三代壓水堆核電廠DCH參數敏感性研究

劉 宇，牛世鵬，王高鵬，喻新利，張佳佳

(1.中國核電工程有限公司，北京 100840；2.生態環境部 核與輻射安全中心，北京 100082)

堆芯熔化時，若反應堆壓力容器(RPV)破裂時反應堆冷卻劑系統(RCS)壓力較低，熔融物將從RPV傾瀉至反應堆堆腔，導致熔融物-混凝土相互作用(MCCI)，造成安全殼晚期超壓；若RCS高壓[1](>2 MPa[2])，聚集于下封頭的熔融物會被水蒸氣和可能存在的氫氣裹脅，高速沖出RPV進入堆腔和安全殼，在極短時間內破裂成大量細微粒子，與殼內大氣快速換熱。再加上H2燃燒、熔融物碎片中鋯、鐵等金屬氧化反應的放熱及不可凝氣體的產生，對安全殼升溫加壓威脅安全殼完整性，導致安全殼早期超壓、放射性物質釋放。這一現象稱為安全殼直接加熱(DCH)。

NRC研究表明：DCH與電廠設計、安全殼性能及事故序列密切相關[3]；OECD/NEA和IAEA[4-5]認為DCH過程產生的氫氣可能爆燃，增加安全殼負荷。DCH作為可能導致安全殼早期超壓甚至放射性物質早期不可控釋放的主要貢獻之一，引起了各國核工業界的廣泛重視。

本文以雙隔間平衡(TCE)模型為核心，基于風險導向的事故分析方法(ROAAM)和拉丁超立方算法(LHS)編寫Fortran程序，計算不同事故DCH載荷。但受限于DCH現象機理的復雜性和實驗數據不足等原因，計算DCH載荷時，許多參數無法直接從工程設計資料中獲取，通常采用經驗值、專家判斷等方式，可能對結果有較大影響，需對此類參數開展敏感性分析，歸納敏感性分析結論。

1 分析模型

1.1 TCE模型

20世紀80年代，NRC以Surry和Zion為目標電廠，在大量研究基礎上提出用于DCH最佳估算的TCE模型[6]。模型將安全殼分為上部穹頂隔間(運行平臺上的自由空間)和子隔間(堆腔及運行平臺下的空間)2個控制體分別計算，模型考慮了多種能量相互作用與制約，如氧氣量制約氫燃、化學平衡限制鐵-水蒸氣、氫氣產量等。TCE模型已相對成熟，與其他相關程序和實驗數據吻合良好[7-9]，模型已在我國核工程項目中廣泛使用[10-11]，模型描述詳見文獻[10]。

1.2 ROAAM

本方法用于解決嚴重事故分析中的概率評估問題，即將復雜的嚴重事故物理現象以可控的方式分解成若干子現象，通過對子現象的不確定性進行概率處理，從而最終獲得對目標物理現象的概率評價[12]。本研究需考慮Zr氧化份額、熔融UO2及不銹鋼質量的不確定性，通過定義不確定性水平表示不同結果在概率方面的變化，如ρ取1表示可能，ρ取10-2表示不可能，ρ取10-2～1表示介于兩者之間。

2 程序開發和計算輸入

2.1 程序開發

DCH風險分析程序采用TCE模型與LHS相結合的ROAAM，同時結合安全殼失效概率曲線計算得到DCH導致的安全殼失效概率結果。圖1為計算程序框圖。

圖1 DCH導致安全殼失效概率計算方法流程圖Fig.1 Flow diagram of calculation methodof containment failure probability caused by DCH

2.2 計算輸入

結合一級概率安全分析(PSA)結果和工程經驗，應用MAAP4軟件計算表1中的事故序列。TCE模型輸入，如電廠特征參數、序列熱工參數、堆芯熔化后相關物理參數及安全殼失效概率曲線列于表2、3。其中某些堆芯熔化后相關物理參數缺乏實驗數據，采用經驗值或專家判斷，因此有必要對此類參數進行敏感性分析。

(1)

式中：M為質量；ρ為密度；V為體積；LP表示下封頭，s表示熔融不銹鋼，CRM表示控制棒。

表1 RPV破裂時典型事故序列熱工參數(二次側承壓/卸壓)Table 1 Thermal parameter of typical sequence at RPV breach moment (with/without secondary loop)

表2 TCE模型——確定型輸入參數Table 2 Input parameter of TCE model-Deterministic input

表3 TCE模型——概率分布型輸入參數Table 3 Input parameter of TCE model—Probabilistic input

3 參數敏感性分析

熔融物質量、安全殼空間布置設計、安全殼強度性能及事故序列會直接影響DCH后果[13]，且上述參數中部分數據不確定性較大或采用經驗值，因此采用控制變量法進行敏感性分析，歸納敏感性分析結論。分析基于以下兩類事故：15 mm LOCA(pRCS≈16 MPa)和25 mm LOCA(pRCS≈8 MPa)。

3.1 物質總質量類

1) 下腔室薄不銹鋼質量

TCE模型認為重新定位的堆芯熔融物中熔融的下腔室薄不銹鋼是參與DCH中不銹鋼的唯一來源，因此下腔室薄不銹鋼的質量直接影響DCH載荷。由于重新定位時熔融的下腔室薄不銹鋼質量不易從設計資料中直接得出，因此需進行參數敏感性分析。對于下腔室熔融薄不銹鋼質量M，可通過如下方法獲得：(1) 根據Surry電廠數據按熱功率折算，M約10 t；(2) 根據嚴重事故計算結果，假設熔融薄不銹鋼由堆芯圍板、下支撐板和堆芯所有下部構件構成時，M約26 t；(3) 根據嚴重事故計算結果，假設熔融薄不銹鋼由堆芯區域、堆芯圍板、成形板組件構成時，M約43 t。

上述兩類事故的DCH壓力載荷變化趨勢相同，圖2為3組輸入下25 mm LOCA序列DCH壓力載荷累積概率分布。當輸入分別為10、26、43 t時，DCH最大壓力載荷(100%累積概率對應的壓力)分別為5.4×105、6.7×105、6.9×105Pa，說明下腔室熔融薄不銹鋼質量M越大，DCH載荷越大。

2) 熔融控制棒質量

參與DCH的熔融控制棒質量與嚴重事故進程密切相關，具體如下：(1) 對于pRCS≈16 MPa的濕堆芯事故(15 mm LOCA)，控制棒材料只在開始時對堆芯熔融堵塞物的形成有貢獻，但根據嚴重事故進程分析，堆芯的再淹沒阻止了控制棒材料從堆芯堵塞物中熔化脫離出來。所以，在此類序列情況下，RPV破裂時僅少量控制棒材料出現在熔融物中，可取值為0。(2) 對于pRCS≈8 MPa的事故(25 mm LOCA)，由于下腔室的水未能淹沒堆芯底部，控制棒可能達到其熔點。根據SCDAP/RELAP5對Surry電廠的計算結果[7]，假設熔融的控制棒質量約2 t，按照反應堆熱功率折算后得此數據約為2.5 t。綜上所述，僅對25 mm LOCA進行敏感性分析，根據設計輸入，取值分別為2.0、2.5、3.0 t，結果列于表4。由計算結果可知，熔融控制棒材料對DCH載荷幾乎無影響。

圖2 不同下腔室薄不銹鋼質量下的DCH壓力載荷分布Fig.2 Illustration of DCH pressure load with different inputs of thin lower plenum steel

表4 不同熔融控制棒質量時的DCH風險Table 4 DCH risk with input of melt control rod mass

3) 一回路產氫滯留比例

NRC使用SCDAP/RELAP5計算Zion電廠嚴重事故早期行為時發現：在堆芯熔化事故早期，超過90%的H2會進入安全殼，由于此時溫度較高，H2存在燃燒風險。當用CONTAIN程序評估Zion電廠DCH風險時，結果顯示此時H2燃燒概率極低[7-8]。此外DCH進程極快，其載荷峰值與H2燃燒或爆燃帶來的載荷峰值不在同一時間尺度。因此NUREG報告中假設所有H2會釋放到安全殼，且在RPV破裂前不會燃燒，此參數取0[7]。另選取序列計算結果(0.192和0.027)及假設參數進行敏感性分析，結果列于表5。表5數據表明，此參數對DCH壓力載荷影響極小，可忽略不計。

表5 不同H2滯留比例的DCH風險Table 5 DCH risk with different input of fraction of H2 generated and stayed in RCS

3.2 安全殼設計類

1) 熔融物碎片噴入安全殼子隔間比例

對于熔融物進入子隔間的通道，根據設計特點保守認為可從堆腔與RPV間的環形縫隙噴出，未考慮熔融物噴入主回路隔間的可能性。根據堆腔設計與不同假設，得出3種不同的f值(Surry電廠f值為0.16[7])：(1) 有RPV保溫層，選取最窄堆腔流道截面時，f=0.078 7；(2) 無RPV保溫層(被熔融物碎片沖刷掉)，選取最窄堆腔流道截面時，f=0.172 5；(3) 無RPV保溫層，選取最寬堆腔流道截面時，f=0.193 5。對不同假設下25 mm LOCA DCH載荷進行計算，結果如圖3所示。

由圖3可知，f值與DCH載荷呈反比，主要是因為f值影響DCH過程中熔融物噴放質量，從而影響DCH載荷。試驗[6]表明：熔融物及氣體會融化隔離設備并將其帶出環形縫隙，因此假設2(f=0.172 5)較符合實際情況。但整體上，環形縫隙截面積較小，3類假設對DCH載荷的影響并不十分明顯。

2) 子隔間占安全殼空間比例

TCE模型分為上部穹頂隔間和子隔間2個控制體，并對2個控制體單獨計算，因此子隔間體積比對DCH載荷計算十分重要。敏感性分析結果列于表6(Surry電廠此參數為0.016)。

圖3 不同f輸入時DCH壓力載荷的分布Fig.3 Illustration of DCH pressure load with different input of f

對此參數的研究可指導后續電廠堆腔等結構方面的設計。結果表明：子隔間體積占安全殼總比例越小，穹頂隔間占比越小，其自由空間的相對熱容量也越小，導致DCH在穹頂隔間的相對載荷增加，安全殼失效概率也小幅增加。

3) 壓力容器下封頭破口尺寸

根據Zion專家組建議，RPV下封頭初始破口尺寸取0.4 m。該參數與初始條件、材料、下封頭貫穿件布置等特性有關。熔融物噴射過程中，高速噴射的熔融物使RPV下封頭破口進一步融化，導致破口增大[8]。根據計算結果，初始破口尺寸為0.4 m時的最終破口尺寸分布如圖4所示。

表6 不同子隔間占安全殼比例時的DCH風險Table 6 DCH risk with input of subcompartment volume fraction

圖4 壓力容器下封頭最終破口尺寸分布Fig.4 Distribution of RPV’s final hole diameter

RPV模型下封頭最終破裂尺寸計算公式[7,14]如下：

(2)

(3)

(4)

以15 mm LOCA為例，當初始破口尺寸為0.2、0.3、0.4、0.5 m時，對應DCH導致的安全殼失效概率分別為4.17×10-5、4.21×10-5、4.26×10-5、4.30×10-5。結果表明，初始破口尺寸對DCH載荷影響較小。圖4表明，TCE模型中最終破口上限為0.475 m，與ablation(消融)模型[8]中上限0.46 m吻合較好。

3.3 事故序列類

不同序列下二次側承壓與否的DCH導致安全殼失效概率結果列于表7。由表7可知：二次側是否承壓對DCH影響較小。二次側承壓會使一回路的溫度、壓力小幅下降，減少DCH載荷，但冷卻效果有限。如在SBO工況下，二次側承壓/卸壓時RCS壓力、溫度分別為16.3 MPa/16.6 MPa和702 K/773 K。保守假設二次側卸壓條件下不同事故序列DCH溫度、壓力載荷分布如圖5所示。結果表明，不同序列DCH導致安全殼失效概率存在差異但整體較小(均為10-5量級)。造成DCH載荷最大的序列為25 mm LOCA，其DCH導致安全殼失效概率為5.3×10-5。

表7 不同事故序列、二次側情況下DCH風險Table 7 DCH risk of different sequences and different situations of secondary loop

圖5 不同事故序列下DCH載荷分布Fig.5 Distribution of DCH load for different sequences

4 結論

本文以我國某三代壓水堆為研究對象，計算了DCH載荷，并結合安全殼失效概率曲線評估了DCH導致的安全殼失效風險概率，為二級PSA提供輸入，同時為核電廠嚴重事故管理導則(SAMG)及后續設計提供支持。其次在DCH計算輸入中選取了3類參數進行敏感性分析，結果表明：DCH造成的載荷與堆腔設計的幾何結構有關，包括子隔間占安全殼總比例、f值；與下腔室薄不銹鋼質量正相關；與壓力容器下封頭初始破口尺寸正相關，但影響不大；與一回路產氫比例、熔融控制棒質量無關；與嚴重事故序列進程相關。

研究中發現：DCH僅在高壓熔堆序列中發生，此過程通常較緩慢，因此操縱員有足夠時間采取措施以避免DCH現象的發生。與其他堆型相比，我國某三代壓水堆具有如下優勢：極大程度地降低了DCH現象的威脅，增設一回路快速卸壓閥應對高壓熔堆風險；設計堆腔注水系統實現熔融物堆內滯留(IVR)；較大的自由空間(約為M310的1.75倍)及合理的堆腔設計，熔融物沒有直接噴入安全殼穹頂的較大且直接的通道，大多熔融物碎片會滯留在堆腔中。