基于TRACE程序的華龍一號(hào)大破口失水事故現(xiàn)象分析

孫 微，許 超，付 浩，劉宇生,2,*

(1.生態(tài)環(huán)境部 核與輻射安全中心，北京 100082；2.哈爾濱工程大學(xué) 核安全與仿真技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001)

華龍一號(hào)核電廠(HPR1000)是我國自主設(shè)計(jì)研發(fā)的大型先進(jìn)壓水堆核電廠，與二代壓水堆核電廠相比，華龍一號(hào)的堆芯尺寸更大，功率更高，換料周期更長[1]。為應(yīng)對(duì)蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂事故，防止穩(wěn)壓器滿溢，華龍一號(hào)設(shè)計(jì)中優(yōu)化了安全注入系統(tǒng)(RSI)，降低了安注泵關(guān)閉揚(yáng)程，同時(shí)采用快速冷卻系統(tǒng)(VDA)通過蒸汽發(fā)生器(SG)二次側(cè)對(duì)一回路降壓，從而保證中壓安注和低壓安注的有效投入[1-2]。一般而言，安注泵揚(yáng)程降低對(duì)中小尺寸破口失水類緩釋壓事故具有顯著影響[3]，但對(duì)于壓力急劇降低的大破口失水事故(LBLOCA)過程，安注泵揚(yáng)程降低的影響尚不明確，因此從核安全審評(píng)的角度，仍需關(guān)注該設(shè)計(jì)可能引入新的熱工水力現(xiàn)象，并明確不同事故階段中的關(guān)鍵現(xiàn)象。因此，本文針對(duì)華龍一號(hào)核電廠設(shè)計(jì)，采用TRACE程序開展LBLOCA的計(jì)算模擬和現(xiàn)象學(xué)分析，對(duì)比華龍一號(hào)與CPR1000、AP1000等核電廠LBLOCA進(jìn)程的差異，識(shí)別事故過程中的關(guān)鍵現(xiàn)象，旨在為華龍一號(hào)LBLOCA的現(xiàn)象識(shí)別與排序、?；治?、安全評(píng)價(jià)等提供技術(shù)支持和參考。

1 評(píng)價(jià)模型

華龍一號(hào)核電廠冷卻劑系統(tǒng)(RCS)包括3個(gè)環(huán)路，RSI包括2個(gè)安注箱(ACC)、2臺(tái)中壓安注泵和2臺(tái)低壓安注泵，設(shè)計(jì)中考慮1列安注失效，則單列安注管線(1臺(tái)低壓安注泵和1臺(tái)中壓安注泵)與2個(gè)ACC配合即可保證在LOCA下有足夠的堆芯冷卻能力，冗余的廠內(nèi)應(yīng)急柴油發(fā)電機(jī)組保證能為所有電動(dòng)設(shè)備提供足夠的應(yīng)急供電。華龍一號(hào)失水事故應(yīng)對(duì)相關(guān)系統(tǒng)如圖1[3]所示。

圖1 華龍一號(hào)失水事故應(yīng)對(duì)相關(guān)系統(tǒng)示意圖Fig.1 HPR1000 related systems for LOCA

計(jì)算采用的TRACE程序是經(jīng)過美國核管理委員會(huì)(NRC)認(rèn)可的最佳估算程序，是國際范圍內(nèi)開展壓水堆事故分析相關(guān)試驗(yàn)研究的重要工具之一[4-6]。軟件中內(nèi)嵌了非平衡、非均勻三維流體動(dòng)力學(xué)模型和安全注入滯止模型，對(duì)反應(yīng)堆堆芯冷卻劑分布和安全注入過程的模擬更為準(zhǔn)確，適用于壓水堆破口類和非破口類事故瞬態(tài)的分析[7-9]。

為開展華龍一號(hào)LBLOCA分析，本文基于電廠設(shè)計(jì)參數(shù)[2,10]，建立了華龍一號(hào)系統(tǒng)分析模型。一回路水力模型節(jié)點(diǎn)劃分如圖2所示。該模型模擬了華龍一號(hào)冷卻劑系統(tǒng)及主要專設(shè)安全設(shè)施，包含水力部件系統(tǒng)模型、熱構(gòu)件傳熱模型、點(diǎn)堆動(dòng)力學(xué)模型和控制系統(tǒng)模型等。

圖2 反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)分析模型Fig.2 Nodalization of reactor coolant system

根據(jù)華龍一號(hào)的設(shè)計(jì)特征，經(jīng)破裂譜分析，極限破口為縱向斷裂，它的尺寸等效于2倍冷管段橫截面積的0.6倍。本文即選取其最具挑戰(zhàn)性的破口工況進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算中保守假設(shè)1臺(tái)低壓安注泵失效，事故發(fā)生同時(shí)喪失廠外電，主泵停運(yùn)，此外保守考慮安注后不觸發(fā)快速冷卻。

2 華龍一號(hào)LBLOCA進(jìn)程

表1列出華龍一號(hào)LBLOCA主要事故序列。事故期間關(guān)鍵參數(shù)的變化如圖3所示，圖中所示參數(shù)均采用設(shè)計(jì)名義值或整定值進(jìn)行了歸一化。

表1 LBLOCA序列Table 1 Sequence of LBLOCA

事故初期，一回路發(fā)生破口，堆芯冷卻劑從底部和頂部同時(shí)流失，堆芯水位迅速降低。破口處臨界噴放導(dǎo)致RCS壓力迅速降低，液體閃蒸，堆芯內(nèi)形成的蒸汽引入負(fù)反應(yīng)性，導(dǎo)致堆芯次臨界，功率急劇下降。

由于假設(shè)事故發(fā)生同時(shí)喪失廠外電，主泵處于惰轉(zhuǎn)狀態(tài)，破口噴放過程中堆芯存在短暫的正向流動(dòng)過程，隨著泵轉(zhuǎn)速的進(jìn)一步下降，冷卻劑通過蒸汽發(fā)生器(SG)傳熱管和主泵流向破口的流動(dòng)阻力逐漸大于流經(jīng)堆芯和下降腔的阻力，冷卻劑以向下的流動(dòng)為主，堆芯流量出現(xiàn)反轉(zhuǎn)，該流動(dòng)反轉(zhuǎn)有利于堆芯冷卻。

隨著RCS壓力下降，RCS壓力達(dá)到ACC背壓并觸發(fā)其動(dòng)作，ACC水經(jīng)冷管段流入下降段環(huán)腔，與經(jīng)堆芯、下降段環(huán)腔向破口反向流動(dòng)的蒸汽相互作用，形成兩相逆向流動(dòng)及流動(dòng)滯止(CCFL)，大量的安注冷水經(jīng)下降段環(huán)腔而未經(jīng)過堆芯流向破口，安注冷水被旁通。隨著反向流動(dòng)蒸汽流量的進(jìn)一步降低，安注水經(jīng)下降段進(jìn)入堆芯下腔室，達(dá)到堆芯活性區(qū)底部。

隨著安注冷水注入堆芯，燃料棒開始再淹沒，伴隨著堆芯儲(chǔ)能導(dǎo)致的多次冷卻劑閃蒸和堆芯-下降段間的流動(dòng)劇烈波動(dòng)，堆芯得到有效冷卻，驟冷前沿快速推進(jìn)，堆芯衰變熱和儲(chǔ)能持續(xù)穩(wěn)定釋放，堆芯水位緩慢上升，事故后約90 s，ACC排空，約5 min后，堆芯實(shí)現(xiàn)淹沒。

表1中同時(shí)給出了CPR1000、AP1000核電廠LBLOCA下的事故序列，其中，CPR1000作為典型二代電廠，其安全注入系統(tǒng)設(shè)置了高、中、低壓安注，AP1000核電廠為非能動(dòng)壓水堆，堆芯應(yīng)急冷卻系統(tǒng)包括2個(gè)堆芯補(bǔ)水箱(CMT)、2個(gè)ACC、1個(gè)大的內(nèi)置換料水箱(IRWST)和非能動(dòng)余熱排出熱交換器(PRHR)，CMT在一回路壓力下運(yùn)行，高中低3個(gè)安注共用壓力容器直接注入管線(DVI)向堆芯注水。

對(duì)比可知，LBLOCA中，華龍一號(hào)核電廠達(dá)到安注信號(hào)整定值最晚，這與其系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置相關(guān)；但對(duì)事故緩解起主要作用的ACC，華龍一號(hào)、CPR1000和AP1000的ACC投入時(shí)間基本一致，這是因?yàn)?種堆型中ACC的注入壓力均在4.5～4.8 MPa之間，LBLOCA瞬態(tài)下一回路壓力下降與破口流量直接相關(guān)，而瞬態(tài)前期破口流動(dòng)均為臨界噴放，其噴放流量差異不大，導(dǎo)致系統(tǒng)降壓速率接近，因此ACC投入時(shí)間也基本一致。AP1000設(shè)計(jì)對(duì)于高壓安注的設(shè)置與CPR1000、HRP1000略有不同，其假設(shè)CMT在事故瞬態(tài)初期即投入，但考慮一列CMT故障，ACC投入后CMT被旁通，因此CMT在事故初期對(duì)堆芯的冷卻作用有限。隨著下降段蒸汽-水逆流的減弱，安注水進(jìn)入堆芯，AP1000直接注入模式引起安注水更早進(jìn)入堆芯，更早的對(duì)堆芯進(jìn)行冷卻?？傮w來看，華龍一號(hào)LBLOCA的主要事故序列和安全系統(tǒng)動(dòng)作與已有壓水堆核電廠基本一致。

3 LBLOCA熱工水力現(xiàn)象分析

根據(jù)圖3a所示RCS壓力變化特點(diǎn)，并結(jié)合圖3b ACC安注過程和圖3c堆芯水位的變化情況，對(duì)比秦山一期核電廠兩環(huán)路壓水堆[14]、嶺澳核電廠類型三環(huán)路壓水堆[11-12]、西屋電氣公司典型的四環(huán)路壓水堆[15]、AP1000非能動(dòng)壓水堆[13]、LOFT(loss-of-fluid test)試驗(yàn)裝置大破口失水試驗(yàn)[16]等的LBLOCA過程，同時(shí)參考其他典型電廠的大破口事故階段劃分和現(xiàn)象分析，對(duì)華龍一號(hào)LBLOCA的4個(gè)典型階段的具體現(xiàn)象分析如下。

圖3 事故期間關(guān)鍵參數(shù)的變化Fig.3 Variation of key parameters during accident process

3.1 噴放階段現(xiàn)象分析

噴放階段以破口噴放為起始，至ACC注射開始結(jié)束，華龍一號(hào)中該階段約持續(xù)13 s。按噴放流體的屬性不同，可分為欠熱噴放與飽和噴放兩個(gè)子過程。

噴放階段的破口噴放流量和RCS各支路含汽率分別如圖3c、d所示。在事故初期，破口處經(jīng)歷短暫的過冷噴放流動(dòng)即轉(zhuǎn)入兩相臨界流動(dòng)狀態(tài)，其噴放速率基本不變，圖3c中RCS壓力和圖3d中RCS含氣率表明，RCS內(nèi)冷卻劑閃蒸延緩了其降壓過程，導(dǎo)致噴放初期RCS壓力下降較慢，當(dāng)冷管段排空，RCS支路內(nèi)冷卻劑全部閃蒸后，破口流動(dòng)轉(zhuǎn)為以蒸汽噴放為主，RCS壓力也隨之迅速下降，噴放流率也近似呈線性下降。

圖4為完整環(huán)路冷管段(CL)溫度的變化，結(jié)合圖3d所示RCS各環(huán)路冷段的含汽率，可知LBLOCA下，破損環(huán)路的失水速率最快，其冷管段最先達(dá)到含汽率峰值。由于破口與堆芯間存在較大的壓差，破損環(huán)路在下降段處會(huì)從兩個(gè)完整環(huán)路抽吸冷卻劑，導(dǎo)致完整環(huán)路冷管段先于破損環(huán)路冷管段排空。后期，隨著ACC安注成功，在再充水和再淹沒階段，完整環(huán)路冷管段會(huì)再次充水，且由于堆芯衰變熱使安注冷水升溫汽化，冷管段內(nèi)的含汽率也會(huì)逐步提高。

圖4 完整環(huán)路CL3流體溫度與RCS壓力Fig.4 Coolant temperature of CL3 in intact loop and pressure of RCS

該階段的主要過程為RCS降壓及伴隨降壓發(fā)生的閃蒸，破口兩側(cè)壓差是影響完整環(huán)路向破損環(huán)路流動(dòng)的主要因素，破口處的臨界流動(dòng)是重要的局部現(xiàn)象。此外因堆芯閃蒸導(dǎo)致其上部裸露并升溫，該階段包殼溫度會(huì)出現(xiàn)事故中的第1次峰值。

3.2 再充水階段現(xiàn)象分析

再充水(再灌水)階段，起始于ACC注射，持續(xù)到堆芯底部被冷卻劑淹沒。該階段，破口噴放過程持續(xù)進(jìn)行，但因噴放過程導(dǎo)致RCS壓力降低至ACC整定值(背壓)以下，觸發(fā)RIS系統(tǒng)動(dòng)作，ACC通過冷管段向壓力容器(RPV)注入含硼水冷水。

圖3b所示ACC安注流量表明，破損環(huán)路降壓最快，其ACC最先投入，且因破口臨界流動(dòng)的影響，其安注流量峰值略低且存在波動(dòng)；兩列完整環(huán)路ACC的投入時(shí)間和流量峰值均接近。圖5為下降段參數(shù)隨時(shí)間的變化。由圖5可知，ACC投入后，下降段環(huán)腔內(nèi)存在顯著的液相流動(dòng)過程，但其內(nèi)部含汽率卻持續(xù)增加，接近于全氣相，坍塌液位保持趨近于零。該結(jié)果表明，下降段即形成了兩相逆向流動(dòng)(CCFL)，沿RPV下降段環(huán)腔向下的安注流動(dòng)被抑制，甚至完全停滯，處于高含汽率狀態(tài)。下降段環(huán)腔同時(shí)連接3條環(huán)路的冷管段，受CCFL影響，會(huì)有部分完整環(huán)路ACC提供的安注冷水以旁通形式流向破損環(huán)路的冷管段，經(jīng)破口流出RCS；當(dāng)RCS壓力進(jìn)一步下降，蒸汽流速較弱后，CCFL消失，RPV下降段的坍塌液位迅速升高，安注冷水更多的注入堆芯下封頭。

圖6為流經(jīng)堆芯出口和堆芯入口的氣液兩相流量情況。可知，事故發(fā)生初期，伴隨著堆芯流量反轉(zhuǎn)，堆芯入口的液相流量反向流動(dòng)先增大后下降，堆芯出口流量持續(xù)下降，最終堆芯內(nèi)達(dá)到飽和，液相流量趨近于零。伴隨著RCS回路飽和汽化，堆芯入口和出口的氣相流量同時(shí)增大；ACC投入后，因下降段發(fā)生CCFL，當(dāng)蒸汽作用較弱時(shí)，堆芯內(nèi)產(chǎn)生的蒸汽均從堆芯上部，經(jīng)熱管段、SG流出堆芯；當(dāng)蒸汽作用較強(qiáng)時(shí)，均從下降段、冷管段流出堆芯。

圖5 下降段參數(shù)隨時(shí)間的變化Fig.5 Variation of downcomer parameter with time

圖6 堆芯入口、出口流量Fig.6 Mass flow rates of core inlet and outlet

由上述分析可知，該階段初期的主要影響因素仍為破口處壓差，中后期的主要影響因素為ACC與RCS壓差，涉及的主要現(xiàn)象為經(jīng)破口的飽和噴放、ACC注射和下降段CCFL。

3.3 再淹沒階段現(xiàn)象分析

再淹沒階段，起始于RPV內(nèi)水位上升并淹沒下柵格板，結(jié)束于堆芯完全被安注冷水淹沒。以ACC注射結(jié)束為分界點(diǎn)，再淹沒階段可進(jìn)一步分為早期再淹沒階段和后期再淹沒階段，其中早期再淹沒階段主要是指ACC安注直至結(jié)束的階段，后期再淹沒階段主要是指ACC安注結(jié)束后，從ECCS的其他水源取得補(bǔ)充水實(shí)現(xiàn)堆芯完全驟冷并建立長期冷卻的階段。

該階段安注冷水自堆芯底部向上，逐漸冷卻處于高溫的燃料棒。安注冷水經(jīng)淬火變?yōu)檎羝哉羝麏A帶液滴的形式對(duì)裸露的燃料棒進(jìn)行冷卻降溫，并在完整RCS支路內(nèi)循環(huán)，在SG-U型管內(nèi)冷凝后經(jīng)冷管段流回堆芯。

圖7為堆芯和下腔室的坍塌液位。結(jié)合圖3c可知，RCS達(dá)到飽和后，破口處以兩相臨界流動(dòng)為主，堆芯坍塌液位隨之呈線性下降，至破口處為飽和蒸汽噴放時(shí)，堆芯坍塌液位基本不再變化。直至ACC安注投入后，受限于下降段CCFL，堆芯坍塌液位略有提高，在再淹沒階段，堆芯液位呈波動(dòng)狀態(tài)逐步升高。下腔室坍塌液位表明，在ACC安注前，RPV內(nèi)水位持續(xù)下降；ACC投入后，直至CCFL消失后ACC安注達(dá)到峰值，下腔室水位才開始回升，并再次恢復(fù)滿水狀態(tài)。

圖7 坍塌液位Fig.7 Collapsed liquid level

圖8 再淹沒過程中驟冷前沿的位置Fig.8 Quench level during reflooding process

圖8為堆芯驟冷前沿的情況?？芍?，ACC注入后，再淹沒雖然尚未開始，但下腔室內(nèi)形成的蒸汽及其夾帶的液滴，已經(jīng)開始對(duì)堆芯底部的燃料棒進(jìn)行冷卻。隨著破口噴放過程結(jié)束，再淹沒階段，驟冷前沿緩慢向堆芯頂部推進(jìn)，前期驟冷速度較慢，后期驟冷速度較快。再淹沒過程中，蒸汽夾帶的液滴會(huì)在堆芯上柵格板、堆芯出口等處沉積匯集，并從頂部流回堆芯，形成頂部驟冷。結(jié)果表明，在ACC安注期間，堆芯頂部未發(fā)生明顯的驟冷現(xiàn)象；在輔助給水投運(yùn)后，因其流量大且水溫較低，堆芯頂部出現(xiàn)驟冷現(xiàn)象，但驟冷前沿移動(dòng)極為緩慢，其對(duì)燃料棒的冷卻作用極為有限。

該階段破口噴放過程已結(jié)束，主要影響因素為堆芯內(nèi)衰變功率和儲(chǔ)熱，涉及的主要現(xiàn)象為堆芯-下降段間流量波動(dòng)、驟冷前沿推進(jìn)、燃料棒儲(chǔ)能釋放和堆芯水位上升。

3.4 長期冷卻階段

該階段，堆芯完全被淹沒并建立長期冷卻狀態(tài)，事故已經(jīng)得到有效應(yīng)對(duì)和控制。該階段自堆芯完全被淹沒開始，期間低壓安注系統(tǒng)繼續(xù)從IRWST取水注入反應(yīng)堆壓力容器，維持堆芯冷卻；當(dāng)IRWST儲(chǔ)水快用完時(shí)，IRWST低水位信號(hào)將切換低壓安注系統(tǒng)到安全殼地地坑取水，通過低壓安注再循環(huán)工況實(shí)現(xiàn)長期堆芯冷卻。

在長期堆芯冷卻階段，華龍一號(hào)核電廠主要通過低壓安注系統(tǒng)保持堆芯的淹沒和冷卻狀態(tài)，事故主要影響因素為安注流量和堆芯衰變功率，涉及的主要現(xiàn)象為堆芯內(nèi)穩(wěn)定的對(duì)流換熱過程。

3.5 燃料峰值溫度特性分析

失水事故計(jì)算分析中，包殼峰值溫度(PCT)是重要的驗(yàn)收指標(biāo)，其具體準(zhǔn)則為：包殼峰值溫度不能超過限值(1 204 ℃)，以防止包殼脆化，并進(jìn)而導(dǎo)致堆芯喪失可冷卻的幾何狀態(tài)[17]。華龍一號(hào)LBLOCA過程中的包殼峰值溫度如圖9所示?？芍贚BLOCA的不同階段，燃料棒包殼溫度會(huì)多次出現(xiàn)峰值。在噴放階段，破口發(fā)生使得RCS飽和汽化，導(dǎo)致堆芯換熱條件惡化，熱量在其內(nèi)部積聚，最終燃料包殼升溫并達(dá)到峰值。再充水末期，因持續(xù)噴放導(dǎo)致堆芯內(nèi)蒸汽減少且流速降低，ACC安注水因CCFL作用難以堆芯進(jìn)行有效冷卻，因此在再淹沒初期，在大流量安注水進(jìn)入堆芯底部時(shí)，燃料包殼會(huì)再次經(jīng)歷升溫并達(dá)到峰值。

圖9 包殼峰值溫度隨時(shí)間的變化Fig.9 PCT vs. time

自堆芯入口到出口，對(duì)不同高度位置進(jìn)行編號(hào)(1#～9#)，不同高度位置包殼的局部溫度如圖10所示?？芍煌叨忍幍娜剂习鼩ぞ?jīng)歷兩次升溫至峰值的過程。因燃料棒為余弦功率分布，靠近堆芯入口的1#和2#位置、靠近堆芯出口的9#位置包殼峰值溫度較低，燃料中心位置及更高位置的包殼峰值溫度較高。再淹沒過程中，除靠近堆芯出口的9#位置因上部驟冷而提前降溫外，其余各位置包殼溫度的變化均符合位置升高，降溫延后的趨勢。

圖10 不同高度位置包殼的局部溫度隨時(shí)間的變化Fig.10 Temperatures of fuel clad in different levels vs. time

4 LBLOCA現(xiàn)象識(shí)別

結(jié)合第2章所述事故進(jìn)程和第3章所述現(xiàn)象分析，可對(duì)華龍一號(hào)LBLOCA過程的關(guān)鍵現(xiàn)象進(jìn)行梳理和識(shí)別，如表2所列。按照現(xiàn)象作用范圍的不同，表2中劃分了系統(tǒng)級(jí)現(xiàn)象和局部現(xiàn)象，表2中識(shí)別的關(guān)鍵現(xiàn)象可作為華龍一號(hào)LBLOCA現(xiàn)象識(shí)別與排序(PIRT)編制、?；治龊桶踩u(píng)價(jià)的依據(jù)和參考。

表2 華龍一號(hào)LBLOCA關(guān)鍵現(xiàn)象識(shí)別Table 2 Identification of key phenomena during LBLOCA of HPR1000

5 結(jié)論

針對(duì)華龍一號(hào)核電廠安注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)特點(diǎn)，本文基于TRACE程序開展了LBLOCA模擬計(jì)算，分析了華龍一號(hào)大破口失水工況的事故進(jìn)程，在對(duì)比CPR1000、AP1000等LBLOCA特點(diǎn)的基礎(chǔ)上，給出了事故階段劃分，并研究了各事故階段主要的熱工水力現(xiàn)象及其變化特點(diǎn)，基于上述研究可知，華龍一號(hào)核電廠LBLOCA可分為噴放、再充水、再淹沒和長期冷卻4個(gè)典型階段，事故進(jìn)程的主導(dǎo)因素依次為破口處壓差、ACC與RCS壓差、堆芯衰變功率及儲(chǔ)熱。涉及的主要現(xiàn)象為RCS降壓、RCS環(huán)路間流動(dòng)、安注流動(dòng)、堆芯換熱、氣液兩相相互作用。該瞬態(tài)中，主要的系統(tǒng)現(xiàn)象為RCS降壓、堆芯及完整環(huán)路向破口的流動(dòng)、ACC安注流動(dòng)及其旁流；主要的局部現(xiàn)象為破口噴放、下降段兩相逆向流動(dòng)、堆芯換熱、堆芯蒸汽夾帶。華龍一號(hào)LBLOCA進(jìn)程的主要影響因素為破口噴放流量和ACC整定值，其LBLOCA的主要事故序列、事故現(xiàn)象與已有壓水堆核電廠基本一致，基于計(jì)算結(jié)果識(shí)別的關(guān)鍵現(xiàn)象可為核安全審評(píng)相關(guān)的現(xiàn)象識(shí)別與排序、模化分析、安全評(píng)價(jià)等提供技術(shù)支持和參考。