(shí),能使堆芯冷卻劑保持單相狀態(tài),且堆芯溫度維持在較低的水平。

圖33 堆池水位隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖34 出口含氣率隨時(shí)間的變化關(guān)系

圖35 熱通道燃料和包殼的最高溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系

5 結(jié)論

本文基于RELAP5再淹沒模型模擬了XAPR大破口失水事故工況下應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒及應(yīng)急排水過程中的熱工水力參數(shù)響應(yīng),同時(shí)研究了影響應(yīng)急補(bǔ)水再淹沒瞬態(tài)過程的主要因素。分析結(jié)果表明：

(1)發(fā)生大破口全失水緊急停堆事故時(shí),采用應(yīng)急補(bǔ)水措施可防止燃料溫度超過安全限值970 ℃。當(dāng)緊急停堆系統(tǒng)失效時(shí),采用緊急補(bǔ)水措施將導(dǎo)致堆芯因燃料正反饋效應(yīng)而劇烈增加,威脅反應(yīng)堆的安全。

(2)發(fā)生大破口部分失水緊急停堆事故時(shí),采取應(yīng)急補(bǔ)水措施更能快速降低燃料芯塊和包殼溫度。當(dāng)緊急停堆系統(tǒng)失效時(shí),則應(yīng)采取應(yīng)急排水措施盡快建立空氣自然循環(huán),抑制燃料芯塊和包殼溫度持續(xù)上升,且排水流量需大于2.4 kg·s-1。

(3)通過研究補(bǔ)水溫度、補(bǔ)水流量及補(bǔ)水時(shí)間等不同因素對(duì)停堆后全失水事故再淹沒過程的影響發(fā)現(xiàn),增加補(bǔ)水流量可快速淹沒堆芯,縮短包殼溫度到達(dá)驟冷前沿的時(shí)間,降低堆芯最高溫度。

本文對(duì)XAPR正常運(yùn)行、事故工況及事故后應(yīng)急緩解全過程所建立的模擬方法可用于XAPR應(yīng)急緩解措施的制定和實(shí)施效果預(yù)測(cè)評(píng)價(jià)。