李精精，王 輝，石雪垚

(中國核電工程有限公司，北京100840)

M310核電廠嚴(yán)重事故下穩(wěn)壓器隔間氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析

李精精，王 輝，石雪垚

(中國核電工程有限公司，北京100840)

基于GASFLOW程序，選取對M310核電廠穩(wěn)壓器隔間內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)極為不利的兩種事故工況，對安全殼內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了分析計(jì)算。模擬結(jié)果顯示：在所研究的工況條件下，卸壓箱隔間、波動管隔間、穩(wěn)壓器隔間及穹頂區(qū)域內(nèi)，只有波動管雙端斷裂事故在早期氫氣集中釋放階段，出現(xiàn)了穩(wěn)壓器隔間內(nèi)FA準(zhǔn)則數(shù)大于1的情況，其他隔間及其他工況下所有隔間內(nèi)的FA準(zhǔn)則數(shù)和DDT準(zhǔn)則數(shù)均不會超過1。即，所研究隔間內(nèi)均可以排除燃爆轉(zhuǎn)變風(fēng)險(xiǎn)。破口隔間內(nèi)部氫氣濃度分布主要受源項(xiàng)氫氣濃度以及混合氣體夾帶作用的影響，不同位置的氫氣濃度變化存在顯著差別。安全殼大空間的氫氣濃度呈層狀結(jié)構(gòu)，隨著時間推移，層狀結(jié)構(gòu)向下推移，安全殼大空間氫氣濃度分布呈均勻化趨勢發(fā)展。

GASFLOW；嚴(yán)重事故；氫氣風(fēng)險(xiǎn)；核電廠

國家核安全局HAF102《核動力廠設(shè)計(jì)安全規(guī)定》及《福島核事故后核電廠改進(jìn)行動通用技術(shù)要求》要求，必須要對核電廠安全殼的氫氣燃爆風(fēng)險(xiǎn)及緩解措施進(jìn)行分析論證。《“十二五”期間新建核電廠安全要求》中明確指出，針對嚴(yán)重事故，“應(yīng)采取措施防止氫氣局部聚集，否則應(yīng)考慮局部氫氣燃燒的影響”。對于M310核電廠其穩(wěn)壓器隔間與外部空間為橫向連通設(shè)計(jì)，該設(shè)計(jì)方案不利于穩(wěn)壓器隔間內(nèi)氫氣的釋放。法國在VD3改進(jìn)項(xiàng)中曾提出過“穩(wěn)壓器隔間通風(fēng)蓋的改進(jìn)方案”。M310核電廠穩(wěn)壓器隔間通風(fēng)蓋是否有必要進(jìn)行改進(jìn)需要進(jìn)一步的研究。GASFLOW程序[1]作為三維模擬軟件，在核電廠氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析中得到了廣泛應(yīng)用[2-8]。

本文以M310核電廠為研究對象，選取兩種對穩(wěn)壓器隔間氫氣風(fēng)險(xiǎn)極為不利的事故工況，利用GASFLOW程序進(jìn)行穩(wěn)壓器隔間內(nèi)的氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析。

1 計(jì)算模型

1.1 氫氣風(fēng)險(xiǎn)準(zhǔn)則

目前，國際上通常采用Shapiro準(zhǔn)則、σ準(zhǔn)則和λ準(zhǔn)則來分析判斷氫氣燃燒、火焰加速和燃爆轉(zhuǎn)變[9]。在GASFLOW程序的數(shù)值模擬中，就是以這三個準(zhǔn)則為依據(jù)來計(jì)算分析判斷安全殼內(nèi)氫氣是否發(fā)生燃燒、火焰加速和燃爆轉(zhuǎn)變。

(1) 可燃準(zhǔn)則

在GASFLOW程序的數(shù)值模擬中，形成可燃混合氣體的條件為：水蒸氣濃度低于30%時，氫氣濃度必須大于4%；水蒸氣濃度為30%～65%時，氫氣濃度必須大于12%；水蒸氣濃度大于65%時，可認(rèn)為混合氣體已完全惰化，不可點(diǎn)燃。這一準(zhǔn)則可用公式(1)表示：

(1)

式中：φ(H2O)是混合氣體中水蒸氣的體積分?jǐn)?shù)；φ(H2)是混合氣體中氫氣的體積分?jǐn)?shù)。

(2) 火焰加速準(zhǔn)則

火焰加速(FA)準(zhǔn)則又稱為σ準(zhǔn)則。σ表示可燃混合物中反應(yīng)物與產(chǎn)物的比值，稱為膨脹因子。在GASFLOW程序中，σindex用于評估氫氣火焰加速的可能，其計(jì)算公式如公式(2)所示。

(2)

(3) 燃爆轉(zhuǎn)變準(zhǔn)則

燃爆轉(zhuǎn)變準(zhǔn)則又稱為λ準(zhǔn)則。燃爆轉(zhuǎn)變(DDT)的產(chǎn)生與可燃混合氣體的空間幾何形狀有關(guān)，DDT的出現(xiàn)需要一最小的空間尺寸?？扇蓟旌蠚怏w云尺寸與可爆炸單元體的平均長度的關(guān)系如公式(3)所示。

R=D/7λ≥1

(3)

式中：D為可燃?xì)怏w云的特征尺寸，m；λ為混合氣體可爆炸單元體的平均長度，m；R為D與λ的比值。

1.2 安全殼模型

M310核電廠安全殼構(gòu)筑物由一個豎向預(yù)應(yīng)力混凝土圓柱殼組成，其底部用鋼筋混凝土板封閉，頂部則由扁殼形預(yù)應(yīng)力混凝土穹頂封閉。圓柱殼內(nèi)徑為37m，高度為45m，扁殼形穹頂高度約為12m。安全殼最小自由容積為49400m3。安全殼模型典型截面如圖1所示。

圖1中，建立安全殼模型時采用的是圓柱坐標(biāo)下的結(jié)構(gòu)化正交網(wǎng)格，在徑向、周向和高度方向上分別設(shè)置了20、72和50個網(wǎng)格，總的網(wǎng)格數(shù)量為72000。設(shè)置網(wǎng)格大小時，徑向與高度方向上盡量使模型內(nèi)的墻體或設(shè)備的位置相吻合，周向采用均勻網(wǎng)格劃分。由圖1b可以看出，卸壓箱隔間與波動管隔間兩個隔間樓板上的孔洞連通，穩(wěn)壓器隔間與外部大空間為橫向連通。

圖1 安全殼模型典型截面Fig.1 The cross section of the containment

2 事故序列

本文在計(jì)算嚴(yán)重事故情況下安全殼內(nèi)氫氣濃度分布時，根據(jù)MELCOR計(jì)算結(jié)果，選取對穩(wěn)壓器隔間不利的2種事故序列，分別為：

工況1：喪失全部給水+應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)失效(不包括非能動的安注箱系統(tǒng))；

工況2：波動管雙端斷裂事故+應(yīng)急堆芯冷卻系統(tǒng)失效(不包括非能動的安注箱系統(tǒng))。

喪失給水事故中氫氣釋放破口為卸壓箱爆破閥，波動管雙端斷裂氫氣釋放破口為波動管隔間。卸壓箱隔間及波動管隔間通過隔間頂部通風(fēng)口與穩(wěn)壓器隔間相通，穩(wěn)壓器隔間與外部大空間為橫向連通，事故中所噴放氣體主要通過“卸壓箱隔間-波動管隔間-穩(wěn)壓器隔間-穹頂大空間-其他隔間”這一路徑向外界流動，因此這兩種事故工況下對穩(wěn)壓器隔間的氫氣風(fēng)險(xiǎn)是極為不利的。

3 結(jié)果分析

3.1 源項(xiàng)

兩種計(jì)算工況選取的計(jì)算零點(diǎn)均為事故后開始有氫氣釋放的時刻，到氫氣集中釋放結(jié)束時終止計(jì)算。根據(jù)MELCOR計(jì)算結(jié)果，在計(jì)算零點(diǎn)，安全殼內(nèi)部初始狀態(tài)如表1所示。

表1 兩種工況下安全殼初始狀態(tài)Table 1 Initial condition of the containment

根據(jù)MELCOR計(jì)算結(jié)果，不同工況下破口釋放源相中氫氣和水蒸氣體積濃度如圖2所示。

圖2 不同工況下破口源項(xiàng)Fig.2 The source under different working conditions

由圖2可以看出，對于工況1和工況2在源項(xiàng)釋放階段就有較高的氫氣濃度?？扇?xì)怏w云團(tuán)的形成與水蒸氣及氫氣體積份額有密切關(guān)系。而氫氣體積份額又在很大程度上受到水蒸氣體積份額的影響。因此，源項(xiàng)內(nèi)氫氣與水蒸氣的體積份額對氫氣在隔間內(nèi)的燃燒、爆炸有重要作用。

3.2 二維流場及濃度分布

安全殼內(nèi)混合氣體二維流場如圖3所示。

圖3 安全殼內(nèi)混合氣體二維流場Fig.3 Flow field of the mixture gas

圖3 安全殼內(nèi)混合氣體二維流場(續(xù))Fig.3 Flow field of the mixture gas

從圖3可以看出，對于工況1和工況2，混合氣體從破口隔間釋放后經(jīng)波動管隔間及穩(wěn)壓器隔間，進(jìn)入安全殼穹頂區(qū)域。氫氣的擴(kuò)散符合“卸壓箱隔間-波動管隔間-穩(wěn)壓器隔間-穹頂大空間-其他隔間”和“波動管隔間-穩(wěn)壓器隔間-穹頂大空間-其他隔間”的路徑。

不同時刻下安全殼內(nèi)各個隔間的二維氫氣濃度分布如圖4所示。

圖4 不同時刻破口隔間氫氣濃度分布Fig.4 Hydrogen density in broken room at different time

由圖4可以看出，安全殼穹頂區(qū)域內(nèi)的氫氣濃度呈層狀分布，體積濃度隨高度降低而減小，并且隨著時間的改變，層狀分布向安全殼下部空間移動。這主要是由于混合氣體流動夾帶將破口噴放的氣體迅速帶入安全殼穹頂區(qū)域，又由于相對于水蒸氣和空氣氫氣的密度小很多。因此，氫氣會占據(jù)安全殼內(nèi)上部空間，并在安全殼上部空間形成了層狀分布，隨著氫氣向其他隔間的擴(kuò)散，層狀分布不斷向安全殼下部空間推移，使安全殼大空間氫氣濃度呈均勻化趨勢發(fā)展。

3.3 風(fēng)險(xiǎn)分析

對于工況1和工況2，破口位置分別發(fā)生在卸壓箱隔間和波動管隔間，由于源項(xiàng)中具有較高的氫氣濃度，破口隔間的風(fēng)險(xiǎn)會相對較高。相對于水蒸氣和空氣，氫氣密度較小，在浮升力的作用下，氫氣會存在于隔間上部。會使安全殼穹頂區(qū)域面臨比下部隔間更嚴(yán)重的氫氣風(fēng)險(xiǎn)。因此，在進(jìn)行穩(wěn)壓器隔間內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析時，同時考慮了卸壓箱隔間、波動管隔間和穹頂區(qū)域內(nèi)的氫氣風(fēng)險(xiǎn)。

(1) 工況1

工況1情況下，各個隔間的氫氣風(fēng)險(xiǎn)如圖5所示。

圖5 工況1不同隔間的風(fēng)險(xiǎn)情況Fig.5 Risk of different room under working condition 1

由圖5a可知，在整個釋放期間，只有波動管隔間內(nèi)的云團(tuán)氫氣濃度超過了10%。波動管隔間內(nèi)可燃?xì)怏w云團(tuán)的體積遠(yuǎn)小于穩(wěn)壓器隔間，但是其云團(tuán)氫氣濃度卻高于穩(wěn)壓器隔間，這是由于，波動管隔間體積較小，不利于氣體的擴(kuò)散，因此，其氫氣濃度也相對較高。穩(wěn)壓器隔間與穹頂區(qū)域的云團(tuán)氫氣體積濃度均不超過10%。由于在卸壓箱隔間內(nèi)沒有可燃?xì)怏w云團(tuán)形成，因此，其隔間內(nèi)的可燃?xì)怏w云團(tuán)氫氣體積濃度也為0。由圖5b可知，在整個計(jì)算時間內(nèi)，四個隔間內(nèi)的FA準(zhǔn)則數(shù)始終小于1，表明所有隔間內(nèi)在計(jì)算時間內(nèi)可以排除火焰加速風(fēng)險(xiǎn)。由圖5c可知，在整個計(jì)算時間內(nèi)，關(guān)注隔間的DDT準(zhǔn)則數(shù)均為小于1。因此，無論是穹頂區(qū)域還是卸壓箱隔間、波動管隔間及穩(wěn)壓器隔間，均不存在火焰加速和燃爆的風(fēng)險(xiǎn)。

(2) 工況2

工況2情況下，各個隔間的氫氣風(fēng)險(xiǎn)如圖6所示。

圖6 工況2不同隔間的風(fēng)險(xiǎn)情況Fig.6 Risk of different room under working condition 2

由圖6a可知，在整個釋放期間，卸壓箱隔間由于沒有可燃?xì)怏w云團(tuán)，其云團(tuán)氫氣濃度為0。波動管隔間為釋放隔間，由于源項(xiàng)氫氣濃度較高，因而可燃?xì)怏w云團(tuán)的氫氣濃度也較高。由于云團(tuán)的擴(kuò)散的作用，穹頂區(qū)域具有較大的云團(tuán)體積，也具有較低的云團(tuán)氫氣濃度，其云團(tuán)氫氣體積濃度始終小于10%。由圖6b可知，在早期氫氣釋放集中階段，穩(wěn)壓器的FA準(zhǔn)則數(shù)大于1，表明在這一階段破口隔間有可能出現(xiàn)火焰加速。在整個計(jì)算時間內(nèi)，波動管隔間和穹頂區(qū)域的FA準(zhǔn)則數(shù)始終小于1，表明穹頂區(qū)域在計(jì)算時間內(nèi)可以排除火焰加速風(fēng)險(xiǎn)。這樣，需要評價(jià)穩(wěn)壓器隔間的DDT風(fēng)險(xiǎn)。由圖6c可知，在整個計(jì)算時間內(nèi)，關(guān)注隔間的DDT準(zhǔn)則數(shù)均小于1。因此，無論是穹頂區(qū)域還是卸壓箱隔間、波動管隔間及穩(wěn)壓器隔間，均不存在燃爆的風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論

基于GASFLOW程序，選取了對穩(wěn)壓器隔間內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)極為不利的兩個事故工況，對安全殼內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了分析計(jì)算，得出以下結(jié)論：

(1) 破口隔間的氫氣濃度受氫氣釋放速率影響很大，較易出現(xiàn)氫氣風(fēng)險(xiǎn)。但是在所研究的兩種工況條件下，卸壓箱隔間、波動管隔間、穩(wěn)壓器隔間及穹頂區(qū)域內(nèi)，只有波動管雙端斷裂事故在早期氫氣集中釋放階段，出現(xiàn)了穩(wěn)壓器隔間內(nèi)FA準(zhǔn)則數(shù)大于1的情況，其他隔間及其他工況下所有隔間內(nèi)的FA準(zhǔn)則數(shù)和DDT準(zhǔn)則數(shù)均不會超過1。這表明，在兩種事故工況下，所研究隔間內(nèi)均可以排除燃爆轉(zhuǎn)變風(fēng)險(xiǎn)。

(2) 破口隔間內(nèi)部氫氣濃度分布主要受源項(xiàng)氫氣濃度以及混合氣體夾帶作用的影響，不同位置的氫氣濃度變化存在顯著差別。安全殼大空間的氫氣濃度呈層狀結(jié)構(gòu)，隨著時間推移，層狀結(jié)構(gòu)向下推移，安全殼大空間氫氣濃度分布呈均勻化趨勢發(fā)展。

(3) 對于M310核電廠，現(xiàn)有的穩(wěn)壓器通風(fēng)蓋設(shè)計(jì)方案可以避免氫氣燃爆風(fēng)險(xiǎn)的出現(xiàn)。

[1] Travis J. R.， Necker G. A.， Royl P.. GASFLOW： A Computational Fluid Dynamics Code for Gases Aerosols， and Combustion， Volume 2[M]. Karlsruhe， Germany： FZK， 2007.

[2] Huang X. G.， Yang Y. H.， Zhang S. X.. Analysis of hydrogen risk mitigation with passive autocatalytic recombiner system in CPR1000 NPP during a hypothetical station blackout [J]. Annals of Nuclear Energy， 2011， 38： 2762-2769.

[3] 王輝， 石雪垚， 劉建平， 陳巧艷. 先進(jìn)壓水堆核電站氫氣風(fēng)險(xiǎn)分析[J]. 原子能科學(xué)技術(shù)， 2015， 49(5)： 877-883.

[4] 熊進(jìn)標(biāo)， 楊燕華. 秦山二期核電站氫氣風(fēng)險(xiǎn)的CFD研究[J]. 核動力工程， 2009， 30(1)： 8-13.

[5] 朱桂學(xué)， 胡珀. 圓柱罐體內(nèi)氫氣-空氣混合氣體燃燒特性的CFD分析[J]. 核科學(xué)與工程， 2015， 35(2)： 283-288.

[6] 陳龍. AP1000核電廠安全殼內(nèi)氫氣風(fēng)險(xiǎn)緩解措施研究[M]. 華北電力大學(xué)，2014，3.

[7] 肖建軍， 周志偉， 經(jīng)滎清. 嚴(yán)重事故下安全殼內(nèi)氫氣濃度場分布影響因素的初步研究[J]. 核動力工程， 2007， 28(1)： 57-60.

[8] 張睿東，孫喜明，董玉杰. 模塊式高溫氣冷堆進(jìn)水事故后的氫氣行為分析[J]. 原子能科學(xué)技術(shù)， 2016， 50(5)： 841-845.

[9] Kim J.， Hong S. W.， Kim S. B.， et al. Three-Dimensional Behaviors of the Hydrogen and Steam in the APR1400 Containment During a Hypothetical Loss of Feed Water Accident[J]. Annals of Nuclear Energy， 2007， 34(12)： 992-1001.

Pressurizer Room Hydrogen Risk Analysis of M310 Nuclear Power Plant Under Severe Accidents

LI Jing-jing，WANG Hui， SHI Xue-yao

(China Nuclear Power Engineering Co.， Ltd.， Beijing， 100840， China)

Containment hydrogen risk of M310 is presented by the method of GASFLOW. In the analysis of hydrogen risk two severe accidents conditions which are extremely harmful to the pressurizer room are choosed. The results show that only at the stage of early hydrogen released under the surge line double end guillotine break， the FA number of pressurizer room is higher than 1， the other rooms’ FA numbers and DDT numbers are all lower than 1. That means in the conditions we studied， all the room are without DDT risk. What’s more， the hydrogen density of the broken room is mainly influenced by the source of hydrogen density and entrainment function of the mixture gases， the hydrogen density differences at different points are significant. The hydrogen density in the containment dome presented layered structure and with the time going on the layered structure will be lower and lower， and at last the hydrogen density in the containment dome became well-distributed.

GASFLOW； Severe accidents； Hydrogen risk； Nuclear power plant

2016-07-14

李精精(1986—)，女，河北衡水人，工程師，博士研究生，現(xiàn)從事的工作核科學(xué)與工程方面研究

TL364+.4

A 文章編號：0258-0918(2017)01-0087-07