李亚冰，佟立丽，曹学武

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海200240)

先进非能动压水堆防火喷淋对严重事故的缓解作用研究

李亚冰，佟立丽，曹学武

(上海交通大学机械与动力工程学院，上海200240)

依据先进非能动压水堆的严重事故管理导则(SAMG)，消防系统中的防火喷淋系统，尽管属于非安全相关的系统，仍可以作为严重事故缓解策略，在以下三个方面起到严重事故缓解的作用：减少放射性气溶胶的质量；安全壳降温降压；安全壳注水。因此本文利用一体化严重事故分析程序，选取典型事故序列，评估防火喷淋系统在严重事故中的三种缓解作用的有效性为防火喷淋在严重事故管理导则中的应用提供技术支持。分析结果表明，防火喷淋系统能够实现堆腔淹没，在一定时间内进行安全壳降压，以及减少安全壳中放射性气溶胶的含量的作用，但由于系统限制，防火喷淋进行堆腔淹没的流量不能满足安全限值，并且只能推迟而不能够避免安全壳的失效。防火喷淋系统对严重事故的缓解作用虽然是有限的，但可为其他相关系统或设备的修复提供一定时间。

防火喷淋， 严重事故缓解， 严重事故管理导则， 非能动先进压水堆

核电厂建立严重事故管理导则是为了应对严重事故，缓解严重事故的后果，避免放射性产物的大量释放。近年来针对非能动先进压水堆的严重事故缓解，有着许多不同方面的研究[1,2]。尽管非能动是其改进的主要特点之一，根据严重事故管理导则(SAMG)，非安全相关的能动系统也可以用于非能动先进压水堆的严重事故缓解。比如在极限工况下，可以利用安全壳空气过滤系统，对安全壳进行排放卸压[3]；正常余热排出系统(RNS)在严重事故工况下可以用于实现一回路注水策略[4]。除此之外，安全壳中的防火喷淋可以在严重事故工况下实现非安全级的安全壳喷淋功能。

安全壳喷淋系统在EPR[5]、APR1400[6]等反应堆中均作为一项安全系统，用于在事故工况下提供安全壳冷却。先进非能动压水堆取消了安全级的安全壳冷却系统，而采用非能动安全壳冷却系统，利用重力注水形成水膜冷却钢式安全壳。而防火喷淋系统作为消防系统的在安全壳内的延伸部分，属于非安全相关的能动系统，可以在事故工况下实现安全壳喷淋的功能。防火喷淋集管设置在安全壳的上部隔间，其喷淋可覆盖安全壳84%的自由体积[4]。根据SAMG，在严重事故中，开启防火喷淋可以起到降低安全壳的温度与压力，减少安全壳中放射性产物的作用，并且喷淋水在安全壳中积累，可以安全壳注水策略提供水源[7]。然而，关于其缓解严重事故的能力，并没有足够的数据支持[8]。

本文针对先进非能动压水堆，分析防火喷淋对严重事故的缓解作用开展研究，改进一体化事故分析程序模型，建立防火喷淋的分析模型，选取典型严重事故序列，分别对防火喷淋在严重事故工况下的安全壳注水策略、安全壳降压策略以及减少放射性产物策略进行分析，并进一步探讨了防火喷淋的开启条件等影响因素，评估防火喷淋的作用，并为防火喷淋在SAMG中的应用提供建议与参考。

1 分析方法与电厂模型

1.1 电厂模型

本文采用一体化严重事故分析程序，在先进非能动电厂模型[1]的基础上建立防火喷淋系统的模型。防火喷淋系统有上下两个环形集管，从第二消防水池取水，此外，安全壳冷却辅助储水箱可以为防火系统供水。系统设有两台100%容量的消防泵，主导泵是电动机驱动，辅泵为柴油机驱动，具体参数见表1[4]，系统示意图见图1。系统集管提供0.276MPa的喷淋管嘴压差，这个压差确定了液滴尺寸分布。保守假设在这个压差下的平均液滴尺寸为1000μm。防火系统集管在安全壳背压为0.138MPa(g)时为每个喷淋管嘴提供3.45m3/h的设计流量，从而整个喷淋流量约为234.85m3/h。

图1 防火喷淋系统示意图Fig.1 Diagram of fire spray system

参数数值第二消防水池容积/m31135.62喷淋头个数下部环形集管(148.77m)68个喷淋头个数上部环形集管(153.34m)24个喷淋头额定流量/(m3/h)3.45(单个喷淋头)/234.85(总流量)喷淋头额定压力设计值/MPa0.276

防火喷淋管线上，在安全壳外部设有两个手动的安全壳隔离阀，内部设置一个止回阀，一个常开的手动安全壳隔离阀，在隔离阀的下游设置一个远距离操作阀。在启动防火喷淋时，首先需要手动打开安全壳外部的安全壳隔离阀，并在主控室或者远距离停堆工作站操作打开远距离操作阀，从而启动防火喷淋。消防系统设有一台电动泵与一台柴油泵，以及独立的柴油储存箱，可以提供8h的电源。防火喷淋集管为抗震二类，并且消防系统的安全设计准则中要求，消防系统在厂区出现事故或最恶劣的自然条件下仍能够发挥安全壳喷淋的作用。这些条件保证了防火喷淋系统在严重事故中的可用性。

1.2 喷淋俘获效率模型

喷淋对气溶胶的作用机理主要是扩散电泳和喷淋。扩散电泳又称为蒸汽冷凝过程，指的是在气体浓度梯度下气溶胶微粒的移动，即微粒沿着由蒸汽在壁面凝结所产生的浓度梯度而移动。喷淋指的是在喷淋液滴下落的过程中吸附气溶胶颗粒，使其随液滴沉降。喷淋液滴从安全壳大气中去除的气溶胶活性效率可被简单描述如下：

(1)

式中：m——在“t”时刻气溶胶的质量，kg；

λ——喷淋的气溶胶去除系数，h-1；

t——时间, h。

本文中采用的气溶胶去除效率由λ公式2确定：

(2)

式中：λ——气溶胶去除效率；

FEFFDR——喷淋俘获效率；

Ws——喷淋体积流速；

V——控制体体积，m3。

FEFFDR为CSE安全壳喷淋实验中测得的单个液滴吸附效率[6]，俘获效率分布在0.01～0.05之间，在2小节的分析中取值为0.02，并在后文中对这一取值进行了敏感性分析。

2 防火喷淋对严重事故缓解分析

根据SAMG，防火喷淋在严重事故缓解中，可以在以下策略的实施中起到缓解作用：安全壳注水策略；安全壳降压策略；减少放射性产物策略。本文针对这三种策略分别选取了相应的典型事故序列，分析防火喷淋对严重事故的缓解作用。事故序列的假设见表2。选取一列第4级ADS阀门误开启始发初始事件叠加堆腔注水管线失效，分析防火喷淋对于安全壳注水策略的作用。一列第4级ADS误开启事故序列破口位置高，由于ADS阀门较高，这类事故不会发生堆腔的冷却水倒灌进入堆芯，因此压力容器外部的冷却尤为重要。选取压力容器筒体(DCLOCA)发生1m2破口始发事件叠加非能动安全壳冷却系统(PCCS)失效事故序列分析防火喷淋对安全壳降压的作用，这条事故序列破口面积大，安全壳温度与压力升高迅速，威胁安全壳的完整性。大破口事故一回路中的放射性向安全壳中释放迅速，因此选择冷段双端剪切断裂始发严重事故，分析喷淋对于放射性产物的水洗作用。

2.1 安全壳注水策略

事故假设堆腔淹没管线失效，堆芯出口温度达到923K后，核电厂进入SAMG，考虑20min延迟作为操作员反应时间开启防火喷淋，以实现安全壳注水策略。图2给出了防火喷淋的流量曲线，喷淋开启后，堆腔水位逐渐上升，可达到98英尺，见图2，对压力容器进行长期冷却。

表2 事故序列假设表

图2 防火喷淋流量曲线Fig.2 Flow rate of fire spray system

在AP1000 PRA报告第39章[10]中指出，堆腔淹没成功的准则是：堆腔注水启动后70min内堆腔水位达到98ft，即热管段出口位置的安全壳标高。但是由于防火喷淋水流量有限，在该序列计算中，从喷淋开启到堆腔水位达到98ft需要4.25h，不能满足这一标准。因此，防火喷淋系统仅可作为堆腔注水系统无法使用情况下的后备系统，对安全壳注水策略缓解作用的缓解能力有限。

图3 安全壳隔间水位Fig.3 Water level in the containment

2.2 安全壳降压策略

喷淋开启条件为安全壳严重威胁挑战中安全壳卸压限值：0.662MPa(g)(0.765MPa(a))[3]。本文选取5%安全壳失效概率对应的压力0.833MPa(106psig)作为分析计算中的安全壳失效压力。压力容器筒体发生大破口，大量的高温高压的蒸汽进入安全壳，由于PCCS失效，安全壳温度与压力迅速升高，在喷淋未开启的工况中，安全壳于27.5h失效。在24.5h，安全壳压力达到0.765MPa(a)，手动开启防火喷淋系统，这期间安全壳压力与压力均有所下降(见图4与图5)，由于防火喷淋系统没有换热器，没有再循环系统，40.8h消防水箱排空后，安全壳温度与压力又开始回升，并于49.0h安全壳超压失效。由计算得到，防火喷淋的投入，使安全壳失效推迟了21.5h。因此，防火喷淋系统可以在PCCS失效时用于短期控制安全壳温度与压力，延长安全壳失效的时间，延缓严重事故的进程。

图4 安全壳温度Fig.4 Temperature of containment atmosphere in DCLOCA

图5 安全壳压力Fig.5 Containment pressure in DCLOCA

2.3 减少放射性产物策略

防火喷淋开启条件为堆芯出口温度达到923K。大LOCA事故发展迅速，主系统中沉积的挥发性裂变产物(CsI组)少，堆芯损坏后，CsI组放射性产物大量向安全壳释放，在未开启喷淋的工况中，CsI组的质量峰值达到10.27kg。喷淋开启后，从主系统释放到安全壳的CsI组气溶胶被喷淋水俘获，沉积下来，因此CsI组的质量峰值只有5.86kg，见图6。而对于非挥发性放射性产物(SrO组)，喷淋未开启时，质量峰值为1.42kg，喷淋开启工况下SrO组的质量峰值为1.27kg，见图7。并且，图6与图7中，防火喷淋的开启，使安全壳中放射性气溶胶的质量降低了2～3个量级，而先进非能动压水堆地坑中的pH控制能够有效减少气溶胶的再挥发。因此，防火喷淋的开启可以有效降低安全壳内的放射性含量，降低放射性释放的风险。

图6 CsI组气溶胶质量Fig.6 Mass of aerosol of group CsI in the containment

图7 SrO组气溶胶质量Fig.7 Mass of aerosol of group SrO in the containment

3 影响因素讨论

3.1 喷淋开启压力条件

本小节针对安全壳降压策略，分析不同压力条件开启对安全壳降压作用的影响。事故序列假设见表2，分别计算了在安全壳压力达到0.407MPa、0.25MPa时，开启防火喷淋，对安全壳降压作用的影响。安全壳温度与压力对比图见图8与图9。计算结果表明，随着喷淋开启时安全壳压力的升高，安全壳压力失效的时间分别延后了11.9h，14.4h，21.5h。这一方面由于，喷淋开启时安全壳的压力会影响喷淋的流量，安全壳压力越高，喷淋流量越小，可以更长时间控制压力的上升，另一方面，由于早期堆芯衰变热高，同时安全壳温度压力上升幅度大，安全壳温度与喷淋水的温差较小。因此，在安全范围内，防火喷淋开启的安全壳压力值越高，对安全壳失效的时间延长越长。

图8 喷淋开启条件-安全壳温度Fig.8 Temperature of containment atmosphere under different operating conditions

图9 喷淋开启条件-安全壳压力Fig.9 Containment pressure under different operating conditions

3.2 喷淋脉冲式开启方式

本小节以0.728MPa为喷淋开启条件，分别计算了喷淋开启0.5h，1h，2h后关闭，当安全壳压力回升到开启条件时，再次开启喷淋的开启方式对安全壳压力的控制效果，事故假设与2.2小节相同。喷淋单次开启时安全壳压力持续下降，而喷淋脉冲式开启安全壳压力在喷淋开启整定值附近震荡。无脉冲工况中，安全壳失效时间为47.8h，脉冲开启0.5h、1h、2h分别对应的安全壳失效时间为49.4h，49.1h与48.9h。因此，喷淋的脉冲式开启可以延长安全壳的失效时间，但在实际操作中应综合考虑方案可执行性与阀门的可靠性，最终确定脉冲开启的时间。

3.3 俘获效率讨论

根据实验结果，喷淋俘获效率在0.01～0.05之间，因此本小节分别计算了俘获效率为0.01与0.05，分析俘获效率对计算结果的影响，事故假设与2.3小节相同，计算结果如图11与12所示。在公式(2)中，气溶胶去除系数与喷淋俘获效率成正比，因此FEFFR=0.01与FEFFDR=0.05这两条曲线组成了由于喷淋俘获效率的影响引起的计算误差的误差带。同时也说明，高的喷淋俘获效率有利于放射性气溶胶的去除。在M310反应堆的安全壳喷淋系统中设置有化学添加箱，用以在安全壳喷淋中加入NaOH以提高喷淋液滴对气溶胶的水洗作用。因此可以在防火喷淋系统中增加化学添加箱，从而有利于严重事故下防火喷淋对气溶胶的水洗作用。

Fig.10 Containment pressure in pulsing operation (a) 喷淋脉冲式开启-安全壳压力对比图; (b) 喷淋脉冲式开启-安全壳压力局部图

图12 俘获效率对SrO组气溶胶质量的影响Fig.12 Mass of aerosol of group SrO-FEFFDR

4 结论

本文通过对非能动压水堆的非安全级防火喷淋系统的进行建模，选取事故序列进行分析计算，分析了其在严重事故下能够起到的缓解作用，得到以下结论：(1) 防火喷淋在安全壳注水，安全壳降压以及减少放射性裂变产物的几个策略中能够起到缓解作用；(2) 对于安全壳注水策略，安全壳喷淋使堆腔水位达到98ft的时间大于70min，因此缓解作用能力有限；(3) 防火喷淋只能短期内控制安全壳状态，不能避免安全壳失效。本文的分析，可以为严重事故管理做理论支持，但具体操作规程还需要考虑系统的可用性与可操作性的进一步详细分析。

[1] 李京喜, 佟立丽, 曹学武. AP1000 严重事故下的氢气源项及消氢措施分析 [J]. 科技导报, 2012, 30(21): 30-3.

[2] ZHANG Y P, QIU S Z, SU G H, et al. Analysis of safety margin of in-vessel retention for AP1000 [J]. Nuclear Engineering and Design, 2010, 240(8): 2023-33.

[3] YUAN K, GUO D Q, TONG L L, et al. Evaluation of containment venting strategy via VFS path for advanced passive PWR NPP [J]. Progress in Nuclear Energy, 2014, 73(102-6).

[4] WINTERS J, VIJUK R, CUMMINS W. AP1000 Design Control Document [R]. Technical Document APP-GWGL-700, Westinghouse Electric Company LLC, Document non proprietary class-3, 2004.

[5] DIMMELMEIER, H., et al. The impact of early spray activation during a postulated severe accident in the AREVA EPRTM containment. Proceedings of the 2010 International Congress on Advances in Nuclear Power Plants-ICAPP’10, 2010, 1165-1175.

[6] KIM, J., LEE,U.,HOM,S W., et al. Spray effect on the behavior of hydrogen during severe accidents by a loss-of-coolant in the APR1400 containment. International Communications in Heat and Mass Transfer 2006, 33(10): 1207-1216.[7] WESTINGHOUSE ELECTRIC COMPANY LLC, AP1000 Standard Combined License Technical Report -Equipment Survivability Assessment, Revision 0, Technical Report Number 66, APP-GW-GLR-069, Westinghouse Electric Company LLC, 2007.

[8] WESTINGHOUSE ELECTRIC COMPANY LLC, Policy and key technical issues pertaining to the Westinghouse ap600 standardized passive reactor design [R]. USA: Nuclear Regulatory Commission, 1997.6.30.[9] HILLIARD R, COLEMAN L: Natural transport effects on fission product behavior in the containment systems experiment [R]. Battelle-Northwest, Richland, Wash. Pacific Northwest Lab., 1970.12.

[10] WESTINGHOUSE ELECTRIC COMPANY LLC, AP1000 PRA Chapter 39 In-Vessel Retention of Molten Core Debris [R]. APP-GW-GL-022, 2004.

Mitigation on Severe Accidents with Fire Spray System in Advanced Passive PWR

LI Ya-bing，TONG Li-li，CAO Xue-wu

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai, 200240, China)

The fire spray system (FSS) of the Advanced Passive PWR as a part of the fire protection system can provide a non-safety related containment spraying function for severe accident mitigation which is included in the Severe Accident Management Guidelines (SAMG) of the Advanced Passive PWR. The effectiveness of the FSS is investigated on three effects for severe accident mitigation which are injecting into the containment, controlling the containment condition, and washing out fission product through three representative severe accident scenarios analysis with integral accident analysis code. Results show that the FSS can be effective for injecting into the containment, controlling the containment condition for a short term, and washing out fission product. However the FSS has its limitation: the flow rate of FSS cannot reach the safety criterion for cavity flooding, and containment failure can only be postponed but not avoided. Despite its limitation, the FSS can be effective as an alternative severe accident mitigation measurement for postponing the process of accidents for safety system recovery.Key words: Fire Spray System; Severe Accident Mitigation; Severe Accident Management Guideline; Advanced PWR

2015-12-29

国家自然科学基金资助项目(11205099)

李亚冰(1990—)，女，河南平顶山人，博士研究生，现从事核能科学与工程专业方面研究

曹学武:caoxuewu@sjtu.edu.cn

TL364.4

A

0258-0918(2016)06-0836-07