坩堝式堆芯捕集器熔融物長期冷卻過程

朱光昱, 張祎王, 郭超, 魏超*, 李春, 依巖

(1.生態環境部核與輻射安全中心, 北京 100082; 2.中國核電工程有限公司, 北京 100084)

隨著壓水堆設計功率逐漸提高,發生嚴重事故后,核燃料等[1]堆內構建熔化產生的高溫熔融物也大量增加,這導致反應堆壓力容器(reactor pressure vessel, RPV)壁面的熱流密度升高,從而對堆內熔融物滯留技術(in-vessel retention, IVR)[2]的安全裕量形成挑戰。對于采用堆芯捕集器的堆外熔融物滯留技術(ex-vessel retention, EVR)[3],通過捕集器內的犧牲材料與熔融物混合,降低熔融池的體積釋熱率,因此具有很大的安全裕量,可以保證在提升壓水堆的堆芯設計功率后依然滿足“從設計上實際消除大規模放射性釋放”的安全要求。

根據熔融物的收集和冷卻形式,堆芯捕集器可以分為坩堝式[4]和擴展式[5]兩種。坩堝式以俄羅斯VVER(Vodo-Vodyanoi energetichesky reactor)堆型為代表,擴展式以歐洲改進型壓水堆EPR(Europe pressurized water reactor)為代表。雖然中國田灣核電廠和臺山核電廠在早年間分別引入了上述兩種機型,但在自主化設計第三代核電機組過程中,嚴重事故緩解措施均主要借鑒了AP1000(Advanced Passive PWR 1000)的IVR策略[2]。在近幾年,元一單等[6-7]開展了坩堝式堆芯捕集器設計研究,彌補了中國EVR策略研究的空白。針對坩堝式堆芯捕集器中熔融物冷卻緩慢問題,團隊創新性提出了內置冷卻管方案,并對管道內的熱工問題進行了實驗研究和分析[8-9]。

現以江蘇田灣核電廠VVER坩堝式堆芯捕集器的設計參數為基礎,采用FLUENT軟件建立了相關數值模擬模型,探討了內置冷卻管對熔融物冷卻速率的影響,為分析該技術方案的應用前景奠定了基礎。

1 坩堝式堆芯捕集器介紹

1.1 坩堝式堆芯捕集器工作原理

坩堝式堆芯捕集器結構如圖1所示。捕集器主要設備為布置在RPV底部的換熱器,換熱器上部為圓柱體,底部為錐體,其中盛有大量的犧牲材料,換熱器四周為冷卻水流道。

圖1 堆芯捕集器結構示意圖Fig.1 Structure of core catcher

在嚴重事故發生后,堆內構建熔化產生的熔融物由RPV底部破口流出,經轉移通道收集并進入堆芯捕集器換熱器后,首先與大量犧牲材料發生反應降低溫度并改變熔融池化學成分。反應后熔融池內金屬物質密度會大于氧化物密度,從而會形成一種金屬層在下,氧化物層在上的穩定雙層結構。這種結構可以避免冷卻水與熔融態金屬接觸產生蒸汽爆炸現象,因此可以采用頂部注水淹沒的方式加快熔融物的冷卻速率。

1.2 新型坩堝式堆芯捕集器研發

坩堝式堆芯捕集器最早工程化應用于VVER堆型。由于該技術方案僅通過換熱器外壁面和頂部注水的方式對熔融物進行冷卻,相關研究表明這種嚴重事故后果的緩解效率十分緩慢[10]。為了提升冷卻效率,由日本通用電器公司和東芝聯合設計的1 530 MWe沸水堆ESBWR(economic simplified boiling water reactor)堆型[11]采用了對熔融物進行充分擴展并持續淹沒的設計思路,該堆型已經于2014年通過美國核管會(US Nuclear Regulatory Commission, NRC)認證,說明了其嚴重事故緩解策略的有效性。研究表明采用該策略中熔融物的鋪展面積不應小于0.02 m2/MWe,這導致此型號堆芯捕集器換熱器直徑達到了約11.2 m,相比于VVER堆芯捕集器極大地增加了設備所占空間。

中國新型坩堝式堆芯捕集器采用的內置冷卻管方案[7]是在換熱器內部增設冷卻管道,通過向熔融物內部提供額外冷卻的方式加快嚴重事故后果緩解進程。這種方案保留了VVER坩堝式堆芯捕集器結構緊湊的特點,便于設備在核島廠房內的布置。根據冷水流動方式,內置冷卻管方案可以分為閉式自然循環形式和開式自然循環形式。閉式自然循環指的是將冷卻管頂部重新連接至堆芯捕集器側壁面處的冷卻水流道,這種方式會給犧牲材料的布置帶來一定困難,同時管道與側壁面和底部壁面同時采用剛性連接,對高溫狀態下管道應力形變帶來了挑戰。開式自然循環方式即冷卻管頂端直接聯通換熱器頂部的氣空間,這種形式結構簡單,更便于冷卻管的布置安裝。

結合設計方對豎直管道換熱特性開展的實驗研究[8-9],此類管道內可能發生劇烈的間歇沸騰現象,因此開式自然循環形式可能導致在熔融池分層完成前大量的冷卻水被蒸汽噴放夾帶至熔融池頂部,增加了蒸汽爆炸現象的風險。閉式自然循環形式則完全避免了事故初期冷卻水溢出的可能性。同時,由于間歇沸騰發生過程中會出現短暫的流動停滯現象,因此換熱管內的臨界熱流密度(critical heat flux, CHF)會顯著降低,根據內徑28 mm管道的實驗結果,穩定自然循環沸騰狀態下管道CHF在1.05～1.20 MW/m2之間,發生間歇沸騰現象后CHF降低至0.70～0.75 MW/m2。

2 計算模型

2.1 計算域

圖2所示為參考VVER坩堝式堆芯捕集器結構搭建的計算域,結構呈軸對稱形式。換熱器圓柱體半徑約為2.355 m,底部為錐體側面與水平方向的傾角為12°。根據犧牲材料和堆內構筑物成分分析,分層結構下頂部氧化物層高度為1.61 m,底部金屬層的高度為0.5 m。由于此時U元素全部以氧化物形式存在,可認為堆芯衰變熱全部集中在氧化物層中,熔融物衰變熱隨時間的變化在文獻[10]中有詳細介紹。

圖2 計算域和網格劃分示意Fig.2 Calculation domain and mesh generation

堆芯捕集器冷卻水源來自于內置換料水箱,由于在系統投運時內置換料水箱已經收集了大量一回路高溫液體,此時水溫已經接近飽和溫度。在分層狀態下,捕集器內已經實現了氧化物層頂部注水冷卻,因此將氧化物層頂部和捕集器外壁面均設置為恒溫壁面。假設事故后安全殼壓力維持在0.12 MPa,將上述恒溫壁面的溫度設置為略高于冷卻水飽和溫度的380 K。在帶有內置冷卻管的堆芯捕集器換熱分析中,模型延用了上述分析和設置。

由于堆芯熔融物收集通道位于堆芯捕集器中軸處,為了不影響熔融物的遷移流動,同時避免熔融物遷移沖擊導致冷卻管損壞,換熱器中軸附近不能布置內置冷卻管。本文假設這些管道分布在距離中軸1.5～2 m的范圍內。

2.2 物性設置

采用FLUENT軟件中的VOF模型計算金屬和氧化物的分層結構,通過熔化凝固模型完成熔融物的冷卻過程計算,其中Mushy Zone Number采用默認設置。熔融池中的湍流計算采用k-ω剪切應力傳輸模型(shear stress transfer, SST)計算,其中k方程為描述湍動動能的輸運方程,ω方程為描述湍動耗散的輸運方程。熔融物的密度變化采用Boussinesq近似處理,模型重力常數g設置為9.8 N/kg。

文獻[9]中給出了VVER雙層熔融池的部分物性參數,根據熔化凝固模型設置要求,還需要補充固液相線溫度以及相變潛熱。在與犧牲材料充分反應后,金屬層中98%為Fe,因此金屬層的相變潛熱根據Fe的物性設置,考慮到混入其他金屬后導致熔點降低,設置了100 K的相變溫度區間。

氧化物層的相變潛熱和固液相線溫度均則參考VULCANO[12]熔融物擴展流動特性實驗的參數設置,具體如表1所示。捕集器錐段和圓柱段的外壁面的鋼殼僅作為熱阻考慮,厚度為60 mm,物性參考不銹鋼設置。

表1 雙層熔融池物性參數表Table 1 Physical property of two-layer corium pool

2.3 網格敏感性分析

假設事故發生2 h時堆芯捕集器內形成穩定的分層結構,因此在預計算過程中采用停堆2 h后衰變熱21 MW作為氧化物層內熱源。在初始化溫度2 000～2 500 K范圍內,計算時長1 h后熔融池最高溫度均在2 400 K左右,因此后續分析采用2 400 K作為初始溫度。

圖3所示為采用上述初始化條件進行的網格敏感性分析結果。當網格加密至8 000以上后,網格變化對計算得到的軸線上溫度分布變化的影響降低至1%以內,最終計算采用的網格數為8 058。

圖3 不同網格數下軸線溫度分布Fig.3 Temperature distribution on the axis under different mesh number

3 數值模擬結果

3.1 溫度場和速度場

依托當前模型進行的總計算時長為720 h,為了縮短計算工作時間,采用了自適應時間步長,其中的Global Courant Number設置為2,最短時間步長為0.1 s,最長時間步長為180 s。

圖4和圖5所示分別為事故后24 h堆芯捕集器內的溫度場和速度場?？梢娫谘趸飳又猩喜啃纬闪舜罅康臏u流,在其攪拌作用下這些區域的溫度十分接近。氧化物層底部缺乏流動攪拌,因此出現了由上至下溫度逐漸降低的熱分層現象。在本文的計算時間范圍內,得到的堆芯捕集器內的平均溫度和平均流速逐漸降低,但溫度場、速度場分布形式是類似的,這里不再贅述。

圖4 事故后24 h溫度分布Fig.4 Temperature distribution of 24 hours after the accident

圖5 事故后24 h速度分布Fig.5 Velocity distribution of 24 hours after the accident

3.2 結殼過程分析

圖6所示為事故后不同時間堆芯捕集器內的液相分數分布情況。圖7和圖8所示為事故后不同計算時間下氧化物層側壁面和頂部的熱流密度?？梢娊饘賹拥哪踢^程十分迅速,在8 h時金屬層內幾乎已經全部凝固。

圖6 熔融池內液相分數Fig.6 Liquid fraction of corium pool

圖7 事故后氧化物層側向熱流密度Fig.7 Heat flux at side direction of oxide layer after the accident

圖8 事故后氧化物層頂部熱流密度Fig.8 Heat flux at up direction of oxide layer after the accident

氧化物層中由于存在很高的衰變熱,其冷卻結殼過程會十分漫長。結合液相分數和壁面熱流分析,側壁面的結殼形式呈現出由高到低厚度逐漸增加的形態,在12～144 h時間范圍內,側壁面結殼的厚度基本保持不變。氧化物層頂部形成的硬殼不能穩定存在,局部的熱流密度會隨著硬殼出現迅速降低,又隨著硬殼熔化重新升高。由于衰變熱逐漸降低,隨著計算時間的增加,氧化物層頂部總的結殼質量會逐漸增加,導致頂部導出的總熱流密度逐步降低。

出現上述現象是因為對流的換熱效率更高,導致結殼位置的熱流密度會迅速降低,在熔融物冷卻進程早期氧化物層衰變熱較高,導出熱量降低會使熔融池溫度升高而導致凝固的硬殼重新熔化。在約144 h后,由于衰變熱已經降到很低的水平,結殼后依然可以順利導出全部熱量,因此氧化物層頂部形成的硬殼趨于穩定并逐漸增厚。在氧化物層冷卻過程中,凝固的熔融物中一部分會受重力影響沉入底部,因此氧化物層底部的硬殼在計算時長內始終呈現逐漸增厚的趨勢,這也導致由底部導出的衰變熱很少。

3.3 內置冷卻管應用分析

VVER捕集器工況的計算過程中發現,在事故后720 h時冷卻管區域的熔融池溫度依然在1 400 K以上,可以認為管道內可能始終處于間歇沸騰狀態。內置冷卻管外壁面同樣會出現結殼的現象,結合圖7給出的計算結果可以估測,結殼后管壁熱流密度在0.15～0.25 MW/m2之間,即使間歇沸騰導致管道CHF降低,該設計仍然具有足夠的安全余量,在長期冷卻過程中不存在燒毀風險。

在內置冷卻管方案計算過程中采用的內壁面熱流密度為0.2 MW/m2進行估算,同時僅考慮設置10根內徑為28 cm的冷卻管,以降低軸對稱模型忽略冷卻管對熔融物流動的影響所引入的計算偏差。此外,為了保證冷卻管不會損壞,在其底部與捕集器連接位置會設置大量耐火材料,將明顯削減實際換熱面積,本文中保守假設這些內置冷卻管僅提供0.25 MW的額外冷源。這樣的附加熱負荷也不會對安全殼冷卻系統的熱量導出能力提出新的要求。

圖9所示為增設內置冷卻管前后氧化物層平均溫度隨時間的變化。在事故初期,由于冷卻管提供的冷卻能力有限,對熔融池平均溫度變化幾乎沒有任何影響。隨著衰變熱降低,內置冷卻管加快熔融物冷卻速率的作用逐漸體現出來,在720 h時增設的內置冷卻管可使氧化物層平均溫度降低約44 K。結合上節分析,坩堝式堆芯捕集器中熔融物冷卻過程為由外向內,先結殼的外側嚴重影響了內部衰變熱的導出,這是導致坩堝式堆芯捕集器嚴重事故緩解速率較低的原因之一。通過增加少量內置冷卻管,對中心區域提供額外冷卻就可以顯著增加熔融物整體的冷卻速率,說明了內置冷卻管方案具有較高的工程應用價值。

圖9 氧化物層平均溫度Fig.9 Average temperature of oxide

4 結論

根據VVER堆芯捕集器設計參數,采用FLUENT軟件搭建了一個計算模型,模擬了事故后30 d時間內熔融物的冷卻過程。在此基礎上通過設置額外冷源的手段,初步探討了增設內置冷卻管對加快事故緩解的貢獻,相關研究結果具有一定工程借鑒意義。具體結論如下。

(1)在分層結構下,坩堝式堆芯捕集器內的金屬層會迅速凝固。氧化物層會呈現由外向內的凝固過程,其中與冷源較近的部分會最先結殼從而阻礙內部衰變熱的導出,這是導致坩堝式堆芯捕集器中熔融物冷卻速度十分緩慢的原因。

(2)內置冷卻管設計可以促進內部熔融物冷卻,加快坩堝式堆芯捕集器的嚴重事故緩解進程,具有較高的工程應用價值。