馬勝超，銀華強(qiáng),*，何學(xué)東，李 俊，孟穎超，楊星團(tuán)，姜?jiǎng)僖?/p>

(1.清華大學(xué) 核能與新能源技術(shù)研究院，先進(jìn)核能技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，先進(jìn)反應(yīng)堆工程與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核動(dòng)力設(shè)計(jì)研究所，四川 成都 610231)

失水事故(LOCA)是反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)壓力邊界破裂導(dǎo)致冷卻劑流失，堆芯失去冷卻的事故，嚴(yán)重威脅反應(yīng)堆的安全。在反應(yīng)堆設(shè)計(jì)過(guò)程中，失水事故作為設(shè)計(jì)的基準(zhǔn)事故，同時(shí)失水事故的安全分析也是核電站最終安全分析報(bào)告中必不可少的內(nèi)容。1974年美國(guó)核管會(huì)(NRC)發(fā)布了輕水反應(yīng)堆的LOCA分析基本準(zhǔn)則，確立了應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)(ECCS)的驗(yàn)收準(zhǔn)則，并于1975年寫(xiě)入10CFR50.46法規(guī)條文，與之相適應(yīng)的LOCA分析寫(xiě)入了10CFR50的附錄K[1]。在ECCS的驗(yàn)收準(zhǔn)則中，最重要的指標(biāo)是燃料元件包殼的峰值溫度(PCT)不超過(guò)1 204 ℃。1988年NRC發(fā)布了修訂的10CFR50.46規(guī)定，在認(rèn)證級(jí)LOCA分析中，保守LOCA分析方法和現(xiàn)實(shí)LOCA分析方法均可接受，現(xiàn)普遍認(rèn)為現(xiàn)實(shí)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(guān)大破口失水事故分析的研究表明，在大破口發(fā)生時(shí)，堆芯一旦裸露，其對(duì)注水的時(shí)機(jī)非常敏感，如果時(shí)機(jī)不對(duì)反而會(huì)加速堆芯融化[3]。計(jì)算分析的主要目的是驗(yàn)證專(zhuān)用安全設(shè)施投入使用后燃料元件包殼的溫度能否超過(guò)1 204 ℃的限值，判斷堆芯是否發(fā)生沸騰臨界，以及觀(guān)察堆芯內(nèi)含氣率、冷卻劑溫度、流量等值的變化特性。

國(guó)內(nèi)外研究者[4-11]針對(duì)大破口失水事故進(jìn)行了很多試驗(yàn)研究和計(jì)算驗(yàn)證。駱邦其[12]使用RELAP4/MOD7對(duì)秦山二期600 MW核電機(jī)組進(jìn)行了雙端斷裂、冷熱管段同時(shí)安注的大破口失水事故計(jì)算分析，使用現(xiàn)實(shí)統(tǒng)計(jì)法程序CATHARE-GB對(duì)CPR1000的大破口失水事故進(jìn)行了計(jì)算，其專(zhuān)用安全設(shè)施能滿(mǎn)足安全性要求[13]。張龍飛等[14]使用RELAP5/MOD3.2，以美國(guó)西屋公司Surry核電站為參考對(duì)象進(jìn)行計(jì)算，分別對(duì)發(fā)生在冷管段和熱管段的25 cm大破口失水事故進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明冷管段破口較熱管段破口更為嚴(yán)重。

本文針對(duì)西屋公司Zion-1壓水堆核電站的大破口失水事故進(jìn)行分析計(jì)算，在RELAP5參考文件的模型中增加熱管通道，通過(guò)改變破口尺寸確定燃料包殼溫度達(dá)到最高時(shí)的破口尺寸，計(jì)算最危險(xiǎn)狀態(tài)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(yàn)證反應(yīng)堆專(zhuān)用安全設(shè)施對(duì)于大破口失水事故的保護(hù)作用，為反應(yīng)堆安全設(shè)計(jì)、安注和噴淋設(shè)施的動(dòng)作提供參考。

1 RELAP5建模與計(jì)算驗(yàn)證

1.1 RELAP5建模

Zion-1壓水堆核電站是西屋公司設(shè)計(jì)的4環(huán)路壓水堆。該反應(yīng)堆于1973年12月建成并投入商業(yè)運(yùn)行，1998年2月退役[15]。該反應(yīng)堆的各項(xiàng)參數(shù)列于表1。

本文使用RELAP5/MOD3.2進(jìn)行計(jì)算分析，冷管段大破口失水事故建模的節(jié)點(diǎn)圖如圖1所示。對(duì)Zion-1壓水堆核電站進(jìn)行建模，模型包括147個(gè)控制體、142個(gè)接管和84個(gè)熱構(gòu)件。建立了2個(gè)冷卻劑環(huán)路，其中1個(gè)為破口環(huán)路，破口發(fā)生在此環(huán)路的冷管段。為簡(jiǎn)化系統(tǒng)，將未發(fā)生破口的3個(gè)環(huán)路合三為一，稱(chēng)為完整環(huán)路。完整環(huán)路的控制體編號(hào)從100到194，破口環(huán)路的控制體編號(hào)從200到294，熱構(gòu)件用來(lái)模擬燃料棒、蒸汽發(fā)生器U型管、壓力容器、堆內(nèi)構(gòu)件等。破口的節(jié)點(diǎn)圖如圖2所示，503閥門(mén)連接212和214控制體，用502和505閥門(mén)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(dāng)發(fā)生單一破口時(shí)，502閥門(mén)關(guān)閉，503和505閥門(mén)打開(kāi)，冷卻劑噴放至500中；當(dāng)發(fā)生冷管段雙端斷裂事故時(shí)，503閥門(mén)關(guān)閉，502和505閥門(mén)打開(kāi)，安注系統(tǒng)和輔助給水系統(tǒng)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(lián)的370控制體表示熱管通道，取熱管因子為1.4。

表1 反應(yīng)堆參數(shù)Table 1 Parameter of reactor

1.2 事故瞬態(tài)和安全系統(tǒng)動(dòng)作序列

在破口發(fā)生前，反應(yīng)堆系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，堆芯產(chǎn)生的熱量能通過(guò)二回路系統(tǒng)載出。破口發(fā)生后，反應(yīng)堆迅速停閉，由于裂變產(chǎn)物的衰變，堆芯仍有一定的功率，如果不及時(shí)將這部分熱量載出，堆芯將有被燒毀的危險(xiǎn)。停堆信號(hào)發(fā)出后，安注系統(tǒng)、輔助給水系統(tǒng)等向堆芯注入過(guò)冷水，通過(guò)與熱組件之間的換熱帶走熱量。大破口后的蒸汽發(fā)生器處的傳熱方向取決于一、二回路的相對(duì)溫度，為防止向二回路持續(xù)地傳入熱量而導(dǎo)致壓力升高，主蒸汽管道閥門(mén)關(guān)閉，以限制二回路壓力。安注信號(hào)觸發(fā)了給水隔離的信號(hào)，通過(guò)觸發(fā)關(guān)閉主給水隔離閥的信號(hào)實(shí)現(xiàn)給水隔離。

大破口發(fā)生后反應(yīng)堆將經(jīng)歷噴放、再灌水、再淹沒(méi)、長(zhǎng)期冷卻4個(gè)階段[13]。反應(yīng)堆運(yùn)行在15.6 MPa的高壓下，一旦壓力邊界出現(xiàn)破口，冷卻劑迅速?gòu)钠瓶谙蛲鈬姺?，同時(shí)伴隨閃蒸現(xiàn)象，噴放所造成的沖擊波將對(duì)堆芯造成損壞。隨著壓力的持續(xù)降低，堆芯冷卻劑流向出現(xiàn)反轉(zhuǎn)或停滯，這將導(dǎo)致傳熱惡化，堆芯發(fā)生沸騰換熱，產(chǎn)生大量蒸汽阻礙冷卻水的注入，這段時(shí)間是堆芯非常危險(xiǎn)的時(shí)間。隨著蒸汽的溢出，冷卻水再次灌入堆芯，重新將堆芯淹沒(méi)，燃料包殼溫度將再次下降。冷卻水持續(xù)淹沒(méi)堆芯從而達(dá)到長(zhǎng)期冷卻的目的。

圖1 冷管段大破口系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)圖Fig.1 System node diagram of large break in cold-leg section

圖2 冷管段破口節(jié)點(diǎn)圖Fig.2 Node diagram of break in cold-leg section

當(dāng)反應(yīng)堆觸發(fā)安全停堆信號(hào)時(shí)，一回路冷卻劑泵關(guān)閉，并持續(xù)惰轉(zhuǎn)一段時(shí)間，主泵的惰轉(zhuǎn)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(zhuǎn)程序，能模擬主泵惰轉(zhuǎn)的過(guò)程[16]。當(dāng)系統(tǒng)壓力降到一定值時(shí)，驅(qū)動(dòng)壓頭無(wú)法克服流動(dòng)阻力，則堆芯下降段的流動(dòng)將停止。堆芯冷卻依靠堆芯補(bǔ)水箱和輔助給水系統(tǒng)從冷管段入口給入，水從堆芯上部流下淹沒(méi)堆芯，實(shí)現(xiàn)對(duì)堆芯的冷卻。破口事故時(shí)，反應(yīng)堆各系統(tǒng)動(dòng)作的時(shí)間序列列于表2。

表2 系統(tǒng)動(dòng)作序列Table 2 Action sequence of system

1.3 驗(yàn)證程序計(jì)算的正確性

RELAP5/MOD3的用戶(hù)手冊(cè)中針對(duì)Zion-1壓水堆核電站的10 cm中破口事故進(jìn)行了計(jì)算分析[17]，堆芯內(nèi)平均管燃料包殼的溫度無(wú)法表示堆芯中最高的溫度，本文在原來(lái)模型的基礎(chǔ)上增加了堆芯熱管通道。因此需要驗(yàn)證模型計(jì)算的準(zhǔn)確性。

計(jì)算了冷管段10 cm中破口失水事故，計(jì)算結(jié)果與用戶(hù)手冊(cè)中數(shù)據(jù)[17]的對(duì)比如圖3所示?？煽闯?，一、二回路系統(tǒng)壓力的計(jì)算結(jié)果符合很好，破口噴放的流量計(jì)算的整體趨勢(shì)符合較好，說(shuō)明增加熱管通道后的計(jì)算結(jié)果與無(wú)熱管時(shí)相差不大，該模型能用于大破口失水事故的計(jì)算。

a——一回路壓力；b——二回路壓力；c——破口流量圖3 計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of calculation results

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 破口尺寸的影響

大破口發(fā)生后，壓力降低從而觸發(fā)停堆信號(hào)，反應(yīng)堆迅速停堆，然后依靠衰變產(chǎn)生剩余的功率，RELAP5中有完整的點(diǎn)堆功率計(jì)算模型，計(jì)算得到的堆芯功率的變化趨勢(shì)示于圖4。

分析的破口發(fā)生在一回路主管道冷管段，通常把相當(dāng)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(duì)應(yīng)于截面積10%的破口尺寸為19 cm。由反應(yīng)堆熱工水力知識(shí)可知，燃料棒中心靠上處的溫度最高，將計(jì)算模型中代表燃料元件包殼的熱構(gòu)件劃分為軸向6個(gè)節(jié)點(diǎn)、徑向17個(gè)節(jié)點(diǎn)，取節(jié)點(diǎn)(軸向4，徑向1)的溫度作為包殼溫度的代表。對(duì)比計(jì)算冷管段破口直徑為20、30、40、50 cm以及冷管雙端斷裂時(shí)堆芯處燃料包殼溫度的變化，以找出最危險(xiǎn)的破口尺寸，如圖5所示?？煽闯?，當(dāng)發(fā)生雙端斷裂時(shí)，燃料包殼溫度的峰值最大，且包殼維持較高溫度的時(shí)間也最長(zhǎng)，說(shuō)明雙端斷裂時(shí)反應(yīng)堆最危險(xiǎn)，需要重點(diǎn)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(xiàn)Fig.5 Temperature change curve of fuel cladding

從圖5可看出，對(duì)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(dá)到峰值的時(shí)間變短。其中40 cm破口達(dá)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(duì)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(jì)算

從表2可知，當(dāng)系統(tǒng)壓力降至12.62 MPa時(shí)便會(huì)觸發(fā)安注信號(hào)，所以壓力是破口事故后非常重要的參數(shù)。從事故發(fā)生后系統(tǒng)壓力的變化曲線(xiàn)(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(gè)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(huán)路的二次側(cè)壓力低于完整環(huán)路。從破口管處的安注系統(tǒng)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(shí)ACCUM的流量已變得很小，而后的注水主要靠SI安注和Charging補(bǔ)水系統(tǒng)。

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(tǒng)壓力和安注流量變化曲線(xiàn)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(diǎn)。可看出事故發(fā)生后，由于冷卻劑噴放，堆芯水位迅速降低，堆芯在10～100 s時(shí)間內(nèi)幾乎完全裸露，而后雖然水位有所上升，但處于持續(xù)振蕩的狀態(tài)。

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

圖9 含氣率變化曲線(xiàn)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(fā)生時(shí)，由于壓力容器迅速泄壓，堆芯內(nèi)的水迅速?lài)姺懦鋈?，可能伴隨閃蒸現(xiàn)象，導(dǎo)致堆芯出口位置含氣率迅速上升為1。安注開(kāi)始后，堆芯內(nèi)的含氣率有所下降，但由于沸騰的發(fā)生，產(chǎn)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(fā)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(xiàn)(圖10)可看出，堆芯進(jìn)出口冷卻劑溫度在事故后的變化趨勢(shì)基本一致，這也說(shuō)明堆芯內(nèi)冷卻劑的流動(dòng)性非常差，所以在堆芯上下方幾乎無(wú)溫差。

圖10 冷卻劑溫度變化曲線(xiàn)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(shí)兩個(gè)斷面的流量都迅速減少，由于斷面502處于安注側(cè)，有一部分安注水會(huì)從斷面中流出，所以整個(gè)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(jīng)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(fā)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(shù)的變化趨勢(shì)。

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(xiàn)Fig.11 Mass flow change curve of each tube

3 結(jié)論

1) 增加堆芯熱管的通道，取熱管因子1.4，對(duì)冷管段10 cm中破口事故下系統(tǒng)的壓力和破口流量進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與RELAP5手冊(cè)中的數(shù)據(jù)符合較好，保證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2) 計(jì)算發(fā)現(xiàn)，冷管段雙端斷裂時(shí)燃料包殼溫度能達(dá)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(guò)1 204 ℃的限值。

3) 由于安注是從冷管段注入，當(dāng)冷管段發(fā)生大破口時(shí)，安注流量有相當(dāng)一部分會(huì)從破口處流出，而減少了對(duì)堆芯的冷卻。冷卻水主要通過(guò)另外3個(gè)完整環(huán)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(nèi)水位較低，冷卻劑的流動(dòng)性非常差，這是導(dǎo)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(tǒng)的動(dòng)作對(duì)于反應(yīng)堆大破口失水事故的安全至關(guān)重要，計(jì)算表明，其動(dòng)作序列和冷卻水的容量能滿(mǎn)足反應(yīng)堆安全的要求。