全厂断电叠加破口事故分析研究

陈宏坤 袁显宝 毛璋亮 刘芙蓉 周建军 杜晓超

摘 要：本文以典型压水堆核电机组为研究对象，采用MAAP程序对全厂断电（SBO）叠加不同尺寸破口（LOCA）的冷却剂丧失事件导致的严重事故工况进行分析，对安全壳超压失效及氢气风险进行了研究。通过研究发现在SBO叠加不同大小破口导致的严重事故进程中，在下封头失效前，安全壳均能保持其完整性。本文研究可为核事故应急管理提供了参考依据。

关键词：压水堆;严重事故;全厂断电;冷却剂丧失事故;氢气风险

DOI：10.16640/j.cnki.37-1222/t.2019.04.163

0 引言

安全壳是压水堆核电机组阻止裂变产物向环境释放的最后一道安全屏障，压水堆核电厂在严重事故下，产生的大量蒸汽及氢气进入安全壳，可对安全壳的完整性构成威胁，并导致安全壳发生早期失效或晚期失效，从而使放射性裂变产物释放到大气环境，对周围环境和公众造成严重威胁。因此，对严重事故阶段安全壳的安全性进行分析尤为重要。

以往学者[2]对压水堆核電机组事故后果较为严重的冷管段小破口事故进行研究发现：由于破口很小，一回路压力下降缓慢，在压力容器失效时一回路压力仍然很高，形成高压熔堆。安全壳内压力的突升发生在压力容器破裂的时候。袁凯[3]研究了核电厂全厂断电事故下安全壳发生超压失效，在压力容器破损后恢复电源将使得安全壳内蒸汽浓度大幅减小，从而增加氢气浓度，增加了氢气风险。许芝兰[4]通过选取热管段中破口叠加设备冷却水失效和再循环高压安注失效，与冷管段大破口叠加再循环失效，通过对两种事故工况的分析，证实了再循环高压安注、安全壳喷淋这两种缓解措施对保证安全壳完整性的重要作用。然而，当前对严重事故条件下是否需要关注安全壳内压力和氢气风险的研究还不充分。因此，本文拟基于国际认可的严重事故程序MAAP，建立典型压水堆核电机组严重事故模型，对SBO叠加不同大小破口事故工况下安全壳内超压失效及氢气风险进行研究[1]。

1 严重事故模型构建

MAAP4程序是由EPRI开发的一体化严重事故分析程序，是专门用于核电厂严重事故分析计算的一体化、模块化的程序，可用于研究严重事故的序列分析和评估。

1.1 模型的节点划分

本文以我国典型的M310压水堆机组为参考对象，基于MAAP程序构建其严重事故电站模型。

一回路模拟为两个环路：一个破损环路，另外两个环路集总为一个完好环路。严重事故的建模范围包括了压力容器、蒸汽发生器、主泵、稳压器、卸压箱、冷却剂主管道等一回路系统，二回路系统采用简化模拟。整个一回路共划分为14个控制体。图1-1给出了一回路控制体划分示意图。

安全壳划分为5个部分，如图1-1所示，分别是堆腔、下部隔间、上部隔间、环廊和外部大气环境，此外高低压安注、安注箱、安全壳喷淋系统、辅助给水系统以及安全壳地坑和换料水箱也包括在模型中。安全壳的设计压力为0.52MPa。

1.2 模型的稳态验证

模型建立后通过参考机组设计参数对模型的可靠性进行对比验证，稳态参数对比结果如表2-1所示。通过表2-1可以发现本文严重事故模型在稳态条件下的计算结果和参考机组设计参数符合较好，能够进行严重事故的分析研究工作。

2 事故假设条件

假设事故前机组处于满功率运行工况在0s时刻发生SBO事故，同时冷段发生LOCA事故。破口的面积分别为0.00049 m2、0.0123 m2、0.3832 m2。SBO事故发生后反应堆立即停堆、主泵惰转、汽轮机隔离，同时高低压安注失效、非能动安注箱有效、辅助给水失效。

3 计算结果分析

本文对不同工况下主要事故序列进行了计算，具体如表2-2所示。可以看出，在其他条件相同时，随着破口面积的增大，严重事故发展的进程也就越快，下封头失效的时间也就越短。

3.1 破口流量随时间的变化

图2-1给出了0s发生SBO叠加冷段大破口（破口面积为0.3832m2）事故时破口流量随时间的变化规律。

如图2-1，当冷管段发生大破口事故时，堆芯内的冷却剂迅速从冷段破口流出进入安全壳空间，破口瞬间最大流动速度达到了2107kg/s，在破口发生13.9秒时堆芯开始裸露;随着一回路压力的下降，破口流速快速下降，在破口事故发生后164秒时破口流量下降并渐趋平缓。整个事故过程蓄压安注对破口流量的影响并不明显。

冷段破口面积为中破口（0.0123m2）和小破口（0.00049 m2）事故时破口流量随时间的变化关系如图2-2所示。和图2-1相比，可以看出破口处的最大流量随破口面积的减少而减小，破口面积为大破口（0.3832m2）中破口（0.0123m2）和小破口（0.00049 m2）时，破口处的最大流量分别达到了2000kg/s、600kg/s以及30kg/s。

图2-3给出了冷段破口时堆芯液位随时间的变化关系。有图可见双端剪切断裂时堆芯液位迅速下降，在1288s左右堆芯液位下降至3.18 m。而随着破口面积的减小，堆芯液位减小的速度也趋缓。与双端剪切断裂不同，在当量直径为25cm的破口时冷却剂虽然通过破口向安全壳泄漏，但在破口发生388s后堆芯液位才开始下降，这是因为在开始阶段内的冷却剂虽然减少，但堆芯压力也迅速降低，堆芯冷却剂在衰变热的作用下产生汽化导致液位并不会迅速下降。但随着堆芯冷却剂装量的减少，从388s后堆芯液位开始下降，在573s时由于非能动安注箱开始向堆芯注水，所以堆芯水位又开始回升，但这一过程比较短暂安注箱失效后，堆芯液位逐渐降低直至为0对于小破口的情况，从图2-3可以看出在前6000s内堆芯液位并没有下降，由于破口处的流量较小堆内压力变化缓慢，在小破口时，堆芯液位在8154s时产生一个很大的波动，这是因为蓄压安注在重力作用下自动注水，从图2-3可以看出此时堆芯内水的质量变化趋势相似。

堆内水的质量的变化如图2-4所示。可以看出。破口发生后堆内水的质量逐渐减少，且破口越大堆内水的质量减小的越快。

3.2 安全壳内压力风险分析

发生全厂断电叠加破口后，压力容器下封头由于熔融物的加热发生蠕变而失效。如图2-5所示，大中小破口均出现安全壳上部隔间压力峰值，压力并未超过安全壳设计压力。

随后安全壳压力开始缓慢下降，压力不再升高并有所下降，主要原因是从破口喷放的冷却剂在安全壳热构件表面冷凝，随后安全壳喷淋系统启动开始喷出雾滴，安全壳上部隔间压力以较快的速度开始下降。由于假设再循环喷淋失效，即当换料水箱水位低于2.7m时，喷淋泵无法从地坑取水，而主系统不断释放出高温水蒸气，安全壳热阱不足以冷却主系统喷放出的水蒸气。安全壳内上腔室蒸汽摩尔份额如图2-6所示。

安全壳内的蒸汽浓度越来越高，最终达到59.9%，即使如此，启动一组稳压器安全阀;采用氢气复合器，即氢气复合器在安全壳内氢气摩尔份额百分比达到2%时开始工作通过安全壳过滤排气泄压方法缓解该风险[6]。

3.3 全壳内的氢气风险分析

不同尺寸的破口安全壳内氢气浓度如图2-7所示。

如图所示，在全厂断电叠加破口事故中，根据严重事故管理导则（SAMG），安全壳氢气浓度超过设计值，氢气在安全壳内燃烧可能会导致安全壳直接失效并产生直接的裂变产物释放的途径，通常氢气设定值为4%-6%，本文取6%。截止下封头失效前，锆水反应生成氢气，在双端剪切断裂与中破口当量直径25cm，均在安全壳氢气安全浓度范围内。而小破口安全壳内氢气摩尔份额在8393s时发生剧烈上升状态达到燃爆限值起点，最高燃爆限值达10.15%，此时安全壳发生氢气风险失效。可采取的缓解措施为稳压器安全阀泄压功能延伸，此时需要操作员手动开启。

4 结论

本文对相同位置不同尺寸的全厂断电叠加破口引发严重事故过程中安全壳的氢气浓度和压力，从而研究其对安全壳完整性的影响。

（1）全厂断电严重事故中，在无缓解措施下，破口流量随破口尺寸的增大而增大，安全壳内锆水反应生成的氢气摩尔份额随破口尺寸的减小而增大，由于小破口的氢气摩尔份额过高，超过了氢气燃爆限值，导致安全壳发生氢气风险，采取开启安全阀和氢气复合器便可有效缓解氢气风险，从而保持安全壳完整性。

（2）在下封头失效前，虽然蒸汽摩尔份额越来越高，安全壳上腔室压力始终保持在设定压力值内，因此在全厂断电叠加破口严重事故中，无需考虑破口尺寸大小会对安全壳内压力造成威胁，只需关注其他参数诸如氢气摩尔份额等。

参考文献：

[1]朱继洲.核反应堆安全分析[M].西安：西安交通大学出版社，2000

：96-101.

[2]骆邦其，陈巧艳，唐文忠.岭澳二期百万千瓦级核电站全厂断电严重事故初步分析[J].核工程研究与设计，2006（57）：1-5.

[3]王高鹏，刘长亮，叶忠昊.小破口引发的严重事故工况及事故缓解的研究.[J]. 核科学与工程，2011（31）：61-67.

[4]袁凯，黄高峰，曹学武.核电厂全厂断电事故下安全壳响应的计算分析[J].原子能科学技术，2010，44（09）：1085-1088.

[5]许芝春，张亚培，苏光辉等.严重事故条件下安全壳响应模拟研究[J].原子能科学技术，2018，52（04）：634-640.

[6]骆邦其，林继铭.CPR1000核电站严重事故重要缓解措施与严重事故序列[J].核动力工程，2010，31（S1）：1-7.

[7]濮继龙.压水堆核电厂安全与事故对策[M].北京：原子能出版社，1995.

[8]骆邦其，林继铭.小破口引发的严重事故工况及事故缓解的研究 [J].核动力工程，2010，31（S1）：1-7.

[9]陈耀东.严重事故缓解措施对全厂断电（SBO）事故进程影响分析[J].核科学与工程，2006，2（26）：134-141.

[10]毕金生，靖剑平，石兴伟等.大破口触发的严重事故分析及缓解措施研究[J].核科学与工程，2017，37（04）：597-603.

基金項目：国家自然科学基金（11247021，11805112）;湖北省教育厅科学技术研究计划重点项目（D20181206）;湖北省水电机械设备设计与维护重点实验室开放基金（2016KJX15、2017KJX04）项目。

作者简介：陈宏坤（1991-），男，湖北咸宁人，硕士研究生，从事核电厂严重事故分析工作

*为通讯作者