MELCOR乏燃料水池严重事故计算分析

邓 坚，向清安，周克峰

(1.中国核动力研究设计院 核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610041；2.环境保护部 核与辐射安全中心，北京 100082)

压水堆核电厂乏燃料组件通常被固定在特殊设计的格架中，按照一定规则放置于一个大水池中。相对于反应堆堆芯，乏燃料水池的安全风险极低，WASH-1400也支持这一观点[1]。因此，设计中一般不考虑乏燃料组件发生过热熔毁的事件，称之为“严重事故”。但是，核能界一直未停止对乏燃料水池严重事故的研究。Allan等[2]分析了乏燃料水池冷却水排空后的乏燃料加热行为，特别是乏燃料组件与空气反应的热工水力现象。美国核管会(NRC)随后将超设计基准事故下的乏燃料水池安全作为“一般安全问题(GSI-82)”予以提出。Sailor等[3]研究了乏燃料水池丧失冷却的始发事件频率，使用SFUL1W程序分析乏燃料组件失效机理及可能的放射性释放。Jason[4]使用了MACCS2程序，评估了乏燃料水池发生严重事故后的放射性场外释放后果。Jo等[5]采用概率安全评价(PSA)技术对乏燃料水池的严重事故预防和缓解措施进行了“费效比(Value/Impact)”分析，这些措施包括：限制乏燃料组件的存放密度、在乏燃料厂房顶部安装喷淋系统、冗余的冷却系统和冗余的补水系统。Jo等研究后认为，乏燃料水池发生事故的概率很低，不大可能发生大量放射性释放，安装这些设施的费用十分高昂，在经济上均不划算。Kaliatka等[6]耦合使用RELAP5、ATHLET-CD和ASTEC程序，分析了Ignalina核电站乏燃料水池丧失冷却后乏燃料元件的降级过程。Coindreau等[7]对ASTEC程序中可用于乏燃料水池严重事故分析的锆-空气氧化模型进行了改进。日本福岛核事故后，乏燃料水池安全再次成为人们关注的问题之一。例如，Gauntt等[8]分别使用MELCOR和TRACE程序，计算了Fukushima Daiichi 4号机组的乏燃料水池从正常水位到乏燃料组件裸露的时间；Machiels等[9]也对Fukushima Daiichi 4号机组乏燃料水池的事故后果进行了分析。相对而言，国内公开发表的关于乏燃料水池严重事故研究的文献较少。为研究国内核电厂乏燃料水池安全风险，以及为乏燃料水池严重事故预防和缓解提供技术参考，本文使用MELCOR程序建立相应计算分析模型，重点研究在假设的长时间全厂断电(SBO)导致冷却丧失的工况条件下，乏燃料水池的升温、沸腾、蒸干等热力学现象，以及乏燃料组件锆包壳氧化行为，并初步研究向乏燃料水池补水以缓解严重事故的效果。

1 MELCOR计算模型

MELCOR是美国桑迪亚国家实验室(SNL)开发的严重事故计算程序，它能模拟轻水堆严重事故进程中的主要现象，并能计算放射性核素的释放和迁移。MELCOR1.8.6及后续版本增加了乏燃料水池严重事故现象相关的计算模型。

如图1所示，乏燃料水池冷却系统由冷却水循环泵(电动)、换热器及相应的管道、阀门组成。冷却水循环泵从乏燃料水池抽水，经换热器冷却后，再将冷却水泵送回乏燃料水池。本文根据MELCOR程序的建模特点建立了乏燃料水池的计算模型，如图2所示。MELCOR计算模型将乏燃料水池划分为多个控制体(节点)，并假设乏燃料厂房与外界大气环境连通。水池内的燃料组件又被划分为4(径向)×18(轴向)的节点。对于轴向上的燃料组件，上端3个节点代表顶部非燃料区，中间12个节点代表中部燃料区，下端3个节点代表底部非燃料区。在假设的计算工况中，径向环1代表从压力容器卸入乏燃料水池的121组燃料组件，衰变热约为5.4 MW；径向环2代表第15卸料批次的36组乏燃料组件，衰变热为0.8 MW；径向环3代表第14卸料批次的36组乏燃料组件，衰变热为0.2 MW；径向环4代表第1～13卸料批次的468组乏燃料组件，衰变热为0.44 MW。由于是对全厂断电导致的丧失冷却事故进行研究，MELCOR模型中未模拟乏燃料水池冷却系统。乏燃料水池的主要参数列于表1。

图1 乏燃料水池及其冷却系统

图2 乏燃料组件和乏燃料水池模型节点

表1 乏燃料水池的主要参数

2 计算结果及分析

2.1 严重事故进程

图3 水位和锆包壳温度随时间的变化

假设乏燃料水池在正常水位时发生了全厂断电事故且厂内外电源不恢复，那么在乏燃料衰变热的作用下，乏燃料水池将缓慢地升温和蒸发。图3示出了乏燃料水池水位和乏燃料锆包壳温度随时间的变化，约在事故发生后82 h，乏燃料组件开始裸露，而乏燃料水池被完全蒸干的时间约是事故后130 h。如图4所示，乏燃料组件在裸露之后进一步升温，锆包壳约在107.5 h开始氧化，最大的产氢速率可达344.5 kg/h。从事故发生到乏燃料水池完全蒸干，累积产生1 035.7 kg的氢气，锆氧化释放的热量进一步加剧了乏燃料组件的损毁。

图4 产氢速率和产氢量随时间的变化

2.2 初始水位的敏感性分析

为进一步研究乏燃料水池严重事故现象，对乏燃料水池3种不同的初始水位进行了敏感性分析，计算结果列于表2。如图5a所示，如果乏燃料水池是初始正常水位(工况1)，那么乏燃料组件将在事故后约82 h开始裸露；如果是初始低水位(工况2)或乏燃料组件裸露水位(工况3)，那么乏燃料组件将在事故后约43 h或6 h就开始裸露。如图5b所示，不同工况下乏燃料锆包壳氧化及其累积产氢量是比较接近的，初始水位越小意味着锆包壳氧化过程开始得越早。这些敏感性分析表明，乏燃料水池严重事故进程总体上是类似的，不同初始水位会直接影响事件的发生时间点。

表2 乏燃料水池严重事故进程

2.3 乏燃料水池补水分析

日本福岛核事故发生后，我国国家核安全局对在建在役核电厂进行了安全检查，提出了一系列整改要求，其中就要求核电厂需具备乏燃料水池临时补水能力。假设初始水位是比较恶劣的乏燃料组件裸露水位，本文进行了补水效果分析。再假设当测量到乏燃料水池水位低于2.4 m(事故后约20 h)、1.6 m(事故后约28 h)或1.1 m(事故后约35 h)时，开始向乏燃料水池进行临时补水，补水流量设定为36 m3/h，补水前、后的乏燃料水池水位的变化如图6a所示，包壳温度如图6b所示。分析表明，即使乏燃料组件发生一定程度的损坏，只要能在一定时间窗口内及时采取措施向乏燃料水池补水，乏燃料水池严重事故仍可被有效缓解。例如，对于本文假设的乏燃料装载情况，所需的时间窗口约为35 h，且注水时间越早，越有利于严重事故缓解。

图5 不同工况下水位(a)和产氢量(b)的变化

图6 乏燃料水池补水效果

3 结论

本文使用MELCOR程序，建立了乏燃料水池的严重事故计算分析模型，并进行了相应的计算分析，主要结论如下。

1) 在某些极小概率事件下，例如长时间全厂断电工况下，乏燃料水池仍存在乏燃料熔毁的可能；乏燃料水池严重事故进程总体上是比较类似的，不同初始水位会直接影响事故进程的发生时间。

2) 相对于反应堆，乏燃料水池严重事故进程相对缓慢。如果乏燃料水池是初始正常水位，那么在事故后约82 h乏燃料组件才开始裸露；即使乏燃料水池初始水位较低，例如燃料格架裸露水位，事故后约6 h乏燃料组件才开始裸露。乏燃料水池完全蒸干的时间约为发生乏燃料组件开始裸露之后45～48 h。

3) 缓解乏燃料水池严重事故的有效手段是向乏燃料水池注水，只要能及时采取措施向乏燃料水池补水，那么乏燃料水池严重事故是可被缓解的。

参考文献：

[1] RASMUSSEN N. Reactor safety study: An assessment of accident risks in U.S. commercial nuclear power plants, NUREG-75/014[R]. USA: NRC, 1975.

[2] ALLAN S B, DAVID J M, DANA A P, et al. Spent fuel heatup following loss of water during storage, NUREG/CR-0649[R]. USA: SNL, 1979.

[3] SAILOR V L, PERKINS K R, WEEKS J R, et al. Severe accidents in spent fuel pools in support of generic safety, NUREG/CR-4982[R]. USA: BNL, 1987.

[4] JASON H S. Assessment of offsite consequences for a severe spent fuel pool accident, SMSAB-99-02[R]. USA: NRC, 1999.

[5] JO J H, ROSE P F, UNWIN S D, et al. Value/impact analyses of accident preventive and mitigative options for spent fuel pools, NUREG/CR-5281[R]. USA: NRC, 1989.

[6] KALIATKA A, OGNERUBOV V, VILEINISKIS V. Analysis of the processes in spent fuel pools of ignalina npp in case of loss of heat removal[J]. Nuclear Engineering and Design, 2010, 240(5): 1 073-1 082.

[7] COINDREAU O, DURIEZ C, EDERLI S. Air oxidation of zircaloy-4 in the 600-1 000 ℃ temperature range: Modeling for ASTEC code application[J]. Journal of Nuclear Materials, 2010, 405(3): 207-215.

[8] GAUNTT R, KALINICH D, CARDONI J, et al. Fukushima Daiichi accident study: Status as of April 2012, SAND2012-6173[R]. USA: SNL, 2012.

[9] MACHIELS A, CHENG B, KESSLER J, et al. Summary of the EPRI early event analysis of the Fukushima Daiichi spent fuel pools following the March 11, 2011: Earthquake and tsunami in Japan, EPRI TR-1025058[R]. USA: EPRI, 2012.