失水事故后燃料廠房空氣自然循環及氫氣分布實驗研究

陸雨洲，贠相羽，張會勇，張詩琪

(中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518116)

乏燃料水池僅有燃料包殼一道有效屏障，一旦其發生嚴重事故，可能對環境造成大量放射性釋放，因此吸引了廣泛關注。早期的研究主要從機理現象及概率論角度分析[1-4]，對于壓水堆乏燃料水池發生超設計基準事故的概率估計為10-8～10-6/(堆·年)。相關數值計算研究大體分為兩類：一類采用MELCOR[5-6]、ATHLET-CD/ASTEC[7]等系統程序模擬乏燃料水池嚴重事故全過程，并評估氫氣產生量及放射性物質釋放量，對于典型核電廠，氫氣產生量可達103～104kg；另一類采用SFUEL[8]、SHARP[9]等乏燃料水池專用分析程序或商業CFD程序[10]，主要關注冷卻水喪失后乏燃料的升溫過程，分析衰變熱水平、格架疏密、格架入口面積、通風等因素對燃料升溫的影響。實驗研究通常分為分離效應實驗和整體效應實驗兩類，分離效應實驗[11]主要關注包殼在不同環境溫度及氣氛下的氧化行為，以及裂變產物從包殼的釋放行為；整體效應實驗主要體現為采用模擬燃料組件開展實驗，所關注現象與分離效應實驗相似，實驗裝置主要有QUENCH[12-13]、CODEX[14]、PHEBUS[15]等；關注乏燃料水池熱工水力現象的實驗有正在進行的IRSN DENOPI項目[11]，將在降比例的乏燃料水池內研究兩相自然對流現象。

目前開展的實驗主要關注燃料本身行為，對于乏燃料裸露后空氣自然對流冷卻特性及事故后燃料廠房內氫氣分布的實驗研究尚未見報道。本文從確定論出發，針對乏燃料裸露的事故情景開展機理性實驗，并基于實驗結果提出事故緩解措施建議。

1 實驗裝置及方法

實驗裝置包括實驗本體、加熱系統、工質系統、噴淋系統、測量系統、儀控系統等主要組成部分，如圖1所示。實驗本體包括乏燃料水池模擬體及與之聯通的廠房模擬體，參考CPR1000燃料廠房適度簡化并保持幾何相似，長度比例為1∶8，如圖2所示。廠房模擬體靠近底面處設置兩個通風通道，與實際燃料廠房與外界聯通的操作門大體成面積比例；蒸汽和氦氣(模擬氫氣)從水池底部注入，用于模擬事故后氣體條件，氦氣流量參考MELOCR程序對實際乏燃料水池氫氣產量的計算結果選取；實驗本體外側包裹保溫棉，熱阻與實際燃料廠房混凝土相當；加熱系統固定于水池底部，包括兩組獨立控制加熱功率的加熱棒，分別模擬不同衰變熱水平的乏燃料，總加熱功率/實際衰變熱功率與實驗本體體積與實際燃料廠房體積比相同；實驗本體頂部設置了2個實心錐形噴淋噴嘴，錐角分別為15°和30°，15°錐角可大體覆蓋水池區域，噴淋流量參考安全殼噴淋系統并按流量/體積比設置。實驗裝置的主要參數列于表1。

圖1 實驗裝置示意Fig.1 Sketch of facility

實驗中噴淋及氦氣流量分別采用渦街及熱式質量流量計測量。加熱系統功率由數據采集系統測量，加熱棒外壁頂部溫度利用K型熱電偶測量。實驗本體內氣體溫度采用Ⅰ級精度T型熱電偶測量，均勻設置8×3×5共120個溫度測點，測點間距為400 mm，如圖2中紅點所示；氣體體積分數采用四極桿質譜儀測量，測點選取位于實驗本體兩端及中部的3列共18個測點(圖2中綠色點)，同時布置溫度測點；內壁面溫度同樣采用T型熱電偶測量，測點位置在y-z平面分布與空間一致。氣體體積分數測量絕對不確定度為0.02；其余物理量測量不確定度包含儀表本身不確定度及數據采集系統不確定度。各類物理量測量的相對不確定度與測量值有關：空間氣溫及實驗本體內壁面溫度，相對不確定度為0.4%～2.8%；加熱棒表面溫度，相對不確定度為0.4%～3.2%；噴淋流量，相對不確定度為1.7%～3.4%；氦氣流量，相對不確定度為1.9%。

圖2 實驗本體及測點布置Fig.2 Test section and measure point distribution

本文開展空氣自然循環實驗、噴淋強化冷卻實驗和氫氣分布特性實驗。

1) 空氣自然循環實驗

針對乏燃料水池貯存條件最惡劣(全部貯滿且存在1批剛從堆芯卸出的乏燃料)，且水裝量在短時間內全部喪失、乏燃料完全裸露的情景，研究乏燃料完全裸露后水池及廠房空間空氣自然循環基本特征和熱量移除能力；通過開啟通風通道，研究與外界存在自然通風時對自然循環冷卻的影響。

表1 實驗裝置主要參數Table 1 Main parameter of facility

2) 噴淋強化冷卻實驗

以空氣自然循環實驗進行至特定時間、實驗本體達到一定狀態作為初始條件，通過改變噴淋流量及錐角，研究不同噴淋方案的強化冷卻性質。

3) 氫氣分布特性實驗

分為氫氣/空氣分布特性和氫氣/空氣/蒸汽分布特性實驗兩類。前者針對乏燃料水池未發生事故而從安全殼遷移少量氫氣的情景，研究氫氣在常溫常壓空氣環境下的分布性質；后者針對乏燃料水池發生冷卻水喪失事故、燃料包殼已發生氧化產生部分氫氣，但及時恢復補水使乏燃料重新淹沒的情景，研究少量氫氣在池水蒸發產生的蒸汽環境下且與外界存在氣體交換時的分布性質。

2 結果及分析

2.1 空氣自然循環實驗

初始時刻(t=0)實驗本體內為常溫常壓空氣，水池模擬體為干涸狀態，啟動加熱開始實驗，分別對比實驗本體密閉、開啟主通道自然通風、雙通道通風3種情形的溫度場、燃料表面溫度特征。t=10 h時空間氣體溫度場如圖3所示，內壁面溫度分布如圖4所示，圖中“+”表示測點位置，可看出氣體及內壁面溫度梯度均較小。主通道自然通風與密閉情形溫度分布基本一致，而雙通道通風相比密閉條件下各區域溫度明顯降低，空間氣體平均溫度較后者低21.8 ℃，內壁面平均溫度較后者低21.2 ℃。根據氣體溫度分布可推測自然循環路徑，即氣體從水池下部區域受熱后，向上逸出水池，運動至廠房上部后向四周運動，達到豎直壁面后折返向下運動，沿底面回流水池。而實驗本體在3種情形下的溫度場分布十分相似(圖3)，說明自然通風對廠房整體自然循環路徑無太大影響。

圖3 t=10 h時空間氣體溫度分布Fig.3 Spatial gas temperature distribution at t=10 h

圖4 t=10 h時內壁面溫度分布Fig.4 Wall tempereture distribution at t=10 h

加熱棒表面熱點升溫進程如圖5所示。實驗啟動后加熱棒溫度迅速上升，至400 ℃時由于溫差增大、換熱功率增加，升溫速率減緩。實驗本體密閉狀態下，加熱棒持續升溫，t=10.58 h時超過500 ℃；通風狀態下，加熱棒升溫進程更緩慢，尤其對于雙通道通風，實驗24 h后溫度仍低于490 ℃，且變化幅度很小。對于實際燃料廠房，可考慮在穹頂開設通風門，與底部操作門形成煙囪效應，強化氣體自然對流冷卻，延緩裸露乏燃料的升溫進程。

圖5 實驗本體不同通風條件下加熱棒表面熱點溫度變化Fig.5 Hot spot temperature variation of heating rod surface at different ventilation conditions

2.2 噴淋強化冷卻實驗

噴淋實驗以密閉情形下自然循環實驗10.5 h狀態作為初始條件，分別以噴淋流量-噴淋錐角為0.81 m3/h-15°、1.62 m3/h-15°、0.81 m3/h-30° 3種噴淋方案進行。0.81 m3/h-15°方案下噴淋5 min時的氣體溫度場如圖6所示。噴淋直接覆蓋區域內由于液滴蒸發，氣體溫度迅速降低，進而通過自然對流的作用冷卻其他區域。圖7比較了不同噴淋方案下加熱棒表面熱點溫度及空間氣體平均溫度隨時間的變化，增大噴淋流量時可獲得更好的冷卻效果；而增大噴淋錐角時，部分液滴未落入水池內，加熱區域冷卻速率更低，但對空間氣體冷卻效果無明顯增強。對于實際燃料廠房，設置噴淋系統時以恰好覆蓋水池區域為宜；可考慮與現有應急補水系統結合，將注水管道末端改為環繞乏燃料水池的噴嘴。

2.3 氫氣分布特性實驗

根據THAI臺架[16]開展的相關研究，可使用氦氣模擬氫氣的流動及混合特性。本實驗使用氦氣代替氫氣，實驗中以16～17.5 g/s平均流率持續30 s將氦氣注入空氣環境或蒸汽環境，注氣位置位于水池側壁下部，通過蜂窩整流網后逸出水池。利用毛細管抽取氣體送入四極桿質譜儀測量各組分的體積分數，除實驗本體內測點外，主通風通道內也設置1個測點。

氦氣注入空氣環境后，不同位置氦氣濃度(體積分數)的變化示于圖8，0 s時刻為氦氣注入啟動時刻。圖8中各測點以CBIJK表示，I、J、K分別代表測點在x、y、z方向的位置序號。由圖8可見，氦氣在空氣環境中沿高度方向形成了明顯的分層，而同一高度不同水平位置氦氣濃度一致，呈現沿豎直方向一維分布的特征；濃度差驅動的分子擴散使空間氣體濃度趨于一致，但進程較緩慢，到氦氣注入后約6.5 h時各處氣體達到均勻分布。而當噴淋(1.6 m3/h，持續120 s)引入時(圖9)，液滴拖曳促進了氣體攪混，氦氣分層迅速破壞，噴淋結束前沿高度方向氣體達到均勻分布。

圖6 0.81 m3/h-15°方案下噴淋5 min時空間氣體的溫度分布Fig.6 Spatial gas temperature distribution under 0.81 m3/h -15° spray scheme for 5 min

圖7 噴淋作用下加熱棒表面熱點溫度(a)及空間氣體平均溫度(b)變化Fig.7 Hot spot (a) and spatial gas (b) temperature variation of heating rod surface under spray

圖8 氦氣在空氣中分層Fig.8 Helium stratification in air environment

圖9 噴淋對氦氣/空氣分層的影響Fig.9 Influence of spray on stratification of helium/air

氦氣/空氣/蒸汽3組分的分布特性實驗中，首先在實驗本體內注蒸汽形成純蒸汽環境，然后注入氦氣，靜置一段時間后，開啟主通風通道。選取通風通道內(CV)和距通風通道最遠處(CB126)兩個典型測點，觀察氦氣/空氣/蒸汽3組分體積分數隨時間的變化，結果示于圖10。由于蒸汽不斷冷凝，外界空氣通過通風通道進入實驗本體，各處空氣體積分數不斷增大，蒸汽體積分數不斷減??；對于通風通道測點處，至實驗時間約5 823 s時已具有可燃性。外界向實驗本體宏觀流動方向為從外至內，而氦氣向外界遷移的機理主要為分子擴散，其體積分數降低過程十分緩慢。

圖10 通風情況下氦氣/空氣/蒸汽濃度隨時間的變化Fig.10 Helium/air/steam concetration variation versus time at ventilation condition

圖11 噴淋對局部氦氣/空氣/蒸汽濃度的影響Fig.11 Influence of spray on local helium/air/steam concentration

噴淋對3組分體積分數變化特性的影響示于圖11，其中通風啟動時刻為0 s時刻，實心點代表通風后迅速啟動噴淋的工況，空心點表示無噴淋的工況，圖中展示了距通風通道最遠的測點。噴淋使得蒸汽在短時間內迅速冷凝，蒸汽/空氣體積分數產生階躍性變化，此后變化趨勢與無噴淋情況類似；噴淋對氦氣體積分數影響很小。噴淋縮短了燃料廠房內部氣體進入可燃狀態的時間，對促進氫氣向外逸散影響很小，其對降低氫氣燃爆風險無積極作用。對于實際乏燃料水池，燃料包殼氧化產氫速率很快且總量很大，一旦發生嚴重事故，氫氣燃爆風險難以消除，事故緩解措施應關注避免燃料包殼達到發生氧化反應的溫度。

3 總結

本文得到了燃料廠房模擬體內氣體溫度場及濃度分布實驗數據，由于尺度效應，其與實際燃料廠房將存在差異，而總體規律應類似：1) 與外界的對流通風可有效增強自然循環冷卻能力，使加熱棒表面溫度在較長時間內維持在可接受水平；2) 噴淋可迅速降低其所覆蓋區域溫度，且應集中針對熱源區域進行；3) 噴淋的攪混作用可迅速破壞氫氣/空氣分層，避免局部氫氣富集；4) 對于氫氣/蒸汽環境，蒸汽凝結造成外界空氣涌入，原本惰化的混合氣體逐漸具有可燃性，此時噴淋無積極作用。

對于實際乏燃料水池事故緩解，基于實驗結果提出了兩類工程改進措施。1) 非能動措施：在燃料廠房穹頂開設通風門，與底部操作門形成煙囪效應，強化氣體自然循環冷卻，延緩裸露乏燃料升溫進程。2) 能動措施：設立乏燃料水池應急補水管線，并將末端由直接注水改為分散覆蓋乏燃料區域的噴淋，可從上至下直接冷卻裸露后溫度更高的乏燃料上部。值得說明的是，如需為具體的工程改進設計提供支撐，還需開展?；鼑栏竦尿炞C試驗。