王 輝，石雪垚，劉建平，陳巧艷

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

先進壓水堆核電站氫氣風險分析

王 輝，石雪垚，劉建平，陳巧艷

（中國核電工程有限公司，北京 100840）

核電廠在嚴重事故期間會產生大量氫氣并釋放到安全殼內，威脅安全殼的完整性。應用氫氣風險分析程序GASFLOW對先進壓水堆核電站在大破口失水事故疊加應急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導致的嚴重事故期間的氫氣行為及風險進行分析。結果表明，當氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時，氫氣流動的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺以下隔間”；破口隔間的氫氣體積濃度分布與源項氫氣體積濃度及射流形態(tài)有關，非破口區(qū)域的氫氣體積濃度呈層狀分布，在擴散作用下，層狀分布向下推移；蒸汽發(fā)生器隔間存在著火焰加速（FA）的可能性，但基本可排除燃爆轉變（DDT）的可能性，穹頂區(qū)域基本可排除FA和DDT的可能性。

嚴重事故；安全殼；氫氣風險；火焰加速；燃爆轉變；計算流體力學

輕水反應堆在嚴重事故期間會產生大量氫氣并釋放到安全殼內，當安全殼內氫氣體積濃度達到一定限值并發(fā)生爆炸破壞了安全殼完整性時，會導致放射性外泄。1979年美國三哩島核事故中，堆芯產生的氫氣在安全殼內積聚并燃燒，損壞了安全殼內部分設備，對安全殼的完整性構成了直接威脅。在2011年的日本福島核事故中，安全殼內的氫氣溢出并積聚于反應堆廠房，后來發(fā)生的氫氣燃爆徹底破壞了廠房結構，大量外泄的放射性物質對電廠周圍的區(qū)域造成了嚴重污染。

三哩島事故使業(yè)界開始研究并重新認識嚴重事故情況下的氫氣行為，并提出各種氫氣風險緩解概念；福島核事故則使嚴重事故下氫氣風險及緩解措施研究的重要性得到了進一步提升。國家核安全局制定的《福島核事故后核電廠改進行動通用技術要求（試行）》中明確指出，必須要對核電廠安全殼的氫氣燃爆風險及緩解措施進行分析論證。

國內已有單位對秦山二期核電站（600MW）和CPR1000等二代堆型核電站的氫氣風險進行了廣泛的分析論證，本文應用氫氣風險分析程序GASFLOW對國內自主研發(fā)設計的第3代先進壓水堆核電站在假想嚴重事故下的氫氣行為及風險進行分析論證。

1 分析工具

GASFLOW是由美國洛斯阿拉莫斯國家實驗室和德國卡爾斯魯厄研究中心共同開發(fā)的三維計算流體力學（CFD）程序，主要用于分析核反應堆安全殼或其他設施中氫氣或其他氣體的輸運、混合與燃燒的過程［1］。與商業(yè)CFD程序（如FLUENT、CFX等）相比，GASFLOW程序具有經過實驗驗證的點火器及氫氣復合器等與氫氣風險分析有關的物理模型，因此，國內外許多科研設計單位均使用GASFLOW程序進行核電站嚴重事故期間的安全殼氫氣風險分析［2－3］。

1.1 氫氣復合器

先進壓水堆核電站采用國產氫氣復合器作為氫氣風險的緩解措施。GASFLOW程序包含有NIS、Siemens及GRS復合器模型，經對比，依據(jù)消氫容量等效原則，采用Siemens類型的FR-90／1-960型和FR-90／1-1500型代替國產氫氣復合器進行模擬。Siemens類型復合器的消氫速率可采用以下經驗關系式表述：

式中：YH2和YO2分別為復合器入口處的氫氣及氧氣體積濃度；p為復合器工作壓力，MPa；k1和k2為實驗系數(shù)，對于FR-90／1-960型，k1＝0.003 1g／（s·MPa），k2＝0.037g／s，對于FR-90／1-1500型，k1＝0.013 7g／（s·MPa），k2＝0.167g／s［1］。

1.2 氫氣風險分析準則

經驗表明，嚴重事故期間安全殼內若要形成可燃氣體云團，當水蒸氣體積濃度為30%左右時，氫氣體積濃度必須高于4%；當水蒸氣體積濃度介于30%～65%時，氫氣體積濃度必須介于4%～12%；當水蒸氣體積濃度高于65%時，認為混合氣體云團不可點燃［4］。

氫氣的燃燒大致可分為5個階段，分別為點火、擴散燃燒、火焰加速（FA）、燃爆轉變（DDT）和爆炸［5］。其中，F(xiàn)A是氫氣、空氣和水蒸氣的混合氣體在點燃后有可能發(fā)生從緩慢燃燒到劇烈燃燒的過程，典型的DDT是指由壓力波導致的局部爆炸核心不斷增強，且快速地將這種狀態(tài)傳播到周圍環(huán)境當中。

對FA和DDT進行直接數(shù)值模擬的時間和空間尺度要求極小，現(xiàn)階段很難實現(xiàn)，但在進行氫氣風險分析時，如果可排除氫氣發(fā)生FA和DDT的可能性，則可保證安全殼的完整性不受威脅?；诖罅繉嶒灁?shù)據(jù)，俄羅斯Kurchatov研究所提出了保守判斷FA和DDT發(fā)生可能性的兩個準則［6］，分別為σ準則和λ準則。

σ準則表達式如下：

式中：xH2、xH2O和xO2分別為給定隔間內的氫氣、水蒸氣和氧氣的平均體積濃度；T為混合氣體的平均溫度，K；σ（xH2，xH2O，xO2，T）為隔間內的混合氣體的膨脹因子；σcritical（xH2，xO2，T）為隔間內的混合氣體的臨界膨脹因子。如果σindex≥1，則混合氣體存在FA的可能性［2］。

λ準則表達式如下：

式中：D為可燃混合氣體云團的特征尺寸，m；λ為可燃混合氣體云團中可爆炸單元體的平均長度，經分析與歸納實驗數(shù)據(jù)得到，m；V為高于可燃下限的混合氣體云團的體積。當Rindex≥1時，混合氣體可能發(fā)生DDT［7］。

2 安全殼模型

先進壓水堆核電站的安全殼由圓柱部分和半球形的穹頂部分組成，其內徑約48m，高度約68m。安全殼內部的隔間主要位于操作平臺以下，主要設備包括1個壓力容器、3個冷卻劑泵、3個蒸汽發(fā)生器、1個穩(wěn)壓器和1個卸壓箱。

GASFLOW程序包含有直角坐標系和圓柱體坐標系，本文采用圓柱體坐標系為先進壓水堆核電站安全殼建立結構化的正交網格。參照國內外使用GASFLOW程序建立安全殼模型的經驗，盡量使模型內的墻體或設備的位置與實際安全殼內墻體或設備的位置吻合，本文在徑向、周向和高度方向分別設置了25、60和54個網格。其中徑向網格的第1個節(jié)點在安全殼軸線上，最后1個節(jié)點在安全殼外墻上，第2個和第3個節(jié)點分別位于壓力容器外壁和環(huán)腔內壁；周向上均勻分布，每6°布置1個計算網格；高度方向上在操作平臺以下密集布置，操作平臺以上稀疏布置。建立的安全殼模型如圖1所示，其中圖1b所示縱截面為破口所在截面，其位置如圖1a所示，模型總的計算網格數(shù)為81 000。

參照先進壓水堆核電站氫氣復合器布置方案，在安全殼模型內部布置了11臺FR-90／1-960型氫氣復合器和22臺FR-90／1-1500型氫氣復合器。

3 事故序列

依據(jù)確定論分析方法，IAEA在技術文件IAEA-TECDOC-1661中為氫氣風險及緩解措施有效性分析確定了6種事故序列，本文選擇其中的大破口LOCA（LBLOCA）疊加應急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導致的嚴重事故對先進壓水堆核電站進行氫氣風險分析。

假定位于蒸汽發(fā)生器隔間的一回路管道出現(xiàn)雙端斷裂大破口，一回路冷卻劑壓力迅速下降，反應堆停堆。隨冷卻劑裝量的減少，堆芯水位迅速下降。盡管安注箱系統(tǒng)投入運行，使堆芯水位有所恢復，但由于能動的安注系統(tǒng)失效，堆芯得不到充足的冷卻劑補充，這使得燃料溫度不斷升高，開始出現(xiàn)劇烈的鋯-水反應，通過破口向安全殼釋放大量氫氣。先進壓水堆核電站采用壓力容器外部冷卻的方法以實現(xiàn)嚴重事故期間熔融堆芯在壓力容器內的滯留，避免了MCCI（熔化堆芯物質與混凝土相互作用）的發(fā)生。

圖1 先進壓水堆核電站安全殼模型Fig.1 Containment model of advanced PWR nuclear power plant

使用一體化嚴重事故分析軟件計算事故期間的氫氣和水蒸氣釋放源項，如圖2所示，混合氣體溫度如圖3所示。由圖可見，事故后約1 000s開始有氫氣產生。事故后1 500～1 700s期間出現(xiàn)第1次氫氣快速釋放，該階段堆芯大部分已裸露，隨后堆芯開始熔化，同時伴隨有大量的氫氣產生，氫氣釋放速率最高可達0.60kg／s。事故后3 200～3 400s期間出現(xiàn)第2次氫氣快速釋放，該階段堆芯熔融物開始向下封頭跌落，使下封頭殘留的水大量蒸發(fā)，由此產生的大量水蒸氣通過堆芯使氫氣釋放速率瞬間增加，氫氣釋放速率最高可達1.04kg／s。

圖2 氫氣和水蒸氣釋放源項Fig.2 Release source terms of hydrogen and steam

圖3 混合氣體溫度Fig.3 Temperature of mixture gas

因GASFLOW程序進行三維模擬計算耗時巨大，因此，本文從氫氣釋放時刻（973s）開始計算，設定該時刻為計算零點，在氫氣釋放結束時刻（3 573s）400s后停止計算，總計算時間為3 000s。

根據(jù)一體化嚴重事故分析軟件計算結果，在973s時，安全殼內部平均壓力為0.208MPa，平均溫度為374.2K，水蒸氣和空氣的體積份額分別為0.495 4和0.504 6。

4 計算結果與分析

4.1 氫氣體積濃度分布

圖4示出了安全殼內混合氣體的二維流場。由圖4可看出，混合氣體由破口釋放后沿豎直方向快速上升至安全殼穹頂空間，在與穹頂發(fā)生碰撞后，速度迅速衰減。據(jù)此可推斷，當氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時，氫氣流動的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺以下隔間”。不同時刻下非破口蒸汽發(fā)生器隔間截面的安全殼氫氣體積濃度二維分布如圖5所示，可看出，氫氣在安全殼上部空間形成了層狀分布，體積濃度隨高度的降低而減??；在擴散作用下，層狀分布不斷向安全殼下部空間推移，印證了氫氣流動擴散的主要路徑。

圖4 安全殼內混合氣體二維流場Fig.4 2Dflow field of mixture gas in containment

為詳細了解破口隔間的氫氣體積濃度分布，在圖1b所示破口截面上的4個不同位置設置監(jiān)測點監(jiān)測氫氣局部濃度變化，其中，點1位于隔間底部角落，點2位于隔間內部破口正上方，點3位于隔間頂部角落，點4位于隔間與穹頂區(qū)域的大面積開口處。圖6示出了這4個位置的氫氣體積濃度變化。由圖6可看出，點2、

3和4出現(xiàn)明顯的氫氣體積濃度脈沖，結合圖4可知，破口的混合氣體射流直接影響了這些區(qū)域，因此使得這些區(qū)域的氫氣體積濃度與破口源項的氫氣體積濃度呈正相關的關系，點2和4的濃度脈沖峰值遠高于點3，這是因為：點3距射流核心區(qū)域較點2和4相對較遠，點2和4位于射流核心區(qū)域；點1不會出現(xiàn)氫氣體積濃度脈沖，這是因為其位置低于破口，因而不會受到射流的直接影響，在擴散作用下，該點氫氣體積濃度逐漸上升。在氫氣停止釋放（2 600s）后，破口仍有水蒸氣射流進入隔間，在源項氫氣體積濃度為0的射流作用下，點2、3和4的氫氣體積濃度小于點1。

圖5 不同時刻下安全殼內氫氣體積濃度二維分布Fig.5 2Dhydrogen volume concentration in containment at different time

圖6 監(jiān)測點氫氣體積濃度Fig.6 Hydrogen volume concentration of selected location

4.2 氫氣風險分析

與氫氣風險分析相關的兩個直觀物理量為隔間內可燃氣體云團體積和可燃氣體云團氫氣體積濃度，這兩個參數(shù)變化與破口釋放源項密切相關。源項質量流量較大，則混合氣體具有較大慣性，因而隔間內可燃氣體云團體積增加迅速；源項氫氣體積濃度較大，則隔間內初始形成的可燃氣體云團氫氣體積濃度較大。擴散作用在增大隔間內可燃氣體云團體積的同時，也降低了可燃氣體云團的氫氣體積濃度，當氫氣體積濃度降到4%以下時，混合氣體不再滿足可燃條件，此時擴散作用開始減小隔間內可燃氣體云團的體積。

由圖6可看出，某些時刻，破口隔間局部的氫氣體積濃度遠大于4%的可燃限值，同時，破口隔間與穹頂區(qū)域存在的大面積開口使混合氣體射流可很容易夾帶氫氣進入穹頂區(qū)域，因此，破口隔間和穹頂區(qū)域是氫氣風險分析的重點區(qū)域。

圖7為蒸汽發(fā)生器隔間和穹頂區(qū)域可燃氣體云團的體積和氫氣體積濃度。從圖7可看出，對破口蒸汽發(fā)生器隔間，在氫氣開始釋放約380s后，該隔間內部形成可燃氣體云團，在氫氣快速釋放階段，可燃氣體云團體積急劇增大，最大可至85m3，約占該隔間自由容積的11.8%。穹頂區(qū)域可燃氣體云團出現(xiàn)的時間稍晚于破口蒸汽發(fā)生器隔間，在對流和擴散作用下，該區(qū)域混合氣體分布相對均勻，整個計算時間內該區(qū)域可燃氣體的氫氣體積濃度均保持在較低水平，最高不超過7%。穹頂區(qū)域可燃氣體云團體積在氫氣開始釋放約2 270s后達到最大值1 230m3，隨后在對流擴散作用下，局部氫氣體積濃度降低，不再滿足可燃條件，因此可燃氣體云團體積急劇減小。在氫氣停止釋放后，水蒸氣射流沖淡了氫氣云團，破口隔間和穹頂區(qū)域的可燃氣體云團消失。

圖8為蒸汽發(fā)生器隔間和穹頂區(qū)域的FA和DDT準則數(shù)?？煽闯觯瑲錃忾_始釋放約380s后，破口蒸汽發(fā)生器隔間的FA準則數(shù)急劇增大，此后在多個時刻超過1，DDT準則數(shù)在氫氣快速釋放階段達到最高值0.5，在大部分時間段內DDT準則數(shù)保持在0.1?？赏茢啵瑢λx事故序列，破口蒸汽發(fā)生器隔間基本可排除燃爆轉變的可能性，但存在火焰加速的可能性。在整個計算時間內，穹頂區(qū)域的FA準則數(shù)和DDT準則數(shù)均小于1，基本可排除火焰加速和燃爆轉變的可能性。

圖7 可燃氣體云團的體積和氫氣體積濃度Fig.7 Volume and hydrogen volume concentration of combustible gas

圖8 FA和DDT準則數(shù)Fig.8 FA and DDT indexes

5 結論

采用氫氣風險分析程序GASFLOW對國產先進壓水堆核電站在大破口LOCA疊加應急堆芯冷卻系統(tǒng)失效導致的嚴重事故期間的氫氣行為及風險進行分析，得到以下結論：

1）當氣體釋放源位于蒸汽發(fā)生器隔間時，氫氣流動的主要路徑為“蒸汽發(fā)生器隔間—穹頂空間—操作平臺以下隔間”；

2）破口蒸汽發(fā)生器隔間的氫氣體積濃度分布與源項氫氣體積濃度及混合氣體射流形態(tài)有關，非破口隔間區(qū)域的氫氣體積濃度呈層狀分布，在擴散作用下，層狀分布向下部空間推移；

3）破口蒸汽發(fā)生器隔間存在著火焰加速的可能，但基本可排除燃爆轉變的可能性。穹頂區(qū)域和安全殼其他隔間基本可排除火焰加速和燃爆轉變的可能性。

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Hydrogen Risk Analysis of Advanced PWR Nuclear Power Plant

WANG Hui，SHI Xue-yao，LIU Jian-ping，CHEN Qiao-yan
（China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Beijing100840，China）

In the case of the hypothetical severe accident in a nuclear power plant（NPP），a large amount of hydrogen will be generated and released into the containment，which may be a threat to containment integrity.The hydrogen risk analysis code GASFLOW was adopted to make the research on hydrogen behavior and risk during the hypothetical severe accident initiated by large break LOCA with failure of emergency core cooling system for advanced PWR NPP.It is shown that if the gas source is in the steam generator（SG）cavity，the main route of hydrogen flow is“SG room-dome areasubcompartments below operating deck”.The hydrogen volume concentration in the cavity with break is affected by the hydrogen fraction of mixture source term and configuration of mixture jet，the hydrogen volume concentration stratification occurs in nonbreak areas and the stratification moves downwards with the effect of diffusion.The flame acceleration（FA）may occur in the SG cavity，while the possibility of deflagration to detonation（DDT）can be practically excluded，and the possibilities of FA and DDT can also be practically excluded for the dome area.

severe accident；containment；hydrogen risk；flame acceleration；deflagration to detonation；CFD

TL334

：A

：1000-6931（2015）05-0877-07

10.7538／yzk.2015.49.05.0877

2014-01-07；

2014-06-06

王 輝（1986—），男，山西運城人，工程師，碩士，核能科學與工程專業(yè)