900MW核电站严重事故缓解系统功能分析

900MW核电站严重事故缓解系统功能分析植工程研究与设计2006年3月
核工程?
900MW核电站严重事故缓解系统功能分析
反应堆工艺研究所陈耀东
璺
应用新版的MELCOR程序,以900MW机组为对象,进行了SBO严重事故进程研究,在严重事故计算分析
中比较了稳压器功能延伸,非能动氢气复合等缓解措施(3个方案)对严重事故进程和现象的影响.对堆芯熔融
过程中包壳和燃料栅元的径向和轴向分段失效模式进行了模拟;计算了MCCI引起的堆坑径向和轴向熔蚀的
情况;对事故中后期可燃气体的产生,分布及非能动氢气复合系统在安全壳中对氧气的复合效应进行了评价和
分析.分析结果表明,事故下稳压器延伸功能的及时投入,可使堆芯整体坍塌失效及压力容器熔穿均延后了2h
左右,并且避免了高压堆熔引起的安全壳直接加热现象,消除了由此引起的对安全壳完整性的威胁.各方案
均表明,由于从一回路迁移到安全壳的大量水蒸汽对氢气燃烧的惰化作用,在一定程度上避免了安全壳内氢爆
的发生,而氢气复合器在空间和数量上的合理布置,则可以完全消除大空间内燃爆的威胁.24h内堆坑地板没
有完全熔穿的情况出现.
关键词:全厂断电;MELCoR;氢爆;蓄压安注箱;稳压器功能延伸;非能动氢气复合
1引言
严重事故即导致堆芯严重损坏的超设计基
准事故,其发生频率很低,通常由一个始发事件引起,由于安全系统发生多重故障,或人为的一系列误操作叠加而成,三里岛事故就是典型的例子.在严重事故进程中,将引起堆芯的过热,熔融,压力容器的熔穿,熔融物与混凝土相互作用, 直至安全壳超压失效引起大量放射性释放.全厂断电是指丧失厂内外交流电源.本文应用MEL—COR程序,以900MW机组为对象,对假定持续24h的SBO严重事故序列进行了分析,在事故的计算分析中考虑了稳压器功能延伸,非能动氢气复合等缓解措施.对堆芯熔融过程中包壳和燃料芯块的径向和轴向分段失效模式进行了模拟;对事故中后期可燃气体的产生,分布及非能动氢气复合器在安全壳中对氢气的复合效应进行了评价和分析.本文提供的研究分析结果和结论仅供同行参考.
2无缓解措施时事故进程简要描述
全厂断电事故发生的瞬间,几乎同时出现以
.2.
下瞬变:
(1)在反应堆主回路:控制棒驱动机构由于
失电而引发控制棒自由下落,反应堆紧急停堆, 同时主冷却剂泵也因为断电而惰转,一回路冷却剂流量迅速下降;
(2)在二次侧:汽轮机脱扣,主给水泵停运,
来自反应堆厂房外主蒸汽管道隔离阀上游处的(剩余)蒸汽用以驱动汽动辅助给水泵,维持一段时间的给水,此时的蒸汽发生器二次侧尚未完全丧失热阱功能.汽动给水泵停运后,SG二次侧将
因丧失给水而逐渐出现沸腾,当SG的压力达到
大气释放阀和安全阀开启整定值时,大气释放阀
和安全阀自动打开向外排汽.
随着蒸汽发生器二次侧水位的降低,一回路
将逐渐丧失热阱,引起冷却剂升温升压,由于冷
却剂的热膨胀效应,使得稳压器水位上升.一回
路的压力随着温度迅速上升,直至稳压器泄压阀
开启,冷却剂通过泄压阀排往泄压箱,当泄压箱
内压力达到并超过0.8MPa时,爆破膜爆破,大量
冷却剂释放到安全壳内,水和蒸汽在安全壳内迅
速扩散,并且导致安全壳内压力迅速上升.
堆芯由于得不到冷却剂补充,剩余冷却剂不
断蒸发,液位迅速下降,堆芯出现沸腾并且开始
裸露,控制棒,燃料包壳和支撑结构首先出现熔
第56期陈耀东:900MW槽电站严重事故缓解系统功能分析化,随后燃料开始熔化并且向下坍塌,堆熔混合
物随着下栅板及下支撑板的失效掉人下腔室,随
之压力容器底部裸露烧干,并将下封头熔穿,堆
熔物掉人堆坑,与堆坑内的水作用产生大量的水
蒸汽,氢气和放射性汽溶胶进入安全壳内,与来
自泄压箱的蒸汽会合,使安全壳内压力迅速上
升.大量堆熔物与混凝土底板发生作用,释放出
大量不可凝气体,堆坑底板及径向均有熔蚀现象
出现.下封头失效后,压力容器及一回路内压力
迅速下降到4MPa左右时,安注箱投入安注,除与
少量堆芯残余物作用外,大量安注水直接流入堆
坑与堆熔物接触产生大量高温蒸汽和不可凝气
体(氢气,一氧化碳,二氧化碳等),使得安全壳压
力瞬间快速上升.此后不可凝气体释放减缓.且释放热与安全壳内吸热构件逐渐达到热平衡;氢气等可燃气体在安全壳大空间不断积聚,浓度不断上升,最终可能发生燃爆,使安全壳超压失效. 在锆水反应,包壳破损和熔化,燃料熔化和MCCI过程中产生的氢气,放射性裂变气体和水蒸汽混合物进入安全壳并且弥散于安全壳大气中,安全壳失效后,放射性气体和放射性汽溶胶释放到环境中.
3方法和假定
3.1系统模拟和节点划分
系统模拟,主要指反应堆冷却剂系统和安全
壳各隔室的模拟.反应堆冷却剂系统由主冷却剂管道,主泵,蒸汽发生器一次侧,稳压器,安注箱, 安注泵和堆芯等部件组成.对堆芯轴向和径向的等效模拟及反应堆冷却剂系统的节点划分见参考文献[9];对安全壳的控制体划分见图1,其中灰色控制体为一回路及反应堆压力容器所在隔间.控制体290为堆坑;控制体810,811,812为
主泵隔间;控制体814,815,816为蒸气发生器隔间;控制体818为稳压器隔间.
图1安全壳控制体划分图
3.2主要假定
这一节主要给出在全厂断电时的严重事故
分析中所使用的初始条件,重要假设和输人参数.
(1)初始条件:反应堆初始运行在满功率,0s
时刻失去厂外电,启动两列应急柴油发动机组失败,水压试验泵汽轮发电机组LLS系统不可用;
(2)功能性假定:
①失去电源后,反应堆冷却剂泵惰转;
②假定主泵轴封在事故发生2min时发生sealLOCA,使得一回路在稳压器卸压阀
开启之前已丧失完整性;
(~)ECCS非能动部分,即蓄压安注箱在一回
路压力下降至4.1MPa时自动投入.
裹1严重事故分析中使用的主要输入参数
名称单位参数值
堆芯热功率MW2895
U02总装量t82.11
锫合金装量t20.52
一
回路水装量m3283
稳压器泄压阀整定压力(开启/关闭)MPa16.6,16.0
17.0/16.4(第一组)稳压器安全阀整定压力(开启,关闭)MP a
17.2/16.6(第二组)
蒸气发生器二次侧水质量kg48柏0
蒸汽发生器大气释放阀整定压力MP7.80
8.30(第一组)蒸汽发生器安全阀整定压力
MPa
8.70(第二组)
名称单位参数值
安洼箱气体压力(最小)MPa4.275
堆坑地板厚度rill5.0
堆芯入口流体温度K566.25
堆芯出口流体温度K6o0.15
蒸汽发生器总传热面积m25630
安洼箱水体积(名义)m331.1
下封头失效温度K1273
安全壳自由体积m349400
安全壳初始压力MPa0.1
安全壳失效压力MPa0.78
洼:安全壳失效压力取设计压力的1.5倍.
槽工程研究与设计2006年3月
(3)缓解措施:
①稳压器功能延伸,即堆芯出口温度达到
65O℃后,操作员在5min内手动开启稳压
器安全阀;
②消氢系统,即氢气复合器在安全壳内氢
气摩尔浓度达到2%时开始工作.
(4)锆合金包壳失效假定.当包壳温度达到1173.15K时,就假定失效,气态裂变产物从间隙内释放出来;
(5)下封头失效假定.当下封头的温度达到1273.15K时,就假定下封头失效;
(6)可燃气体点燃条件假定.反应堆容器内
的锆合金及不锈钢在高温下和水蒸气发生放热反应,生成的H通过稳压器卸压阀进入安全壳空间,在反应堆容器失效后熔融物进入堆坑后,除了继续氧化产生H外还要和混凝土作用生成CO等可燃气体,在一个控制体中可燃气体摩尔份额满足以下准则时,则引起燃烧:
x+xco(L.i/Lco,i)L.i
式中:XH._氢气摩尔份额;
Xo0:一氧化碳摩尔份额;
L}L加:氢气点燃最低摩尔份额;
k:一氧化碳点燃最低摩尔份额.
3.3计算方案
为了比较分析缓解措施对严重事故进程的
缓解作用,选择了以下3个方案进行计算分析. 其中方案l为高压熔堆过程,方案2,3为低压熔堆过程.
裹2计算方案
方案1方案2方案3
考虑缓解措施1和2
FR9~I一1500T12个
考虑缓解3—AFR9O,1
—
750,r12个
无缓解措施1,不FR9~I
一
1500T9个
措施考虑缓解3B—
Ff0/l—750rr9个措施2
FR9~I一1500T9个
3_C
FR9~I一750rr5个
4计算结果和分析
4.1计算结果
表3给出了RPV失效前严重事故发展进程. .
4.
表4给出了各方案情况下24h内全厂断电
严重事故的部分主要结果参数.
表3RPV失效前的事故进程
时问事件名称
方案1方案2,3
全厂断电发生O.OO.O
反应堆停堆1.O1.O
主泵轴封失效12012o
蒸气发生器二次侧完全烧干45804580
稳压器泄压阀开启595O5950
堆芯开始裸露548O5480
泄压箱爆破膜破裂62876287
堆芯出口温度达到65O℃689O689O
锆水反应开始.氢气产生70707070
操作员手动开启安全阀N/A7192
燃料锆包壳破损78807890
堆芯底部裸露82008饿
蓄压安注箱投入安注N,A
氢气在卸压箱隔间发生快燃9418N,A
堆芯再淹没N}8900
堆芯重新完全裸露N/A15010
堆芯底部失效945617780
堆芯支撑板开始失效1294o21O4o
下封头失效132002165O
注:N,A表示无此现象
表4全厂断电严重事故的部分主要结果
参数单位方案1方案2方寨3
RPV内锫的氧化份额%335252
压力容器内氢气产量kg365553553
通过卸压箱氢气的最大释放速率kg,B09670.540.54 IV失效时压力MPa1O40.420.42
滞留在堆坑的衰变热份额%397676
24h堆坑内氢气产量kg51514121412
5.8(3—A)
安全壳穹顶空间氢气
%12.O13.35.1(3—B)最大摩尔浓度
4.2(3—C)
149O
安全壳内被复合掉的氢气质量kgOO151O 153O
24h堆坑径向熔化厚度mO.881.221.O2
24h堆坑轴向熔化深度mO.771.561.56
图2给出了低压堆熔工况下24h内堆坑与
熔融物相互作用轴向和径向的熔蚀形状.
图3一图lO给出了各方案情况下24h内全厂断电严重事故的部分主要结果曲线.
图2堆坑混凝土熔蚀形状变化
苎垒塑堕垂!里QQ垫,故缓解系统功能分析
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图2堆坑混凝土熔蚀形状变化
4.2结果分析
4.2.1事故发生初期
(1)在反应堆主回路,控制棒驱动机构由于
失电而引发控制棒自由下落,反应堆紧急停堆, 同时主冷却剂泵也因为断电而发生惰转,一回路
冷却剂流量迅速下降.事故发生后2min,假定主泵轴封失效,发生sealLOCA事件,一回路通过
自然循环向二次侧排出衰变热(见图3);
(2)在二次侧,汽轮机脱扣,主给水泵停运,
同时丧失辅助给水,SG二次侧迅速出现沸腾,当SG的压力达到大气释放阀和安全阀开启整定值时,大气释放阀和安全阀自动打开向外排汽.
随着蒸汽发生器二次侧水位的降低,一回路
将逐渐丧失热阱,至事故后约lh,二次侧完全烧干,自然循环不能再维持(见图4).
:-
图4堆芯{匝位
4.2.2一回路失水,堆芯恶化及压力容器失效
二次侧丧失热阱后,在堆芯衰变热的加热
下,一回路冷却剂快速升温膨胀,稳压器水位上升.一回路的压力也随之迅速上升(见图3).至稳压器泄压阀开启整定值(5950s)时,冷却剂通过泄压阀(安全阀)排往泄压箱,堆芯顶部很快开始裸露(见图4),当泄压箱内压力达到并超过O.8MPa 时,爆破膜爆破(6287s),大量冷却剂释放到泄压箱隔室(控制体817)内.至6890s时,堆芯出口温度达到65O℃.
(1)方案l.假设缓解措施l未实施,堆芯液
位继续下降,堆芯裸露部分开始发生锆水反应. 包壳失效后,发生间隙释放.堆芯在8200s时完全裸露,堆芯各轴向段相继发生失效,堆积在下支撑板上.至12940s时,支撑板失效,熔融物和碎片进入下腔室,下腔室内冷却剂快速蒸干,至13200s时下封头失效,此时一回路压力高达
10.4MPa,发生堆熔物的高压喷射(HPME),熔融
混合物进入堆坑.
(2)方案2,3.假设缓解措施l成功实施,操
作员在5min后开启稳压器安全阀对一回路进行卸压,堆芯液位快速下降,并在8060s时完全裸露.部分包壳开始发生锆水反应,放射性气体从间隙释放.至8490s时一回路压力降至4MPa,蓄压安注箱投入安注,堆芯下部重新淹没.图5表明,与方案1相比,由于安注的及时成功投入,使得堆芯燃料的失效推迟了近2h.至15010s时堆芯再次完全裸露,燃料组件各段发生失效坍塌, 形成的碎片物堆积在下支撑板上,至21040s时支撑板失效,熔融物和碎片进入下腔室,下腔室内冷却剂快速蒸干,随后约10min下封头失效,熔
融混合物进入堆坑.计算结果表明,缓解措施l
的实施,使RPV失效时压力仅为0.42MPa,有效地避免了HPME现象.
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4.2.3堆坑内熔融物和混凝土相互作用
RPV失效后,上百吨的熔融物及碎片进入堆
.5.
檀工程研究与设计2006年3月
坑.在高压堆熔情况下,根据RPV失效时压力的大小,喷射入堆坑的熔融物将发生弥散进入安全壳空间,发生安全壳直接加热现象,引起安全壳
压力急剧上升(见图7).
从图2可以看出,在熔融物和混凝土相互作
用过程中,熔融物径向和轴向速度逐渐减慢,这
是由于其中衰变热功率也随时间不断下降的缘故.对于低压熔堆序列,由于更多的熔融物滞留
在堆坑内,故MCCI反应更为强烈,至24h,径向
熔穿厚度为1.22m,轴向熔穿深度为1.56m.
邑
R
4.2.4安全壳内的响应
(1)方案1.一回路通过轴封破口(8ealLO—
CA)及稳压器卸压阀向安全壳排入的冷却剂对安全壳压力上升的贡献大约为0.12MPa(见图7). 容器内锫水反应生成的氢气以及压力容器失效后堆坑内MCCI产生的氢气,使得在事故发生3.84h时,安全壳内氢气摩尔份额达到燃爆(defla- ~ation)限值起点(见图9).DCH和燃爆产生的瞬间峰值压力达到0.6MPa以上,但尚未超过安全壳失效压力(0.78MP~,此后,由于安全壳内水蒸
汽的惰化作用(见图l0),阻止了燃爆的发生; (2)方案2.一回路通过轴封破口(sealLO-
CA)及稳压器卸压阀(手动开启的安全阀)向安全壳排入的冷却剂对安全壳压力上升的贡献大约为0.21MPa.在RPV失效时一回路压力仅为
0.42MPa,因而有效地避免了HPME及DCH现象
出现.容器内锆水反应生成的氢气以及压力容器
失效后堆坑内MCCI产生的氢气,使得在事故发
生8h时,安全壳大空间内氢气摩尔份额达到燃
爆限值起点(见图9).然而此时安全壳内水蒸汽
浓度(58%)已经超过了燃烧惰化限值,并且持续
上升.因而安全壳内始终未发生燃爆,24h内安全
壳压力边界保持完好;
(3)方案3.与方案2相类似,一回路通过轴
封破口(seMLOCA)及稳压器卸压阀(手动开启
的安全阀)向安全壳排入的冷却剂对安全壳压力
.6.
上升的贡献约为0.22MPa.至事故后约4h,安全
壳内整体摩尔份额达到2%(见图9),各隔室所布
置的非能动氢气复合器开始工作(见图8).从图
8可以看出24h内三种布置方案下,安全壳内总
的氢气复合量趋于相近,均为1500kg左右.对于
方案3一C,由于所布置的PAR复合能力最大,在事故后20h氧气已经耗尽,最早停止复合;而对于
方案3—A和3一B,由于复合能力相对较低,在事故发生后24h,复合器仍然在工作.三种方案下,
安全壳内氢气浓度均低于6%,安全壳压力约为
0.47MPa,低于安全壳通风过滤系统开启整定值.
5结论
从以上分析结果可以看出,在全厂断电严重
事故序列工况下,操作员及时手动开启稳压器安
全阀,可以使得堆芯失效得到延缓,并且避免了
高压堆熔引起的安全壳直接加热现象,消除了由
此引起的对安全壳完整性的威胁;严重事故下, (下转第39页)
第56期马佳:岭澳二期4号机组电气厂房结构初步设计介绍+
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图2楼层反应谱曲线
参考文献
[1]《核岛厂房结构初步设计说明书》
[2]《核电厂初步设计文件内容与深度规定》
(上接第6页)
对于900MW核电站,在安全壳喷淋未启动时,由
于从一回路迁移到安全壳的大量水蒸汽对氢气
燃烧的惰化作用,在一定程度上避免了安全壳内
氢爆的发生,而氢气复合器在空间和数量上的合
理布置,则可以完全消除大空间内燃爆的威胁及
在24h内堆坑地板没有完全熔穿的情况出现.
参考文献
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[9]9陈耀东等.应用MELCOR1.8.5对无缓解SBO 严重事故进程的研究fJ】.核工程研究与设计. 2005,第53期:16—2
.39.。