失水事故后燃料廠房空氣自然循環(huán)及氫氣分布實(shí)驗(yàn)研究

陸雨洲，贠相羽，張會(huì)勇，張?jiān)婄?/p>

(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(fā)生嚴(yán)重事故，可能對(duì)環(huán)境造成大量放射性釋放，因此吸引了廣泛關(guān)注。早期的研究主要從機(jī)理現(xiàn)象及概率論角度分析[1-4]，對(duì)于壓水堆乏燃料水池發(fā)生超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故的概率估計(jì)為10-8～10-6/(堆·年)。相關(guān)數(shù)值計(jì)算研究大體分為兩類：一類采用MELCOR[5-6]、ATHLET-CD/ASTEC[7]等系統(tǒng)程序模擬乏燃料水池嚴(yán)重事故全過(guò)程，并評(píng)估氫氣產(chǎn)生量及放射性物質(zhì)釋放量，對(duì)于典型核電廠，氫氣產(chǎn)生量可達(dá)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(yè)CFD程序[10]，主要關(guān)注冷卻水喪失后乏燃料的升溫過(guò)程，分析衰變熱水平、格架疏密、格架入口面積、通風(fēng)等因素對(duì)燃料升溫的影響。實(shí)驗(yàn)研究通常分為分離效應(yīng)實(shí)驗(yàn)和整體效應(yīng)實(shí)驗(yàn)兩類，分離效應(yīng)實(shí)驗(yàn)[11]主要關(guān)注包殼在不同環(huán)境溫度及氣氛下的氧化行為，以及裂變產(chǎn)物從包殼的釋放行為；整體效應(yīng)實(shí)驗(yàn)主要體現(xiàn)為采用模擬燃料組件開(kāi)展實(shí)驗(yàn)，所關(guān)注現(xiàn)象與分離效應(yīng)實(shí)驗(yàn)相似，實(shí)驗(yàn)裝置主要有QUENCH[12-13]、CODEX[14]、PHEBUS[15]等；關(guān)注乏燃料水池?zé)峁にΜF(xiàn)象的實(shí)驗(yàn)有正在進(jìn)行的IRSN DENOPI項(xiàng)目[11]，將在降比例的乏燃料水池內(nèi)研究?jī)上嘧匀粚?duì)流現(xiàn)象。

目前開(kāi)展的實(shí)驗(yàn)主要關(guān)注燃料本身行為，對(duì)于乏燃料裸露后空氣自然對(duì)流冷卻特性及事故后燃料廠房?jī)?nèi)氫氣分布的實(shí)驗(yàn)研究尚未見(jiàn)報(bào)道。本文從確定論出發(fā)，針對(duì)乏燃料裸露的事故情景開(kāi)展機(jī)理性實(shí)驗(yàn)，并基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出事故緩解措施建議。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

實(shí)驗(yàn)裝置包括實(shí)驗(yàn)本體、加熱系統(tǒng)、工質(zhì)系統(tǒng)、噴淋系統(tǒng)、測(cè)量系統(tǒng)、儀控系統(tǒng)等主要組成部分，如圖1所示。實(shí)驗(yàn)本體包括乏燃料水池模擬體及與之聯(lián)通的廠房模擬體，參考CPR1000燃料廠房適度簡(jiǎn)化并保持幾何相似，長(zhǎng)度比例為1∶8，如圖2所示。廠房模擬體靠近底面處設(shè)置兩個(gè)通風(fēng)通道，與實(shí)際燃料廠房與外界聯(lián)通的操作門(mén)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?qū)?shí)際乏燃料水池氫氣產(chǎn)量的計(jì)算結(jié)果選取；實(shí)驗(yàn)本體外側(cè)包裹保溫棉，熱阻與實(shí)際燃料廠房混凝土相當(dāng)；加熱系統(tǒng)固定于水池底部，包括兩組獨(dú)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(shí)際衰變熱功率與實(shí)驗(yàn)本體體積與實(shí)際燃料廠房體積比相同；實(shí)驗(yàn)本體頂部設(shè)置了2個(gè)實(shí)心錐形噴淋?chē)娮?，錐角分別為15°和30°，15°錐角可大體覆蓋水池區(qū)域，噴淋流量參考安全殼噴淋系統(tǒng)并按流量/體積比設(shè)置。實(shí)驗(yàn)裝置的主要參數(shù)列于表1。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意Fig.1 Sketch of facility

實(shí)驗(yàn)中噴淋及氦氣流量分別采用渦街及熱式質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量。加熱系統(tǒng)功率由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測(cè)量，加熱棒外壁頂部溫度利用K型熱電偶測(cè)量。實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)氣體溫度采用Ⅰ級(jí)精度T型熱電偶測(cè)量，均勻設(shè)置8×3×5共120個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)間距為400 mm，如圖2中紅點(diǎn)所示；氣體體積分?jǐn)?shù)采用四極桿質(zhì)譜儀測(cè)量，測(cè)點(diǎn)選取位于實(shí)驗(yàn)本體兩端及中部的3列共18個(gè)測(cè)點(diǎn)(圖2中綠色點(diǎn))，同時(shí)布置溫度測(cè)點(diǎn)；內(nèi)壁面溫度同樣采用T型熱電偶測(cè)量，測(cè)點(diǎn)位置在y-z平面分布與空間一致。氣體體積分?jǐn)?shù)測(cè)量絕對(duì)不確定度為0.02；其余物理量測(cè)量不確定度包含儀表本身不確定度及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)不確定度。各類物理量測(cè)量的相對(duì)不確定度與測(cè)量值有關(guān)：空間氣溫及實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)壁面溫度，相對(duì)不確定度為0.4%～2.8%；加熱棒表面溫度，相對(duì)不確定度為0.4%～3.2%；噴淋流量，相對(duì)不確定度為1.7%～3.4%；氦氣流量，相對(duì)不確定度為1.9%。

圖2 實(shí)驗(yàn)本體及測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Test section and measure point distribution

本文開(kāi)展空氣自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)、噴淋強(qiáng)化冷卻實(shí)驗(yàn)和氫氣分布特性實(shí)驗(yàn)。

1) 空氣自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)

針對(duì)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(shí)間內(nèi)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(huán)基本特征和熱量移除能力；通過(guò)開(kāi)啟通風(fēng)通道，研究與外界存在自然通風(fēng)時(shí)對(duì)自然循環(huán)冷卻的影響。

表1 實(shí)驗(yàn)裝置主要參數(shù)Table 1 Main parameter of facility

2) 噴淋強(qiáng)化冷卻實(shí)驗(yàn)

以空氣自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行至特定時(shí)間、實(shí)驗(yàn)本體達(dá)到一定狀態(tài)作為初始條件，通過(guò)改變噴淋流量及錐角，研究不同噴淋方案的強(qiáng)化冷卻性質(zhì)。

3) 氫氣分布特性實(shí)驗(yàn)

分為氫氣/空氣分布特性和氫氣/空氣/蒸汽分布特性實(shí)驗(yàn)兩類。前者針對(duì)乏燃料水池未發(fā)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(huán)境下的分布性質(zhì)；后者針對(duì)乏燃料水池發(fā)生冷卻水喪失事故、燃料包殼已發(fā)生氧化產(chǎn)生部分氫氣，但及時(shí)恢復(fù)補(bǔ)水使乏燃料重新淹沒(méi)的情景，研究少量氫氣在池水蒸發(fā)產(chǎn)生的蒸汽環(huán)境下且與外界存在氣體交換時(shí)的分布性質(zhì)。

2 結(jié)果及分析

2.1 空氣自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)

初始時(shí)刻(t=0)實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)為常溫常壓空氣，水池模擬體為干涸狀態(tài)，啟動(dòng)加熱開(kāi)始實(shí)驗(yàn)，分別對(duì)比實(shí)驗(yàn)本體密閉、開(kāi)啟主通道自然通風(fēng)、雙通道通風(fēng)3種情形的溫度場(chǎng)、燃料表面溫度特征。t=10 h時(shí)空間氣體溫度場(chǎng)如圖3所示，內(nèi)壁面溫度分布如圖4所示，圖中“+”表示測(cè)點(diǎn)位置，可看出氣體及內(nèi)壁面溫度梯度均較小。主通道自然通風(fēng)與密閉情形溫度分布基本一致，而雙通道通風(fēng)相比密閉條件下各區(qū)域溫度明顯降低，空間氣體平均溫度較后者低21.8 ℃，內(nèi)壁面平均溫度較后者低21.2 ℃。根據(jù)氣體溫度分布可推測(cè)自然循環(huán)路徑，即氣體從水池下部區(qū)域受熱后，向上逸出水池，運(yùn)動(dòng)至廠房上部后向四周運(yùn)動(dòng)，達(dá)到豎直壁面后折返向下運(yùn)動(dòng)，沿底面回流水池。而實(shí)驗(yàn)本體在3種情形下的溫度場(chǎng)分布十分相似(圖3)，說(shuō)明自然通風(fēng)對(duì)廠房整體自然循環(huán)路徑無(wú)太大影響。

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

圖4 t=10 h時(shí)內(nèi)壁面溫度分布Fig.4 Wall tempereture distribution at t=10 h

加熱棒表面熱點(diǎn)升溫進(jìn)程如圖5所示。實(shí)驗(yàn)啟動(dòng)后加熱棒溫度迅速上升，至400 ℃時(shí)由于溫差增大、換熱功率增加，升溫速率減緩。實(shí)驗(yàn)本體密閉狀態(tài)下，加熱棒持續(xù)升溫，t=10.58 h時(shí)超過(guò)500 ℃；通風(fēng)狀態(tài)下，加熱棒升溫進(jìn)程更緩慢，尤其對(duì)于雙通道通風(fēng)，實(shí)驗(yàn)24 h后溫度仍低于490 ℃，且變化幅度很小。對(duì)于實(shí)際燃料廠房，可考慮在穹頂開(kāi)設(shè)通風(fēng)門(mén)，與底部操作門(mén)形成煙囪效應(yīng)，強(qiáng)化氣體自然對(duì)流冷卻，延緩裸露乏燃料的升溫進(jìn)程。

圖5 實(shí)驗(yàn)本體不同通風(fēng)條件下加熱棒表面熱點(diǎn)溫度變化Fig.5 Hot spot temperature variation of heating rod surface at different ventilation conditions

2.2 噴淋強(qiáng)化冷卻實(shí)驗(yàn)

噴淋實(shí)驗(yàn)以密閉情形下自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)10.5 h狀態(tài)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(jìn)行。0.81 m3/h-15°方案下噴淋5 min時(shí)的氣體溫度場(chǎng)如圖6所示。噴淋直接覆蓋區(qū)域內(nèi)由于液滴蒸發(fā)，氣體溫度迅速降低，進(jìn)而通過(guò)自然對(duì)流的作用冷卻其他區(qū)域。圖7比較了不同噴淋方案下加熱棒表面熱點(diǎn)溫度及空間氣體平均溫度隨時(shí)間的變化，增大噴淋流量時(shí)可獲得更好的冷卻效果；而增大噴淋錐角時(shí)，部分液滴未落入水池內(nèi)，加熱區(qū)域冷卻速率更低，但對(duì)空間氣體冷卻效果無(wú)明顯增強(qiáng)。對(duì)于實(shí)際燃料廠房，設(shè)置噴淋系統(tǒng)時(shí)以恰好覆蓋水池區(qū)域?yàn)橐?；可考慮與現(xiàn)有應(yīng)急補(bǔ)水系統(tǒng)結(jié)合，將注水管道末端改為環(huán)繞乏燃料水池的噴嘴。

2.3 氫氣分布特性實(shí)驗(yàn)

根據(jù)THAI臺(tái)架[16]開(kāi)展的相關(guān)研究，可使用氦氣模擬氫氣的流動(dòng)及混合特性。本實(shí)驗(yàn)使用氦氣代替氫氣，實(shí)驗(yàn)中以16～17.5 g/s平均流率持續(xù)30 s將氦氣注入空氣環(huán)境或蒸汽環(huán)境，注氣位置位于水池側(cè)壁下部，通過(guò)蜂窩整流網(wǎng)后逸出水池。利用毛細(xì)管抽取氣體送入四極桿質(zhì)譜儀測(cè)量各組分的體積分?jǐn)?shù)，除實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)測(cè)點(diǎn)外，主通風(fēng)通道內(nèi)也設(shè)置1個(gè)測(cè)點(diǎn)。

氦氣注入空氣環(huán)境后，不同位置氦氣濃度(體積分?jǐn)?shù))的變化示于圖8，0 s時(shí)刻為氦氣注入啟動(dòng)時(shí)刻。圖8中各測(cè)點(diǎn)以CBIJK表示，I、J、K分別代表測(cè)點(diǎn)在x、y、z方向的位置序號(hào)。由圖8可見(jiàn)，氦氣在空氣環(huán)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(xiàn)沿豎直方向一維分布的特征；濃度差驅(qū)動(dòng)的分子擴(kuò)散使空間氣體濃度趨于一致，但進(jìn)程較緩慢，到氦氣注入后約6.5 h時(shí)各處氣體達(dá)到均勻分布。而當(dāng)噴淋(1.6 m3/h，持續(xù)120 s)引入時(shí)(圖9)，液滴拖曳促進(jìn)了氣體攪混，氦氣分層迅速破壞，噴淋結(jié)束前沿高度方向氣體達(dá)到均勻分布。

圖6 0.81 m3/h-15°方案下噴淋5 min時(shí)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(diǎn)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(duì)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(shí)驗(yàn)中，首先在實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)注蒸汽形成純蒸汽環(huán)境，然后注入氦氣，靜置一段時(shí)間后，開(kāi)啟主通風(fēng)通道。選取通風(fēng)通道內(nèi)(CV)和距通風(fēng)通道最遠(yuǎn)處(CB126)兩個(gè)典型測(cè)點(diǎn)，觀察氦氣/空氣/蒸汽3組分體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化，結(jié)果示于圖10。由于蒸汽不斷冷凝，外界空氣通過(guò)通風(fēng)通道進(jìn)入實(shí)驗(yàn)本體，各處空氣體積分?jǐn)?shù)不斷增大，蒸汽體積分?jǐn)?shù)不斷減小；對(duì)于通風(fēng)通道測(cè)點(diǎn)處，至實(shí)驗(yàn)時(shí)間約5 823 s時(shí)已具有可燃性。外界向?qū)嶒?yàn)本體宏觀流動(dòng)方向?yàn)閺耐庵羶?nèi)，而氦氣向外界遷移的機(jī)理主要為分子擴(kuò)散，其體積分?jǐn)?shù)降低過(guò)程十分緩慢。

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

圖11 噴淋對(duì)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(duì)3組分體積分?jǐn)?shù)變化特性的影響示于圖11，其中通風(fēng)啟動(dòng)時(shí)刻為0 s時(shí)刻，實(shí)心點(diǎn)代表通風(fēng)后迅速啟動(dòng)噴淋的工況，空心點(diǎn)表示無(wú)噴淋的工況，圖中展示了距通風(fēng)通道最遠(yuǎn)的測(cè)點(diǎn)。噴淋使得蒸汽在短時(shí)間內(nèi)迅速冷凝，蒸汽/空氣體積分?jǐn)?shù)產(chǎn)生階躍性變化，此后變化趨勢(shì)與無(wú)噴淋情況類似；噴淋對(duì)氦氣體積分?jǐn)?shù)影響很小。噴淋縮短了燃料廠房?jī)?nèi)部氣體進(jìn)入可燃狀態(tài)的時(shí)間，對(duì)促進(jìn)氫氣向外逸散影響很小，其對(duì)降低氫氣燃爆風(fēng)險(xiǎn)無(wú)積極作用。對(duì)于實(shí)際乏燃料水池，燃料包殼氧化產(chǎn)氫速率很快且總量很大，一旦發(fā)生嚴(yán)重事故，氫氣燃爆風(fēng)險(xiǎn)難以消除，事故緩解措施應(yīng)關(guān)注避免燃料包殼達(dá)到發(fā)生氧化反應(yīng)的溫度。

3 總結(jié)

本文得到了燃料廠房模擬體內(nèi)氣體溫度場(chǎng)及濃度分布實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，由于尺度效應(yīng)，其與實(shí)際燃料廠房將存在差異，而總體規(guī)律應(yīng)類似：1) 與外界的對(duì)流通風(fēng)可有效增強(qiáng)自然循環(huán)冷卻能力，使加熱棒表面溫度在較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)維持在可接受水平；2) 噴淋可迅速降低其所覆蓋區(qū)域溫度，且應(yīng)集中針對(duì)熱源區(qū)域進(jìn)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(duì)于氫氣/蒸汽環(huán)境，蒸汽凝結(jié)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(shí)噴淋無(wú)積極作用。

對(duì)于實(shí)際乏燃料水池事故緩解，基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出了兩類工程改進(jìn)措施。1) 非能動(dòng)措施：在燃料廠房穹頂開(kāi)設(shè)通風(fēng)門(mén)，與底部操作門(mén)形成煙囪效應(yīng)，強(qiáng)化氣體自然循環(huán)冷卻，延緩裸露乏燃料升溫進(jìn)程。2) 能動(dòng)措施：設(shè)立乏燃料水池應(yīng)急補(bǔ)水管線，并將末端由直接注水改為分散覆蓋乏燃料區(qū)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(shuō)明的是，如需為具體的工程改進(jìn)設(shè)計(jì)提供支撐，還需開(kāi)展?；鼑?yán)格的驗(yàn)證試驗(yàn)。