失水事故后燃料厂房空气自然循环及氢气分布实验研究

陆雨洲，贠相羽，张会勇，张诗琪

(中广核研究院有限公司，广东 深圳 518116)

乏燃料水池仅有燃料包壳一道有效屏障，一旦其发生严重事故，可能对环境造成大量放射性释放，因此吸引了广泛关注。早期的研究主要从机理现象及概率论角度分析[1-4]，对于压水堆乏燃料水池发生超设计基准事故的概率估计为10-8～10-6/(堆·年)。相关数值计算研究大体分为两类：一类采用MELCOR[5-6]、ATHLET-CD/ASTEC[7]等系统程序模拟乏燃料水池严重事故全过程，并评估氢气产生量及放射性物质释放量，对于典型核电厂，氢气产生量可达103～104kg；另一类采用SFUEL[8]、SHARP[9]等乏燃料水池专用分析程序或商业CFD程序[10]，主要关注冷却水丧失后乏燃料的升温过程，分析衰变热水平、格架疏密、格架入口面积、通风等因素对燃料升温的影响。实验研究通常分为分离效应实验和整体效应实验两类，分离效应实验[11]主要关注包壳在不同环境温度及气氛下的氧化行为，以及裂变产物从包壳的释放行为；整体效应实验主要体现为采用模拟燃料组件开展实验，所关注现象与分离效应实验相似，实验装置主要有QUENCH[12-13]、CODEX[14]、PHEBUS[15]等；关注乏燃料水池热工水力现象的实验有正在进行的IRSN DENOPI项目[11]，将在降比例的乏燃料水池内研究两相自然对流现象。

目前开展的实验主要关注燃料本身行为，对于乏燃料裸露后空气自然对流冷却特性及事故后燃料厂房内氢气分布的实验研究尚未见报道。本文从确定论出发，针对乏燃料裸露的事故情景开展机理性实验，并基于实验结果提出事故缓解措施建议。

1 实验装置及方法

实验装置包括实验本体、加热系统、工质系统、喷淋系统、测量系统、仪控系统等主要组成部分，如图1所示。实验本体包括乏燃料水池模拟体及与之联通的厂房模拟体，参考CPR1000燃料厂房适度简化并保持几何相似，长度比例为1∶8，如图2所示。厂房模拟体靠近底面处设置两个通风通道，与实际燃料厂房与外界联通的操作门大体成面积比例；蒸汽和氦气(模拟氢气)从水池底部注入，用于模拟事故后气体条件，氦气流量参考MELOCR程序对实际乏燃料水池氢气产量的计算结果选取；实验本体外侧包裹保温棉，热阻与实际燃料厂房混凝土相当；加热系统固定于水池底部，包括两组独立控制加热功率的加热棒，分别模拟不同衰变热水平的乏燃料，总加热功率/实际衰变热功率与实验本体体积与实际燃料厂房体积比相同；实验本体顶部设置了2个实心锥形喷淋喷嘴，锥角分别为15°和30°，15°锥角可大体覆盖水池区域，喷淋流量参考安全壳喷淋系统并按流量/体积比设置。实验装置的主要参数列于表1。

图1 实验装置示意Fig.1 Sketch of facility

实验中喷淋及氦气流量分别采用涡街及热式质量流量计测量。加热系统功率由数据采集系统测量，加热棒外壁顶部温度利用K型热电偶测量。实验本体内气体温度采用Ⅰ级精度T型热电偶测量，均匀设置8×3×5共120个温度测点，测点间距为400 mm，如图2中红点所示；气体体积分数采用四极杆质谱仪测量，测点选取位于实验本体两端及中部的3列共18个测点(图2中绿色点)，同时布置温度测点；内壁面温度同样采用T型热电偶测量，测点位置在y-z平面分布与空间一致。气体体积分数测量绝对不确定度为0.02；其余物理量测量不确定度包含仪表本身不确定度及数据采集系统不确定度。各类物理量测量的相对不确定度与测量值有关：空间气温及实验本体内壁面温度，相对不确定度为0.4%～2.8%；加热棒表面温度，相对不确定度为0.4%～3.2%；喷淋流量，相对不确定度为1.7%～3.4%；氦气流量，相对不确定度为1.9%。

图2 实验本体及测点布置Fig.2 Test section and measure point distribution

本文开展空气自然循环实验、喷淋强化冷却实验和氢气分布特性实验。

1) 空气自然循环实验

针对乏燃料水池贮存条件最恶劣(全部贮满且存在1批刚从堆芯卸出的乏燃料)，且水装量在短时间内全部丧失、乏燃料完全裸露的情景，研究乏燃料完全裸露后水池及厂房空间空气自然循环基本特征和热量移除能力；通过开启通风通道，研究与外界存在自然通风时对自然循环冷却的影响。

表1 实验装置主要参数Table 1 Main parameter of facility

2) 喷淋强化冷却实验

以空气自然循环实验进行至特定时间、实验本体达到一定状态作为初始条件，通过改变喷淋流量及锥角，研究不同喷淋方案的强化冷却性质。

3) 氢气分布特性实验

分为氢气/空气分布特性和氢气/空气/蒸汽分布特性实验两类。前者针对乏燃料水池未发生事故而从安全壳迁移少量氢气的情景，研究氢气在常温常压空气环境下的分布性质；后者针对乏燃料水池发生冷却水丧失事故、燃料包壳已发生氧化产生部分氢气，但及时恢复补水使乏燃料重新淹没的情景，研究少量氢气在池水蒸发产生的蒸汽环境下且与外界存在气体交换时的分布性质。

2 结果及分析

2.1 空气自然循环实验

初始时刻(t=0)实验本体内为常温常压空气，水池模拟体为干涸状态，启动加热开始实验，分别对比实验本体密闭、开启主通道自然通风、双通道通风3种情形的温度场、燃料表面温度特征。t=10 h时空间气体温度场如图3所示，内壁面温度分布如图4所示，图中“+”表示测点位置，可看出气体及内壁面温度梯度均较小。主通道自然通风与密闭情形温度分布基本一致，而双通道通风相比密闭条件下各区域温度明显降低，空间气体平均温度较后者低21.8 ℃，内壁面平均温度较后者低21.2 ℃。根据气体温度分布可推测自然循环路径，即气体从水池下部区域受热后，向上逸出水池，运动至厂房上部后向四周运动，达到竖直壁面后折返向下运动，沿底面回流水池。而实验本体在3种情形下的温度场分布十分相似(图3)，说明自然通风对厂房整体自然循环路径无太大影响。

图3 t=10 h时空间气体温度分布Fig.3 Spatial gas temperature distribution at t=10 h

图4 t=10 h时内壁面温度分布Fig.4 Wall tempereture distribution at t=10 h

加热棒表面热点升温进程如图5所示。实验启动后加热棒温度迅速上升，至400 ℃时由于温差增大、换热功率增加，升温速率减缓。实验本体密闭状态下，加热棒持续升温，t=10.58 h时超过500 ℃；通风状态下，加热棒升温进程更缓慢，尤其对于双通道通风，实验24 h后温度仍低于490 ℃，且变化幅度很小。对于实际燃料厂房，可考虑在穹顶开设通风门，与底部操作门形成烟囱效应，强化气体自然对流冷却，延缓裸露乏燃料的升温进程。

图5 实验本体不同通风条件下加热棒表面热点温度变化Fig.5 Hot spot temperature variation of heating rod surface at different ventilation conditions

2.2 喷淋强化冷却实验

喷淋实验以密闭情形下自然循环实验10.5 h状态作为初始条件，分别以喷淋流量-喷淋锥角为0.81 m3/h-15°、1.62 m3/h-15°、0.81 m3/h-30° 3种喷淋方案进行。0.81 m3/h-15°方案下喷淋5 min时的气体温度场如图6所示。喷淋直接覆盖区域内由于液滴蒸发，气体温度迅速降低，进而通过自然对流的作用冷却其他区域。图7比较了不同喷淋方案下加热棒表面热点温度及空间气体平均温度随时间的变化，增大喷淋流量时可获得更好的冷却效果；而增大喷淋锥角时，部分液滴未落入水池内，加热区域冷却速率更低，但对空间气体冷却效果无明显增强。对于实际燃料厂房，设置喷淋系统时以恰好覆盖水池区域为宜；可考虑与现有应急补水系统结合，将注水管道末端改为环绕乏燃料水池的喷嘴。

2.3 氢气分布特性实验

根据THAI台架[16]开展的相关研究，可使用氦气模拟氢气的流动及混合特性。本实验使用氦气代替氢气，实验中以16～17.5 g/s平均流率持续30 s将氦气注入空气环境或蒸汽环境，注气位置位于水池侧壁下部，通过蜂窝整流网后逸出水池。利用毛细管抽取气体送入四极杆质谱仪测量各组分的体积分数，除实验本体内测点外，主通风通道内也设置1个测点。

氦气注入空气环境后，不同位置氦气浓度(体积分数)的变化示于图8，0 s时刻为氦气注入启动时刻。图8中各测点以CBIJK表示，I、J、K分别代表测点在x、y、z方向的位置序号。由图8可见，氦气在空气环境中沿高度方向形成了明显的分层，而同一高度不同水平位置氦气浓度一致，呈现沿竖直方向一维分布的特征；浓度差驱动的分子扩散使空间气体浓度趋于一致，但进程较缓慢，到氦气注入后约6.5 h时各处气体达到均匀分布。而当喷淋(1.6 m3/h，持续120 s)引入时(图9)，液滴拖曳促进了气体搅混，氦气分层迅速破坏，喷淋结束前沿高度方向气体达到均匀分布。

图6 0.81 m3/h-15°方案下喷淋5 min时空间气体的温度分布Fig.6 Spatial gas temperature distribution under 0.81 m3/h -15° spray scheme for 5 min

图7 喷淋作用下加热棒表面热点温度(a)及空间气体平均温度(b)变化Fig.7 Hot spot (a) and spatial gas (b) temperature variation of heating rod surface under spray

图8 氦气在空气中分层Fig.8 Helium stratification in air environment

图9 喷淋对氦气/空气分层的影响Fig.9 Influence of spray on stratification of helium/air

氦气/空气/蒸汽3组分的分布特性实验中，首先在实验本体内注蒸汽形成纯蒸汽环境，然后注入氦气，静置一段时间后，开启主通风通道。选取通风通道内(CV)和距通风通道最远处(CB126)两个典型测点，观察氦气/空气/蒸汽3组分体积分数随时间的变化，结果示于图10。由于蒸汽不断冷凝，外界空气通过通风通道进入实验本体，各处空气体积分数不断增大，蒸汽体积分数不断减小；对于通风通道测点处，至实验时间约5 823 s时已具有可燃性。外界向实验本体宏观流动方向为从外至内，而氦气向外界迁移的机理主要为分子扩散，其体积分数降低过程十分缓慢。

图10 通风情况下氦气/空气/蒸汽浓度随时间的变化Fig.10 Helium/air/steam concetration variation versus time at ventilation condition

图11 喷淋对局部氦气/空气/蒸汽浓度的影响Fig.11 Influence of spray on local helium/air/steam concentration

喷淋对3组分体积分数变化特性的影响示于图11，其中通风启动时刻为0 s时刻，实心点代表通风后迅速启动喷淋的工况，空心点表示无喷淋的工况，图中展示了距通风通道最远的测点。喷淋使得蒸汽在短时间内迅速冷凝，蒸汽/空气体积分数产生阶跃性变化，此后变化趋势与无喷淋情况类似；喷淋对氦气体积分数影响很小。喷淋缩短了燃料厂房内部气体进入可燃状态的时间，对促进氢气向外逸散影响很小，其对降低氢气燃爆风险无积极作用。对于实际乏燃料水池，燃料包壳氧化产氢速率很快且总量很大，一旦发生严重事故，氢气燃爆风险难以消除，事故缓解措施应关注避免燃料包壳达到发生氧化反应的温度。

3 总结

本文得到了燃料厂房模拟体内气体温度场及浓度分布实验数据，由于尺度效应，其与实际燃料厂房将存在差异，而总体规律应类似：1) 与外界的对流通风可有效增强自然循环冷却能力，使加热棒表面温度在较长时间内维持在可接受水平；2) 喷淋可迅速降低其所覆盖区域温度，且应集中针对热源区域进行；3) 喷淋的搅混作用可迅速破坏氢气/空气分层，避免局部氢气富集；4) 对于氢气/蒸汽环境，蒸汽凝结造成外界空气涌入，原本惰化的混合气体逐渐具有可燃性，此时喷淋无积极作用。

对于实际乏燃料水池事故缓解，基于实验结果提出了两类工程改进措施。1) 非能动措施：在燃料厂房穹顶开设通风门，与底部操作门形成烟囱效应，强化气体自然循环冷却，延缓裸露乏燃料升温进程。2) 能动措施：设立乏燃料水池应急补水管线，并将末端由直接注水改为分散覆盖乏燃料区域的喷淋，可从上至下直接冷却裸露后温度更高的乏燃料上部。值得说明的是，如需为具体的工程改进设计提供支撑，还需开展模化更严格的验证试验。