先进压水堆大破口始发严重事故下安全壳内氢气风险分析

温丽丽，袁 凯，佟立丽

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海200240)

先进压水堆大破口始发严重事故下安全壳内氢气风险分析

温丽丽，袁 凯，佟立丽

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海200240)

本文采用集总参数法，在先进非能动压水堆核电厂严重事故一体化分析模型基础上，考虑先进压水堆非能动安全特性以及严重事故下采取熔融物堆内滞留(IVR)措施等特性对氢气风险的影响，开展了典型严重事故下安全壳内氢气风险分析。分别选取了冷段双端剪切断裂大破口、冷段大破口叠加IRWST重力注水有效以及ADS-4误启动三个典型大破口失水事故序列，对事故进程中的氧化温度、产氢速率以及产氢质量等特性进行了研究。选取产氢量最大的冷段大破口叠加IRWST重力注水有效事故序列，分析了氢气点火器系统的消氢效果。结果表明，堆芯再淹没过程产生大量氢气，采用点火器可有效去除安全壳内的氢气，从而降低氢气燃爆风险。

大破口失水事故 ；先进压水堆；氢气风险 ；氢气点火器

严重事故现象及风险研究表明，在轻水堆核电厂发生严重事故过程中，燃料棒锆合金包壳与高温水蒸气或水发生反应而产生大量氢气。堆芯熔融物落入堆腔后，熔融堆芯与堆腔混凝土发生反应，也会产生大量氢气[1]。氢气浓度达到一定程度可能引起局部或整体的燃烧、燃爆或爆炸，因此核电厂常采用复合器、氢气点火器等措施进行氢气风险控制，从而确保安全壳的完整性。

随着核电厂建设的推进和日本福岛核电站氢气爆炸等问题的经验反馈，以及国家核安全局安全大检查的要求，对氢气控制系统提出了更加明确的要求。相关学者针对氢气风险控制问题开展了大量分析，上海交通大学的邓坚针对LB-LOCA事故工况进行了压水堆大型干式安全壳内的氢气源项特性以及氢气复合器消氢有效性分析，结果表明，一定数量的复合器可以有效去除系统中的氢气和氧气，从而在发生氢气燃爆或爆炸过程中保证安全壳的完整性[2]；韩国Kim等利用GASFLOW对APR1400核电厂丧失正常给水事故下的氢气行为进行研究，获得了安全壳内部局部隔间氢气浓度随时间的变化[3]；加拿大Yim利用GOTHIC-3D程序对CANDU堆装卸料机隔间事故后期氢气-水蒸气-空气的混合气体行为进行了研究，通过详细的三维建模模拟验证了氢气点火器缓解措施的可行性[4]。

对于先进压水堆，非能动安全特性是其显著特点，且严重事故下采取IVR措施，使得先进压水堆的氢气源项特点以及氢气控制系统的要求与传统压水堆存在较大差异，因此本文针对先进非能动压水堆的氢气源项及氢气风险开展研究，并分析氢气控制系统的有效性。

1 核电厂模型和典型事故序列

1.1 核电厂系统模型

本文采用一体化事故分析程序建立了反应堆冷却剂系统(RCS)、专设安全设施以及安全壳的核电厂模型。RCS系统包括压力容器、堆芯、蒸汽发生器、稳压器以及主管道；专设安全设施主要包括：4级自动卸压系统(ADS)、2个堆芯补水箱(CMT)、内置换料水箱(IRWST)、非能动余热排出系统(PRHR)、2个安注箱(ACC)以及相应管线；安全壳内部划分为9个隔间，依次为SG的两个隔间、 CMT隔间、反应堆下腔室、IRWST隔间、反应堆上腔室、非能动堆芯冷却系统(PXS)的A和B隔间以及化学与容积控制系统(CVCS)隔间。模型中对外部喷淋和PXS的空气流道也进行了模拟，并在安全壳内部布置了氢气点火器系统。

严重事故进程中，当燃料温度达到1300K时，锆合金与水或水蒸气发生剧烈反应产生大量氢气。研究结果表明，该氧化反应中氧化层厚度的增加服从抛物线定律，反应速率常数κ符合以下关系式[5]:

κ=Aexp(-B/RT)

(1)

1.2 典型事故序列选取

针对非能动先进压水堆电厂氢气控制系统分析，由于非能动设计特性及IVR特性，考虑氢气源项的典型性，选取冷段双端剪切断裂、冷段大破口叠加重力注水有效以及ADS-4误启动作为三个始发事件，对其事故进程以及氢气产生等特性进行研究，具体事故序列假设条件如表1所示。

表1 严重事故序列及条件假设

2 大破口事故下氢气源项分析

2.1 冷段双端剪切断裂始发严重事故氢气源项分析

表2给出了冷段双端剪切断裂始发事故的事故进程，冷段大破口发生以后，一回路冷却剂通过破口快速向安全壳喷放，造成主系统快速卸压，如图1所示，反应堆在0.3s由于主系统低压而停堆。CMT达到低水位整定值后，ADS-1在375s时启动，随后ADS-2和ADS-3在一定时间延迟后相继启动，当CMT水位进一步降低，ADS-4开始启动，大量水蒸气从热段释放，导致主系统压力继续降低。由于IRWST向堆芯的重力注水能力丧失，且CMT水源排空后，压力容器内水位开始下降，在1859s时，堆芯活性区顶部开始裸露，堆芯温度不断升高，如图2所示，2802s时堆芯开始熔化，5473s时开始出现堆芯坍塌现象，并在压力容器下腔室形成熔融池。在959s堆腔水位达到83英尺标高后，建立了压力容器外部冷却机制，堆腔冷却水进入保温层吸收压力容器外壁面的热量，冷却水受热蒸发从排气口排出。排出的水蒸气通过安全壳内的冷凝后汇集到IRWST，满溢后又流入堆腔，压力容器内的堆芯熔融物被有效滞留，压力容器下封头的完整性也有效保持。由于大量冷却剂释入安全壳，导致安全壳压力升高，PCS投入实现安全壳降温降压的效果。

表2 冷段双端剪切断裂大破口始发严重事故进程

图1 主系统压力和压力容器水位Fig.1 Pressure of RCS and water level of core

图2 堆芯及熔融池温度Fig.2 Temperature of core and molten core

冷段双端剪切断裂大破口发生后，包壳材料中的锆金属与水蒸气大约在2160s时开始发生剧烈的氧化反应，快速产生大量氢气，产氢速率最大达到0.43kg/s，同时，反应释放大量热量，加速了堆芯恶化，随后由于堆芯的熔化坍塌，堵塞堆内流道，锆-水蒸气反应变得微弱，在堆芯熔融物掉入下腔室之后，产生的氢气量很小，当压力容器下腔室烧干后，氢气不再产生。最终氢气总产量稳定在274.4kg，如图3所示。

图3 氢气产生速率和质量Fig.3 Hydrogen generation rate and mass

2.2 IRWST重力注水有效对氢气源项的影响分析

假设冷段大破口事故后，一个CMT有效且IRWST重力注水有效。冷段大破口发生后，大量冷却剂向外喷放，堆芯水位快速下降，CMT达到低水位整定值后，ADS-1、ADS-2和ADS-3在一定时间延迟后相继启动，当CMT水位进一步降低后，ADS-4启动，大量水蒸气从热段释放，导致主系统压力继续降低，CMT水源排空后，由于IRWST重力注水有效，冷却水注入堆芯，使得压力容器水位恢复，如图4所示。在堆芯淹没过程中，锆合金包壳和水蒸气发生剧烈反应，产生大量氢气，产氢速率最高达到8.5kg/s，锆水反应释放的热量同时使得堆芯恶化加剧，大约在248s时，堆芯材料开始熔化，并在2697s时堆芯熔融物掉入下封头，压力容器内的氢气总产量约为810kg，如图5所示。

图4 压力容器水位Fig.4 Water level of core

图5 氢气产生速率和质量Fig.5 Hydrogen generation rate and mass

2.3 ADS-4误启动对氢气源项的影响分析

第四级ADS阀门误启动，相当于热段发生大破口。ADS-4误打开后，瞬间会有大量冷却剂从阀门向蒸汽发生器隔间喷放，主系统压力快速下降，压力下降到一定值后ACC启动向堆芯注水，短时间内排空，且CMT及 IRWST重力注水均无效，所以压力容器内水位迅速下降。由于ADS-4误启动事故相比于基准事故的破口尺寸更大，故堆芯裸露时间提前，如图6所示。之后堆芯温度迅速上升，包壳材料中的锆金属和高温水蒸气发生反应，迅速产生大量氢气，产氢速率最大达到0.6kg/s，下腔室烧干后，氢气不再产生，总的产氢量维持在276kg，如图7所示。

图6 压力容器水位Fig.6 Water level of core

图7 氢气产生速率和质量Fig.7 Hydrogen generation rate and mass

表3总结了大破口始发严重事故序列下的氢气源项特点。冷段双端剪切断裂大破口失水事故由于事故进程快且安注无效，压力容器内最终氢气产量为274.4kg；IRWST重力注水有效工况下，由于堆芯再淹没而产生大量氢气，压力容器内的产氢量约为810kg，该结果表明，堆芯再淹没过程对氢气产生的贡献非常大；ADS-4误启动事故下，压力容器内最终的氢气产量为267kg，与基准事故的产氢量相当。

表3 大破口失水事故氢气源项特点

3 大破口事故下氢气风险控制分析

3.1 氢气风险分析

图8 蒸汽发生器隔间1氢气浓度Fig.8 Hydrogen concentration in SG 1 comp

冷段大破口事故早期，混合气体通过破口向蒸汽发生器1隔间(SG1隔间)释放，然后扩散至CMT隔间和安全壳上部空间，进而随着安全壳内混合气体对流的作用向其他隔间扩散，SG1隔间氢气浓度逐渐下降，如图8所示。氢气不断向安全壳上部空间扩散，安全壳上部空间氢气浓度不断升高，如图9所示。事故后期由于安全壳大气逐渐被冷却，蒸汽成分降低，氢气浓度呈缓慢上升趋势。由于ADS误启动以及重力注水有效工况氢气产量分别为267kg和810kg，安全壳上部空间氢气浓度也有所升高。堆芯产生的氢气通过ADS阀门向IRWST隔间释放，以及其他隔间氢气的扩散，导致IRWST隔间的氢气浓度缓慢上升，如图10 所示。在产氢量达到100%活性区锆水反应的事故工况下，安全壳上不空间氢气浓度很快达到15%，IRWST隔间氢气浓度也很快达到12%左右。

图9 安全壳上部空间氢气浓度Fig.9 Hydrogen concentration in upper comp

图10 IRWST隔间氢气浓度Fig.10 Hydrogen concentration in IRWST comp

图11给出了安全壳上部空间氢气燃烧模式，冷段双端剪切断裂大破口基准事故和ADS误启动工况下，氢气风险处于慢速燃烧区的边缘。对于冷段大破口叠加IRWST重力注水有效工况，由于堆芯再淹没过程中产生大量氢气，使得氢气燃烧模式进入了燃烧区，并接近燃爆转变区。图12给出了IRWST隔间氢气燃烧模式，重力注水有效时氢气风险会进入燃烧区。

图11 安全壳上部空间氢气燃烧模式Fig.11 Hydrogen risk in upper comp

图12 IRWST隔间氢气燃烧模式Fig.12 Hydrogen risk in IRWST comp

3.2 氢气控制系统分析模型

氢气控制系统氢气点火器子系统由66个氢气点火器组成，堆芯出口温度超过650℃并延迟10min后氢气点火器启动。

三种成分混合物H2-Air-H2O的燃烧限值由夏皮罗图表示[6]。通常认为形成可燃混合气体的条件为：当水蒸气浓度低于30%时，氢气浓度必须大于4%；当水蒸气浓度在30%～60%时，氢气浓度需要在4%～12%；当水蒸气浓度大于60%时，认为混合气体已经完全被惰化，不会被点燃，关系表达如式(1)所示：

NFH2O<60%

(2)

式中：NFH2O——水的体积份额；

NFH2——氢气的体积份额。

低速爆燃的静压采用绝热等容完全燃烧(AICC)模型，在向上和向下限值之间的火焰传播，燃烧是不完全的，伴随着燃烧的压力升高也是低于理想的AICC值。

假设等容过程， AICC温度Tg,ad由最终状态的能量以及初始状态能量和燃烧能量释放之和确定，关系表达如式(2)所示：

(3)

式中：ug,o——初始气体内能，W；

Qb——燃烧热量，W；

Mm——燃烧后气体质量，kg；

Cv,m——定容比热，J/kg·K；

Tg,ad——AICC温度，K；

Mst——蒸汽质量，kg；

ust——蒸汽初始能量，W；

vst——初始蒸汽体积，m3；

下标m——H2，CO，CO2，O2，N2。

AICC压力Pg,ad由式(3)确定：

(4)

式中：Po，Tg,o——初始气体压力和温度，Pa、K；

NF，NFo——最终和初始气体摩尔份额。

燃烧温度由最终状态焓以及初始气体焓与燃烧热量之和确定，如式(4)，假设等压过程。

MstHst(Tg,ftPo)

(5)

式中：Hg,o——初始气体焓，J/kg；

Hst——水蒸气焓，J/kg；

Cp,i——第i种气体等压比热，J/kg·K；

Tg,ft——燃烧温度，K。

采用Newton方法联合对式(2)和(4)确定AICC温度和燃烧温度。

3.3 冷段大破口叠加重力注水有效事故下氢气风险控制分析

在冷段大破口失水事故叠加重力注水有效事故序列下，产氢量最大、产氢速率最快，可以作为典型工况进行氢气风险控制分析[7]。图13 和图14分别给出了有无点火器工况下均匀混合隔间与受限隔间的氢气浓度随时间的变化情况，结果表明，有点火器时由于隔间内的氢气被点燃，氢气浓度显著降低。该工况下事故发展迅速，氢气通过破口迅速喷放，之后由于点火措施，氢气不断被点燃，均匀混合隔间氢气浓度基本维持在5%左右，受限隔间的氢气浓度维持在5%以下。

图13 均匀混合隔间中氢气浓度Fig.13 Hydrogen concen. in homogeneous comp

图14 受限隔间中氢气浓度Fig.14 Hydrogen concen. in confined comp

图15和图16分别给出了仅使用点火器时，安全壳上部空间和IRWST隔间的氢气燃烧模式。安全壳上部空间的氢气风险处于慢速燃烧区的边缘，不会进入燃烧区，说明氢气在刚达到燃烧点时就被点火器主动点燃。IRWST隔间氢气风险不会进入燃烧区，而是处于燃烧区的边缘。

图15 安全壳上部空间氢气燃烧模式(点火器)Fig.15 Hydrogen risk in upper comp

图16 IRWST隔间氢气燃烧模式(点火器)Fig.16 Hydrogen risk in IRWST

图17和图18给出了仅点火器工作时安全壳隔间的温度和压力情况，每次点火会产生温度和压力的波动，但总体温度和压力不高，瞬时温度可达590K。

图17 安全壳压力(有点火器)Fig.17 Containment pressure

图18 安全壳隔间的气体温度(有点火器)Fig.18 Temperature in comp

4 结论

针对三个典型的大破口失水事故序列进行氢气源项特性及氢气风险控制分析，结果表明，冷段大破口叠加IRWST重力注水有效工况下产氢量最大，最终产氢量达到810kg，且氢气点火器系统可有效降低氢气燃烧风险。主要结论如下：

1) 冷段双端剪切断裂大破口和ADS-4误启动工况下，事故进程发展迅速且堆芯冷却剂丧失较快工况下，总体产氢速率较低，产氢量较少，压力容器内最终产氢量分别为274.4kg和267kg。

2) 冷段大破口叠加IRWST重力注水有效工况下，事故进程发展较快，由于堆芯再淹没过程中的产氢速率较大，总体产氢量较多，压力容器内最终产生810kg的氢气。

3) 氢气点火器系统可有效降低事故中安全壳内氢气浓度，氢气风险处于燃烧区边缘。

致谢

感谢国家科技重大专项资助项目(2015ZX06004003-002)对本研究的支持。

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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

国家科技重大专项资助项目(2015ZX06004003-002)

温丽丽(1990—)，女，内蒙古集宁人，在读硕士研究生，现从事核科学与技术专业方面研究

佟立丽：lltong@sjtu.edu.cn

TL364.4

：A

：0258-0918(2017)04-0604-09