先进压水堆核电站氢气风险分析

王 辉，石雪垚，刘建平，陈巧艳

（中国核电工程有限公司，北京 100840）

先进压水堆核电站氢气风险分析

王 辉，石雪垚，刘建平，陈巧艳

（中国核电工程有限公司，北京 100840）

核电厂在严重事故期间会产生大量氢气并释放到安全壳内，威胁安全壳的完整性。应用氢气风险分析程序GASFLOW对先进压水堆核电站在大破口失水事故叠加应急堆芯冷却系统失效导致的严重事故期间的氢气行为及风险进行分析。结果表明，当气体释放源位于蒸汽发生器隔间时，氢气流动的主要路径为“蒸汽发生器隔间—穹顶空间—操作平台以下隔间”；破口隔间的氢气体积浓度分布与源项氢气体积浓度及射流形态有关，非破口区域的氢气体积浓度呈层状分布，在扩散作用下，层状分布向下推移；蒸汽发生器隔间存在着火焰加速（FA）的可能性，但基本可排除燃爆转变（DDT）的可能性，穹顶区域基本可排除FA和DDT的可能性。

严重事故；安全壳；氢气风险；火焰加速；燃爆转变；计算流体力学

轻水反应堆在严重事故期间会产生大量氢气并释放到安全壳内，当安全壳内氢气体积浓度达到一定限值并发生爆炸破坏了安全壳完整性时，会导致放射性外泄。1979年美国三哩岛核事故中，堆芯产生的氢气在安全壳内积聚并燃烧，损坏了安全壳内部分设备，对安全壳的完整性构成了直接威胁。在2011年的日本福岛核事故中，安全壳内的氢气溢出并积聚于反应堆厂房，后来发生的氢气燃爆彻底破坏了厂房结构，大量外泄的放射性物质对电厂周围的区域造成了严重污染。

三哩岛事故使业界开始研究并重新认识严重事故情况下的氢气行为，并提出各种氢气风险缓解概念；福岛核事故则使严重事故下氢气风险及缓解措施研究的重要性得到了进一步提升。国家核安全局制定的《福岛核事故后核电厂改进行动通用技术要求（试行）》中明确指出，必须要对核电厂安全壳的氢气燃爆风险及缓解措施进行分析论证。

国内已有单位对秦山二期核电站（600MW）和CPR1000等二代堆型核电站的氢气风险进行了广泛的分析论证，本文应用氢气风险分析程序GASFLOW对国内自主研发设计的第3代先进压水堆核电站在假想严重事故下的氢气行为及风险进行分析论证。

1 分析工具

GASFLOW是由美国洛斯阿拉莫斯国家实验室和德国卡尔斯鲁厄研究中心共同开发的三维计算流体力学（CFD）程序，主要用于分析核反应堆安全壳或其他设施中氢气或其他气体的输运、混合与燃烧的过程［1］。与商业CFD程序（如FLUENT、CFX等）相比，GASFLOW程序具有经过实验验证的点火器及氢气复合器等与氢气风险分析有关的物理模型，因此，国内外许多科研设计单位均使用GASFLOW程序进行核电站严重事故期间的安全壳氢气风险分析［2－3］。

1.1 氢气复合器

先进压水堆核电站采用国产氢气复合器作为氢气风险的缓解措施。GASFLOW程序包含有NIS、Siemens及GRS复合器模型，经对比，依据消氢容量等效原则，采用Siemens类型的FR-90／1-960型和FR-90／1-1500型代替国产氢气复合器进行模拟。Siemens类型复合器的消氢速率可采用以下经验关系式表述：

式中：YH2和YO2分别为复合器入口处的氢气及氧气体积浓度；p为复合器工作压力，MPa；k1和k2为实验系数，对于FR-90／1-960型，k1＝0.003 1g／（s·MPa），k2＝0.037g／s，对于FR-90／1-1500型，k1＝0.013 7g／（s·MPa），k2＝0.167g／s［1］。

1.2 氢气风险分析准则

经验表明，严重事故期间安全壳内若要形成可燃气体云团，当水蒸气体积浓度为30%左右时，氢气体积浓度必须高于4%；当水蒸气体积浓度介于30%～65%时，氢气体积浓度必须介于4%～12%；当水蒸气体积浓度高于65%时，认为混合气体云团不可点燃［4］。

氢气的燃烧大致可分为5个阶段，分别为点火、扩散燃烧、火焰加速（FA）、燃爆转变（DDT）和爆炸［5］。其中，FA是氢气、空气和水蒸气的混合气体在点燃后有可能发生从缓慢燃烧到剧烈燃烧的过程，典型的DDT是指由压力波导致的局部爆炸核心不断增强，且快速地将这种状态传播到周围环境当中。

对FA和DDT进行直接数值模拟的时间和空间尺度要求极小，现阶段很难实现，但在进行氢气风险分析时，如果可排除氢气发生FA和DDT的可能性，则可保证安全壳的完整性不受威胁。基于大量实验数据，俄罗斯Kurchatov研究所提出了保守判断FA和DDT发生可能性的两个准则［6］，分别为σ准则和λ准则。

σ准则表达式如下：

式中：xH2、xH2O和xO2分别为给定隔间内的氢气、水蒸气和氧气的平均体积浓度；T为混合气体的平均温度，K；σ（xH2，xH2O，xO2，T）为隔间内的混合气体的膨胀因子；σcritical（xH2，xO2，T）为隔间内的混合气体的临界膨胀因子。如果σindex≥1，则混合气体存在FA的可能性［2］。

λ准则表达式如下：

式中：D为可燃混合气体云团的特征尺寸，m；λ为可燃混合气体云团中可爆炸单元体的平均长度，经分析与归纳实验数据得到，m；V为高于可燃下限的混合气体云团的体积。当Rindex≥1时，混合气体可能发生DDT［7］。

2 安全壳模型

先进压水堆核电站的安全壳由圆柱部分和半球形的穹顶部分组成，其内径约48m，高度约68m。安全壳内部的隔间主要位于操作平台以下，主要设备包括1个压力容器、3个冷却剂泵、3个蒸汽发生器、1个稳压器和1个卸压箱。

GASFLOW程序包含有直角坐标系和圆柱体坐标系，本文采用圆柱体坐标系为先进压水堆核电站安全壳建立结构化的正交网格。参照国内外使用GASFLOW程序建立安全壳模型的经验，尽量使模型内的墙体或设备的位置与实际安全壳内墙体或设备的位置吻合，本文在径向、周向和高度方向分别设置了25、60和54个网格。其中径向网格的第1个节点在安全壳轴线上，最后1个节点在安全壳外墙上，第2个和第3个节点分别位于压力容器外壁和环腔内壁；周向上均匀分布，每6°布置1个计算网格；高度方向上在操作平台以下密集布置，操作平台以上稀疏布置。建立的安全壳模型如图1所示，其中图1b所示纵截面为破口所在截面，其位置如图1a所示，模型总的计算网格数为81 000。

参照先进压水堆核电站氢气复合器布置方案，在安全壳模型内部布置了11台FR-90／1-960型氢气复合器和22台FR-90／1-1500型氢气复合器。

3 事故序列

依据确定论分析方法，IAEA在技术文件IAEA-TECDOC-1661中为氢气风险及缓解措施有效性分析确定了6种事故序列，本文选择其中的大破口LOCA（LBLOCA）叠加应急堆芯冷却系统失效导致的严重事故对先进压水堆核电站进行氢气风险分析。

假定位于蒸汽发生器隔间的一回路管道出现双端断裂大破口，一回路冷却剂压力迅速下降，反应堆停堆。随冷却剂装量的减少，堆芯水位迅速下降。尽管安注箱系统投入运行，使堆芯水位有所恢复，但由于能动的安注系统失效，堆芯得不到充足的冷却剂补充，这使得燃料温度不断升高，开始出现剧烈的锆-水反应，通过破口向安全壳释放大量氢气。先进压水堆核电站采用压力容器外部冷却的方法以实现严重事故期间熔融堆芯在压力容器内的滞留，避免了MCCI（熔化堆芯物质与混凝土相互作用）的发生。

图1 先进压水堆核电站安全壳模型Fig.1 Containment model of advanced PWR nuclear power plant

使用一体化严重事故分析软件计算事故期间的氢气和水蒸气释放源项，如图2所示，混合气体温度如图3所示。由图可见，事故后约1 000s开始有氢气产生。事故后1 500～1 700s期间出现第1次氢气快速释放，该阶段堆芯大部分已裸露，随后堆芯开始熔化，同时伴随有大量的氢气产生，氢气释放速率最高可达0.60kg／s。事故后3 200～3 400s期间出现第2次氢气快速释放，该阶段堆芯熔融物开始向下封头跌落，使下封头残留的水大量蒸发，由此产生的大量水蒸气通过堆芯使氢气释放速率瞬间增加，氢气释放速率最高可达1.04kg／s。

图2 氢气和水蒸气释放源项Fig.2 Release source terms of hydrogen and steam

图3 混合气体温度Fig.3 Temperature of mixture gas

因GASFLOW程序进行三维模拟计算耗时巨大，因此，本文从氢气释放时刻（973s）开始计算，设定该时刻为计算零点，在氢气释放结束时刻（3 573s）400s后停止计算，总计算时间为3 000s。

根据一体化严重事故分析软件计算结果，在973s时，安全壳内部平均压力为0.208MPa，平均温度为374.2K，水蒸气和空气的体积份额分别为0.495 4和0.504 6。

4 计算结果与分析

4.1 氢气体积浓度分布

图4示出了安全壳内混合气体的二维流场。由图4可看出，混合气体由破口释放后沿竖直方向快速上升至安全壳穹顶空间，在与穹顶发生碰撞后，速度迅速衰减。据此可推断，当气体释放源位于蒸汽发生器隔间时，氢气流动的主要路径为“蒸汽发生器隔间—穹顶空间—操作平台以下隔间”。不同时刻下非破口蒸汽发生器隔间截面的安全壳氢气体积浓度二维分布如图5所示，可看出，氢气在安全壳上部空间形成了层状分布，体积浓度随高度的降低而减小；在扩散作用下，层状分布不断向安全壳下部空间推移，印证了氢气流动扩散的主要路径。

图4 安全壳内混合气体二维流场Fig.4 2Dflow field of mixture gas in containment

为详细了解破口隔间的氢气体积浓度分布，在图1b所示破口截面上的4个不同位置设置监测点监测氢气局部浓度变化，其中，点1位于隔间底部角落，点2位于隔间内部破口正上方，点3位于隔间顶部角落，点4位于隔间与穹顶区域的大面积开口处。图6示出了这4个位置的氢气体积浓度变化。由图6可看出，点2、

3和4出现明显的氢气体积浓度脉冲，结合图4可知，破口的混合气体射流直接影响了这些区域，因此使得这些区域的氢气体积浓度与破口源项的氢气体积浓度呈正相关的关系，点2和4的浓度脉冲峰值远高于点3，这是因为：点3距射流核心区域较点2和4相对较远，点2和4位于射流核心区域；点1不会出现氢气体积浓度脉冲，这是因为其位置低于破口，因而不会受到射流的直接影响，在扩散作用下，该点氢气体积浓度逐渐上升。在氢气停止释放（2 600s）后，破口仍有水蒸气射流进入隔间，在源项氢气体积浓度为0的射流作用下，点2、3和4的氢气体积浓度小于点1。

图5 不同时刻下安全壳内氢气体积浓度二维分布Fig.5 2Dhydrogen volume concentration in containment at different time

图6 监测点氢气体积浓度Fig.6 Hydrogen volume concentration of selected location

4.2 氢气风险分析

与氢气风险分析相关的两个直观物理量为隔间内可燃气体云团体积和可燃气体云团氢气体积浓度，这两个参数变化与破口释放源项密切相关。源项质量流量较大，则混合气体具有较大惯性，因而隔间内可燃气体云团体积增加迅速；源项氢气体积浓度较大，则隔间内初始形成的可燃气体云团氢气体积浓度较大。扩散作用在增大隔间内可燃气体云团体积的同时，也降低了可燃气体云团的氢气体积浓度，当氢气体积浓度降到4%以下时，混合气体不再满足可燃条件，此时扩散作用开始减小隔间内可燃气体云团的体积。

由图6可看出，某些时刻，破口隔间局部的氢气体积浓度远大于4%的可燃限值，同时，破口隔间与穹顶区域存在的大面积开口使混合气体射流可很容易夹带氢气进入穹顶区域，因此，破口隔间和穹顶区域是氢气风险分析的重点区域。

图7为蒸汽发生器隔间和穹顶区域可燃气体云团的体积和氢气体积浓度。从图7可看出，对破口蒸汽发生器隔间，在氢气开始释放约380s后，该隔间内部形成可燃气体云团，在氢气快速释放阶段，可燃气体云团体积急剧增大，最大可至85m3，约占该隔间自由容积的11.8%。穹顶区域可燃气体云团出现的时间稍晚于破口蒸汽发生器隔间，在对流和扩散作用下，该区域混合气体分布相对均匀，整个计算时间内该区域可燃气体的氢气体积浓度均保持在较低水平，最高不超过7%。穹顶区域可燃气体云团体积在氢气开始释放约2 270s后达到最大值1 230m3，随后在对流扩散作用下，局部氢气体积浓度降低，不再满足可燃条件，因此可燃气体云团体积急剧减小。在氢气停止释放后，水蒸气射流冲淡了氢气云团，破口隔间和穹顶区域的可燃气体云团消失。

图8为蒸汽发生器隔间和穹顶区域的FA和DDT准则数。可看出，氢气开始释放约380s后，破口蒸汽发生器隔间的FA准则数急剧增大，此后在多个时刻超过1，DDT准则数在氢气快速释放阶段达到最高值0.5，在大部分时间段内DDT准则数保持在0.1。可推断，对所选事故序列，破口蒸汽发生器隔间基本可排除燃爆转变的可能性，但存在火焰加速的可能性。在整个计算时间内，穹顶区域的FA准则数和DDT准则数均小于1，基本可排除火焰加速和燃爆转变的可能性。

图7 可燃气体云团的体积和氢气体积浓度Fig.7 Volume and hydrogen volume concentration of combustible gas

图8 FA和DDT准则数Fig.8 FA and DDT indexes

5 结论

采用氢气风险分析程序GASFLOW对国产先进压水堆核电站在大破口LOCA叠加应急堆芯冷却系统失效导致的严重事故期间的氢气行为及风险进行分析，得到以下结论：

1）当气体释放源位于蒸汽发生器隔间时，氢气流动的主要路径为“蒸汽发生器隔间—穹顶空间—操作平台以下隔间”；

2）破口蒸汽发生器隔间的氢气体积浓度分布与源项氢气体积浓度及混合气体射流形态有关，非破口隔间区域的氢气体积浓度呈层状分布，在扩散作用下，层状分布向下部空间推移；

3）破口蒸汽发生器隔间存在着火焰加速的可能，但基本可排除燃爆转变的可能性。穹顶区域和安全壳其他隔间基本可排除火焰加速和燃爆转变的可能性。

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Hydrogen Risk Analysis of Advanced PWR Nuclear Power Plant

WANG Hui，SHI Xue-yao，LIU Jian-ping，CHEN Qiao-yan
（China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Beijing100840，China）

In the case of the hypothetical severe accident in a nuclear power plant（NPP），a large amount of hydrogen will be generated and released into the containment，which may be a threat to containment integrity.The hydrogen risk analysis code GASFLOW was adopted to make the research on hydrogen behavior and risk during the hypothetical severe accident initiated by large break LOCA with failure of emergency core cooling system for advanced PWR NPP.It is shown that if the gas source is in the steam generator（SG）cavity，the main route of hydrogen flow is“SG room-dome areasubcompartments below operating deck”.The hydrogen volume concentration in the cavity with break is affected by the hydrogen fraction of mixture source term and configuration of mixture jet，the hydrogen volume concentration stratification occurs in nonbreak areas and the stratification moves downwards with the effect of diffusion.The flame acceleration（FA）may occur in the SG cavity，while the possibility of deflagration to detonation（DDT）can be practically excluded，and the possibilities of FA and DDT can also be practically excluded for the dome area.

severe accident；containment；hydrogen risk；flame acceleration；deflagration to detonation；CFD

TL334

：A

：1000-6931（2015）05-0877-07

10.7538／yzk.2015.49.05.0877

2014-01-07；

2014-06-06

王 辉（1986—），男，山西运城人，工程师，硕士，核能科学与工程专业