分層熔池下金屬熔融物堆外蒸汽爆炸研究

陳　鵬，展德奎，張娟花，夏少雄，趙鑫海

分層熔池下金屬熔融物堆外蒸汽爆炸研究

陳鵬，展德奎，張娟花，夏少雄，趙鑫海*

（中廣核研究院，廣東 深圳 518000）

壓力容器下封頭由于“熱聚焦”效應(yīng)在金屬層位置最易發(fā)生失效，金屬熔融物進(jìn)入堆坑與冷卻劑接觸后有可能觸發(fā)堆外蒸汽爆炸，威脅堆坑和安全殼的完整性。為了評(píng)估熔融物堆內(nèi)滯留（IVR）策略下金屬熔融物堆外蒸汽爆炸強(qiáng)度，本文使用MC3D軟件建立側(cè)邊環(huán)向破口幾何模型，研究熔融物液滴氧化、熔融物碎片氧化以及氧化熱、產(chǎn)氫速率等參數(shù)對(duì)于蒸汽爆炸強(qiáng)度的影響，分析現(xiàn)象對(duì)應(yīng)的機(jī)理，并對(duì)參數(shù)的重要度進(jìn)行排序。敏感性分析結(jié)果表明，預(yù)混階段熔融液滴氧化使得蒸汽和氫氣空泡份額增加，導(dǎo)致爆炸階段蒸汽爆炸強(qiáng)度被減弱；與熔融物液滴氧化相比，熔融物碎片由于比表面積大，外圍的蒸汽更容易穿過氫氣膜與碎片接觸而持續(xù)發(fā)生氧化反應(yīng)，碎片氧化反應(yīng)產(chǎn)生的大量反應(yīng)熱使得蒸汽爆炸強(qiáng)度顯著增強(qiáng)；金屬熔融物在爆炸階段，蒸汽空泡效應(yīng)和氫氣空泡效應(yīng)對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度影響較弱，占主導(dǎo)作用的影響因素為氧化熱量。

堆外蒸汽爆炸；金屬氧化；RPV側(cè)邊破口；MC3D

堆芯熔融物向下封頭遷移后，由于熔融物中不同材料不互溶且密度存在差異，熔池分層形成上部金屬層、下部氧化層的兩層結(jié)構(gòu)[1]或上部輕金屬層、中部氧化層、底部重金屬層三層結(jié)構(gòu)[2]。但無論是兩層結(jié)構(gòu)或三層結(jié)構(gòu)，上部輕金屬層由于“熱聚焦”效應(yīng)，其熱流密度與臨界熱流密度的相對(duì)裕量均顯著低于底部氧化層和重金屬層[3,4]。故在輕金屬層位置，下封頭壁面最易發(fā)生失效。金屬熔融物進(jìn)入堆坑后，與冷卻劑劇烈換熱可能觸發(fā)蒸汽爆炸。

國(guó)內(nèi)外對(duì)堆外蒸汽爆炸的研究主要集中在壓力容器底部破口，而對(duì)側(cè)邊破口開展的計(jì)算分析較少。在少量的側(cè)邊破口研究中，如Leskovar等對(duì)底部破口和側(cè)邊破口計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析[5]，鐘明君等對(duì)0°～85°范圍內(nèi)壓力容器不同破口位置進(jìn)行了敏感性分析[6]，其計(jì)算分析中熔融物均為（UO2，ZrO2）混合物，并未考慮實(shí)際過程中進(jìn)入堆坑的為輕金屬層。相比于（UO2，ZrO2）混合物，熔融金屬與冷卻水接觸后，除發(fā)生劇烈換熱外，金屬還會(huì)發(fā)生氧化反應(yīng)[7]，氧化反應(yīng)產(chǎn)生的大量熱量有可能增強(qiáng)蒸汽爆炸強(qiáng)度[8]。但同時(shí)氧化反應(yīng)產(chǎn)生的氫氣會(huì)導(dǎo)致空泡份額增大，減小了熔融物與液態(tài)冷卻劑接觸面積，從而有可能使得蒸汽爆炸強(qiáng)度被降低[9]。

為了評(píng)估實(shí)際中更有可能發(fā)生的壓力容器側(cè)邊破口金屬熔融物蒸汽爆炸，本文使用MC3D V3.9并行版本，建立壓力容器側(cè)邊環(huán)向破口幾何模型，通過與氧化物蒸汽爆炸過程對(duì)比和參數(shù)敏感性計(jì)算，分析金屬熔融物蒸汽爆炸過程影響因素和對(duì)應(yīng)的現(xiàn)象機(jī)理，并對(duì)影響參數(shù)的重要度進(jìn)行排序。

1　MC3D簡(jiǎn)述與氧化模型

MC3D是由法國(guó)核安全和輻射防護(hù)研究院（IRSN）開發(fā)的多相場(chǎng)蒸汽爆炸分析程序。蒸汽爆炸模擬分為預(yù)混和爆炸兩個(gè)階段，可計(jì)算熔融物碎化、聚合、界面摩擦、傳熱、氧化等現(xiàn)象，精細(xì)化模擬粗混合、觸發(fā)、傳播和膨脹四個(gè)過程，是國(guó)際上為數(shù)不多具備蒸汽爆炸三維模擬能力的程序。V3.9版本通過PETSc庫(kù)實(shí)現(xiàn)并行計(jì)算后，MC3D二維和三維計(jì)算效率有顯著提升。

MC3D預(yù)混和爆炸兩個(gè)模塊中金屬氧化均采用如下參數(shù)化模型進(jìn)行計(jì)算分析[10][11]，模型中引入氧化勢(shì)的概念來表征整個(gè)計(jì)算域熔融物氧化產(chǎn)氫能力的大小，氧化勢(shì)對(duì)應(yīng)的輸運(yùn)方程為

2　幾何建模與模擬工況

由于雙端剪切大破口（LB-LOCA）工況下IVR有效性裕量最低，下封頭壁面最有可能發(fā)生熔穿，計(jì)算中選取“華龍一號(hào)”LB-LOCA工況參數(shù)作為MC3D的輸入值，堆坑和壓力容器幾何尺寸參考“華龍一號(hào)”設(shè)計(jì)值進(jìn)行建模。ASTEC 2.1計(jì)算得到穩(wěn)態(tài)時(shí)金屬層和氧化層溫度、厚度等參數(shù)如表1所示。

表1　MC3D計(jì)算輸入?yún)?shù)

常用嚴(yán)重事故一體化軟件（ASTEC、ATHLET-CD等）均為二維程序，無法給出下封頭圓周方向局部破口尺寸。文獻(xiàn)［12］對(duì)破口尺寸敏感性分析結(jié)果表明蒸汽爆炸強(qiáng)度隨破口尺寸的增大而增加。故出于保守考慮，本文選用二維側(cè)邊環(huán)向破口作為三維局部破口的包絡(luò)值進(jìn)行建模計(jì)算?？紤]到在金屬層位置發(fā)生“熱聚焦”效應(yīng)，計(jì)算中壓力容器軸向破口尺寸選為金屬層厚度，圓周方向破口尺寸設(shè)定為2π，網(wǎng)格劃分如圖1所示。

MC3D提供兩種模型計(jì)算熔融物液柱碎化過程，分別為Kelvin-Helmholtz（K-H）模型和CONST模型。相比于CONST模型由用戶設(shè)定液滴尺寸，K-H模型根據(jù)局部流場(chǎng)環(huán)境計(jì)算得到的液滴尺寸更具普適性，故計(jì)算中采用K-H模型計(jì)算液柱碎化過程。對(duì)側(cè)壁面和底壁面觸發(fā)位置敏感性分析表明，底壁面觸發(fā)時(shí)由于液滴凝固和液滴分散導(dǎo)致蒸汽爆炸強(qiáng)度低于側(cè)壁面觸發(fā)。出于保守考慮，選取液柱與堆坑側(cè)壁面接觸時(shí)刻作為蒸汽爆炸觸發(fā)時(shí)間。

圖1　網(wǎng)格劃分示意圖

為分析熔融物氧化對(duì)金屬蒸汽爆炸強(qiáng)度影響，計(jì)算中對(duì)熔融物液滴氧化、熔融物碎片氧化、氧化熱、產(chǎn)氫速率開展敏感性分析，不同算例對(duì)應(yīng)的參數(shù)取值如表2所示，計(jì)算中熔融物物性取值如表3所示。熔池金屬層主要組分為不銹鋼和鋯合金，其中不銹鋼氧化熱量級(jí)為104J/mol，鋯合金105J/mol[14]，計(jì)算中分別取為1.0×104，5.0×104和1.0×105進(jìn)行敏感性分析。氧化速率在MC3D默認(rèn)值4.0×10-3kg/m2上下取值進(jìn)行敏感性計(jì)算。

表2　金屬蒸汽爆炸敏感性分析計(jì)算算例

表3　下封頭熔融物熱物性

3　不同階段金屬氧化影響分析

熔融金屬蒸汽爆炸過程中，碎化后生成的熔融物液滴和碎片均存在氧化現(xiàn)象。在此通過預(yù)混階段和爆炸階段熔融物氧化與否計(jì)算對(duì)比，分析熔融物液滴和碎片氧化對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度的影響。

3.1　預(yù)混階段熔融物氧化

不考慮氧化（算例2）、僅考慮預(yù)混階段氧化（算例3）對(duì)應(yīng)的金屬熔融物蒸汽爆炸過程中堆坑側(cè)壁面最大壓力與氧化物蒸汽爆炸過程（算例1）對(duì)比如圖2所示。熔融金屬的初始溫度（2 007.9 K）低于氧化物（3 000 K），傳遞給堆坑中冷卻劑的顯熱小于氧化物，雖然其熱導(dǎo)率明顯高于氧化物，但在不考慮氧化條件下，熔融金屬蒸汽爆炸強(qiáng)度顯著低于氧化物。即表明相比于熱導(dǎo)率，金屬和氧化物的顯熱對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度的影響更為明顯。

圖2　堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比

熔融物液滴與氣體（包括蒸汽和氫氣）的換熱較差，在局部氣體體積分?jǐn)?shù)過大的區(qū)域，熔融物液滴不參與蒸汽爆炸。在MC3D中，此體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為70%，即在空泡份額低于0.7的單元中，液態(tài)熔融物液滴實(shí)際參與蒸汽爆炸。算例1～算例3參與爆炸的熔融物液滴質(zhì)量對(duì)比如圖3所示，預(yù)混階段蒸汽質(zhì)量對(duì)比如圖4所示。從圖中可以看出，相比于算例2，預(yù)混階段金屬氧化（算例3）產(chǎn)生的熱量使得更多的液態(tài)水蒸發(fā)，同時(shí)伴隨有氫氣產(chǎn)生，導(dǎo)致蒸汽和氫氣空泡份額增大，使得在爆炸觸發(fā)時(shí)刻（～0.65 s）實(shí)際參與爆炸的熔融物液滴質(zhì)量減少，進(jìn)而導(dǎo)致蒸汽爆炸強(qiáng)度減弱。由此表明預(yù)混階段熔融物液滴氧化對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度有負(fù)效應(yīng)，與文獻(xiàn)［8］底部破口情況下金屬熔融物氧化蒸汽爆炸結(jié)論一致。算例3預(yù)混階段產(chǎn)氫量如圖5所示。

圖3　參與爆炸的熔融物液滴質(zhì)量對(duì)比

圖4　預(yù)混階段蒸汽質(zhì)量對(duì)比

圖5　預(yù)混階段氫氣質(zhì)量

3.2　爆炸階段熔融物氧化

僅爆炸階段氧化（算例4）、預(yù)混和爆炸同時(shí)氧化（算例5）對(duì)應(yīng)的金屬熔融物蒸汽爆炸過程中堆坑側(cè)壁面最大壓力與氧化物蒸汽爆炸過程（算例1）對(duì)比如圖6所示。從圖中可以看出，在考慮碎片氧化的情況下，金屬蒸汽爆炸的強(qiáng)度顯著高于氧化物蒸汽爆炸過程。

圖6　堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比

預(yù)混過程中熔融物液滴氧化使得空泡份額增加，導(dǎo)致蒸汽爆炸強(qiáng)度減弱，故相比于僅爆炸過程考慮氧化（算例4），熔融金屬預(yù)混、爆炸過程同時(shí)考慮氧化（算例5）條件下計(jì)算得到的堆坑側(cè)壁面最大壓力峰值略低。算例4和算例5爆炸階段氫氣質(zhì)量隨時(shí)間變化如圖7所示。隨著熔融物碎片不斷氧化，在初始一段時(shí)間內(nèi)整個(gè)計(jì)算域的氫氣的質(zhì)量逐漸增加。氫氣密度低于空氣，且熔融物氧化過程中有1/11的氧化熱分配于氫氣中，使得氫氣被加熱進(jìn)而密度更低，部分氫氣通過壓力容器上邊界流出計(jì)算域。當(dāng)氫氣的流出量大于產(chǎn)生量時(shí)，整個(gè)計(jì)算域內(nèi)氫氣的總質(zhì)量逐漸降低。

圖7　爆炸階段氫氣質(zhì)量

由于部分氫氣流出計(jì)算域，故實(shí)際氧化產(chǎn)氫量要大于圖7中的峰值，保守考慮兩種情況下產(chǎn)氫質(zhì)量為180 kg，MC3D計(jì)算中默認(rèn)氧化熱為1.0×105J/mol，故氧化能量至少為9.0×109J。與參與爆炸的熔融物液滴相比，熔融物液柱和空泡份額較大的熔融物液滴與冷卻劑的換熱較差，換熱量可忽略不計(jì)。如圖3所示，在爆炸觸發(fā)時(shí)刻（～0.65 s）參與爆炸的氧化物熔融物液滴質(zhì)量約為2.86×103kg。熔融物液滴的初始溫度為3 000 K，保守考慮與冷卻劑換熱后溫度降為飽和溫度386 K，則這部分熔融氧化物顯熱為2.94×109J，潛熱為1.03×109J（氧化物物性取MC3D默認(rèn)值），故參與爆炸的熔融氧化物液滴總能量至多為3.97×109J。在不考慮金屬顯熱和潛熱情況下，熔融金屬碎片氧化能量是熔融氧化物液滴總能量的兩倍以上，故其蒸汽爆炸強(qiáng)度顯著高于熔融氧化物。金屬與氧化物蒸汽爆炸過程堆坑側(cè)壁面最大沖量對(duì)比如圖8所示，爆炸持續(xù)時(shí)間均為30 ms。

不同情況下爆炸過程中蒸汽質(zhì)量如圖9所示。從圖中可以看出，算例4和算例5蒸汽質(zhì)量的峰值（低于400 kg）低于氧化物蒸汽爆炸過程（約為900 kg）。但實(shí)際上，金屬氧化產(chǎn)生的氫氣來源于水蒸汽與熔融物的氧化反應(yīng)，180 kg氫氣對(duì)應(yīng)的水蒸汽的質(zhì)量為1 620 kg，故算例4和算例5實(shí)際產(chǎn)生的蒸汽質(zhì)量要明顯大于熔融氧化物。

圖8　堆坑側(cè)壁面最大沖量對(duì)比

圖9　爆炸階段蒸汽質(zhì)量對(duì)比

對(duì)比圖5和圖7可以看出，熔融物碎片氧化產(chǎn)氫量和產(chǎn)熱量要顯著高于熔融物液滴，其爆炸強(qiáng)度要遠(yuǎn)大于算例2和算例3。主要原因在于在預(yù)混過程中，熔融物液滴與冷卻劑接觸后發(fā)生膜態(tài)沸騰，在表面產(chǎn)生蒸汽膜。熔融金屬液滴氧化過程中，其表面產(chǎn)生的氫氣逐漸向蒸汽膜內(nèi)填充，同時(shí)蒸汽膜中蒸汽被消耗，使得蒸汽膜逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)闅錃饽13]。氫氣膜的存在阻礙了蒸汽與熔融金屬液滴的直接接觸，進(jìn)而限制了預(yù)混階段金屬氧化的持續(xù)發(fā)生，故在預(yù)混過程中，總的產(chǎn)氫量有限。在爆炸觸發(fā)后，熔融物液滴表面的氣膜坍塌破裂，熔融物液滴與冷卻劑再次接觸，發(fā)生碎化。與預(yù)混階段熔融物液滴相比，爆炸階段熔融金屬碎片氧化面積更大，且由于直徑較小使得表面積體積比更大，外圍的蒸汽更容易穿過氫氣膜與碎片接觸而繼續(xù)發(fā)生氧化反應(yīng)，故爆炸階段產(chǎn)氫量要顯著大于預(yù)混階段。

4　金屬氧化蒸汽爆炸參數(shù)敏感性分析

金屬蒸汽爆炸過程中氧化產(chǎn)熱和產(chǎn)氫有可能引起蒸汽空泡和氫氣空泡增加而降低蒸汽爆炸強(qiáng)度。在此通過氧化熱和產(chǎn)氫速率敏感性計(jì)算，分析爆炸階段氧化產(chǎn)熱、蒸汽空泡效應(yīng)、氫氣空泡效應(yīng)對(duì)金屬蒸汽爆炸強(qiáng)度影響的相對(duì)大小。

4.1　氧化熱敏感性分析

熔融物氧化熱分別取1.0×105（算例 5），5.0×104（算例6）和1.0×104J/mol（算例7）時(shí)，爆炸階段堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比如圖10所示，對(duì)應(yīng)的蒸汽質(zhì)量對(duì)比如圖11所示。從圖11中可以看出，隨著氧化熱升高，熔融金屬傳遞給冷卻劑的熱量增加，使得蒸汽質(zhì)量顯著上升。雖然蒸汽量增多導(dǎo)致爆炸階段空泡份額增加，但從圖10可以看出，蒸汽爆炸強(qiáng)度隨氧化熱增加而增強(qiáng)，表明相對(duì)于氧化熱量，蒸汽空泡增加帶來的負(fù)效應(yīng)較弱。

圖10　堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比

下封頭熔池分層后，金屬層主要組分為不銹鋼和未氧化的鋯合金。不銹鋼氧化熱量級(jí)為104J/mol，鋯合金105J/mol。由于下支撐板、流量分配器、吊籃等堆內(nèi)不銹鋼構(gòu)件大量熔化以及鋯包殼大范圍氧化，不同事故序列下金屬層中大部分材料為不銹鋼[15]，鋯合金質(zhì)量?jī)H占5%～13%。故熔融鋯合金與不銹鋼混合物的實(shí)際氧化熱低于1.0×105J/mol，MC3D對(duì)于金屬蒸汽爆炸過程氧化熱取值具有一定保守性。

圖11　爆炸階段蒸汽質(zhì)量對(duì)比

4.2　產(chǎn)氫速率敏感性分析

熔融物產(chǎn)氫速率分別取6.0×10-3（算例8），4.0×10-3kg/m2（算例5）和2.0×10-3kg/m2（算例9）時(shí)，爆炸階段堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比如圖12所示，對(duì)應(yīng)的氫氣質(zhì)量對(duì)比如圖13所示。

圖12　堆坑側(cè)壁面最大壓力對(duì)比

圖13顯示出隨著產(chǎn)氫速率升高，爆炸階段氫氣質(zhì)量顯著上升，氫氣空泡效應(yīng)增強(qiáng)。由于產(chǎn)氫與產(chǎn)熱耦合計(jì)算，氧化產(chǎn)熱量也隨之增加。從圖12可以看出，隨著氧化速率升高，蒸汽爆炸強(qiáng)度增加。故與蒸汽空泡效應(yīng)相同，爆炸過程中金屬氧化產(chǎn)氫導(dǎo)致的空泡增加對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度影響較弱，占主導(dǎo)作用的影響因素為氧化熱量。

圖13　爆炸階段氫汽質(zhì)量對(duì)比

5　結(jié)論

本文使用MC3D軟件對(duì)壓力容器側(cè)邊破口條件下熔融金屬蒸汽爆炸過程進(jìn)行了模擬分析，得到如下結(jié)論：

（1）預(yù)混階段熔融金屬液滴氧化過程中，由于產(chǎn)氫和水蒸發(fā)量增大，使得氫氣和蒸汽空泡份額增加，導(dǎo)致參與蒸汽爆炸的熔融物液滴質(zhì)量減少，進(jìn)而減弱了蒸汽爆炸強(qiáng)度；

（2）與熔融物液滴氧化相比，熔融物碎片由于氧化面積更大，且外圍的蒸汽更容易穿過氫氣膜與碎片接觸而持續(xù)發(fā)生氧化反應(yīng)。與熔融氧化物蒸汽爆炸過程相比，金屬熔融物碎片氧化反應(yīng)產(chǎn)生的大量反應(yīng)熱使得蒸汽爆炸強(qiáng)度顯著增強(qiáng)。

（3）氧化熱與產(chǎn)氫速率敏感性分析結(jié)果表明，金屬熔融物在爆炸階段，蒸汽空泡效應(yīng)和氫氣空泡效應(yīng)對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度影響較弱，占主導(dǎo)的影響因素為氧化熱量。

總的來說，對(duì)蒸汽爆炸強(qiáng)度影響參數(shù)排序，則金屬氧化熱量＞金屬和氧化物顯熱＞金屬和氧化物熱導(dǎo)率，同時(shí)金屬氧化熱量＞蒸汽和氫氣空泡效應(yīng)。但需要注意的是，熔融金屬氧化過程中，除產(chǎn)氫和產(chǎn)熱外，熔融物由金屬轉(zhuǎn)變?yōu)檠趸?，熔融物的物性（熔點(diǎn)、熱導(dǎo)率、熱容等）隨之改變。在目前版本的MC3D軟件中，只能定義一類熔融物物性，無法模擬出氧化過程中材料物性的改變。故金屬氧化由于物性改變對(duì)蒸汽爆炸的影響還需進(jìn)一步研究。

［1］ Theofanous T G，Liu C，Additon S，et al. In-vessel coolability and retention of a core melt［J］．Nuclear Engineering & Design，1997，169（1-3）：1-48.

［2］ Barrachin M，Defoort F. Thermophysical properties of in-vessel corium：MASCA program related results［J］．Proc of Masca Seminar，2004.

［3］ 金越，鮑晗，劉曉晶，等．大功率先進(jìn)壓水堆IVR有效性評(píng)價(jià)分析［J］．核動(dòng)力工程，2015，036（003）：135-141.

［4］ 劉麗莉，余紅星，陳亮，等．三層熔池結(jié)構(gòu)對(duì)AP1000反應(yīng)堆壓力容器外壁面熱流密度的影響［J］．核動(dòng)力工程，2018，39（06）：167-171.

［5］ Leskovar M，Ursic M. Analysis of PWR ex-vessel steam explosion for axial and side melt release［J］．Nuclear Engineering & Design，2015，283（mar.）：40-50.

［6］ 鐘明君，林萌，張政銘，等．基于1000 MW級(jí)壓水堆核電廠壓力容器外蒸汽爆炸的模擬研究［J］．核動(dòng)力工程，2014（4）：43-47.

［7］ Meignen R，Picchi S，Lamome J，et al. The challenge of modeling fuel-coolant interaction：Part I - Premixing［J］．Nuclear Engineering & Design，2014，280：511-527.

［8］ Skobe T，Leskovar M. Influence of Metal Corium Oxidation on Ex-vessel Steam Explosion［J］．26th International Conference Nuclear Energy for New Europe. 2017.

［9］ Loisel V，Zambaux J A，Hadj-Achour M，et al. Oxidation during fuel-coolant interaction：Advances and modeling［J］．Nuclear Engineering and Design，2019，346（MAY）：200-208.

［10］ Picchi S. MC3D Version 3.9：Description of the physical models of the PREMIXING application. IRSN Report，PSN-RES/SAG/2017-00073，2017.

［11］ Picchi S. MC3D Version 3.9：Description of the physical models of the EXPLOSION application. IRSN Report，PSN-RES/SAG/2017-00074，2017.

［12］李春，楊志義，丁超，等．基于MC3D軟件對(duì)核電廠壓力容器蒸汽爆炸的重要參數(shù)計(jì)算及研究［J］．核安全，2018，v.17；No.61（02）：63-70.

［13］ Leskovar M，Centrih V，Ursic M. Analysis of oxidation influence on steam explosion energetics［J］．Annals of Nuclear Energy，2016，90（Apr.）：441-449.

［14］ Coindreau O. ASTEC Version 2.1：Physical modelling of the ICARE module. IRSN Report，PSN-RES/SAG/2016- 00422，2016.

［15］ Park R J，Kang K H，Hong S W，et al. Detailed evaluation of melt pool configuration in the lower plenum of the APR1400 reactor vessel during severe accidents［J］． Annals of Nuclear Energy，2015，75：476.

Research on Ex-vessel Steam Explosion for Metallic Corium Based on Stratified Molten Pool

CHEN Peng，ZHAN Dekui，ZHANG Juanhua，XIA Shaoxiong，ZHAO Xinhai*

（China Nuclear Power Technology Research Institute，Shenzhen of Guangdong Prov.518000，China）

The lower head is most likely to fail next to metallic layer due to the focusing effect，which may trigger the ex-vessel steam explosion，threatening the integrity of pit and containment. In this paper，MC3D is used to simulate the steam explosion of the metallic melt under the RPV side break case with In-Vessel Retention（IVR）strategy adopted. By establishing a circular fracture geometry model，the effect and mechanism of oxidation of melt droplets and fragments as well as the oxidation heat，hydrogen generation rate was studied. And the importance of the parameters was ranked. Sensitivity analysis results show that the molten droplet oxidation will reduce the explosion strength due to the increase of void with steam and hydrogen. Compared with droplet oxidation，the molten fragments have a larger specific surface area which is conducive to the peripheral steam passing through the hydrogen film to feed the oxidation. The large heat generated by the fragment oxidation makes the steam explosion strength significantly enhanced. During explosion phase，the dominant factor is the oxidation heat，in which the vapor and hydrogen void effect have a weaker impact on the steam explosion strength.

Ex-vessel steam explosion；Metallic oxidation；RPV side break；MC3D

TL48

A

0258-0918（2021）05-0995-09

2021-03-11

“國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃”資助（2019YFB1900702）

陳鵬（1984—），男，甘肅白銀人，高級(jí)工程師，碩士，現(xiàn)從事核電廠嚴(yán)重事故方面研究

趙鑫海，E-mail：zhaoxinhai2@cgnpc.com.cn