基于RELAP5與MELCOR聯合分析方法的壓水堆嚴重事故研究

王 玨，梁國興

基于RELAP5與MELCOR聯合分析方法的壓水堆嚴重事故研究

王 玨，梁國興

（上海交通大學，上海200240）

針對嚴重事故的模擬研究，本文提出結合熱工水力系統程序和嚴重事故一體化程序的分析方法，以典型三環路傳統壓水堆為對象，分別采用RELAP5和MELCOR程序建立模型，分析在全廠斷電疊加汽動輔助給水泵失效事故下系統的瞬態響應。為了盡可能地利用RELAP5計算早期熱工水力響應，同時保證嚴重事故計算結果的準確性，以MELCOR鋯合金氧化模型開始工作溫度的下限，即包殼溫度達到1 100 K作為程序銜接準則并利用RELAP5的大編輯功能，提取所需計算結果導入MELCOR輸入卡作為初始參數繼續模擬。計算結果表明，數據連接過程整體保持了連續性，兩種方法計算得出的主冷卻劑系統壓力、堆芯和穩壓器水位、燃料包殼溫度等參數的數值以及堆芯傳熱惡化和壓力容器失效等現象的時序存在不同程度的差異，例如堆芯熔毀時間延后了約538 s。由于采用了RELAP5計算嚴重事故前的系統暫態響應，聯合分析方法的計算結果比單獨使用MELCOR分析的結果更加準確，該方法可以提高傳統嚴重事故分析的可靠性。

RELAP5；MELCOR；聯合分析方法；嚴重事故

福島第一核電站事故后，嚴重事故的研究進一步引起了重視?，F有實際使用的嚴重事故分析程序主要分為兩大類：一類為快速計算一體化程序，能夠分析完整的嚴重事故序列，但較多地采用參數模型，不適用于最佳估算仿真；另一類為機理性程序，側重考慮特定的事故現象，所用模型較一體化程序更為細致，但運行耗時，通常不能模擬反應堆冷卻劑系統和安全殼的失效破損［1-2］。

為綜合利用上述兩類程序的優點，程序之間的耦合或聯合使用成為了一個新的發展方向。通常，熱工水力系統程序由于不能分析諸如堆芯熔化移位、壓力容器失效和熔融物混凝土反應等現象，應用范圍無法涵蓋大部分嚴重事故過程，但在堆芯熔化等嚴重事故現象發生之前，能夠提供相對可靠的瞬態響應參數。針對這一特點，本文提出結合熱工水力系統程序和嚴重事故一體化程序的方法，以典型三環路傳統壓水堆為對象，應用RELAP5與MELCOR聯合分析方法模擬研究全廠斷電事故，即先由RELAP5對事故早期進行模擬，然后將所需熱工水力計算數據轉化為MELCOR初始狀態參數，由MELCOR繼續嚴重事故模擬，并將計算結果與MELCOR程序單獨分析的結果進行對比。

1 RELAP5和MELCOR聯合分析方法

1.1 聯合分析方法步驟本方法的具體分析步驟如圖1所示。首先分別應用RELAP5和MELCOR對電廠進行建模，計算分析同一嚴重事故序列的整體過程。然后根據一定的準則，利用RELAP5的大編輯功能將某一時間點的系統狀態參數導出，按照MELCOR輸入卡的要求對數據進行處理，然后將其作為初始數據導入MELCOR輸入卡，由MELCOR繼續計算分析該嚴重事故序列。

圖1 聯合分析方法示意圖Fig．1 Sketch of RELAP5-MELCOR combined analysis method

1.2 聯合分析方法

RELAP5程序是Idaho國家工程實驗室為美國核管會開發的輕水堆瞬態分析程序，以兩流體不平衡態流體動力學模型為基礎，可以計算復雜的熱工水力現象。而MELCOR程序則是由美國Sandia國家實驗室為美國核管會開發的嚴重事故分析程序，可以計算包括系統熱工水力響應、堆芯熔化、燃料釋放、主系統內遷移、壓力容器和安全殼響應和損壞等瞬態現象［3］。參照RELAP5和MELCOR的使用手冊［4-6］，可將整個數據傳遞過程劃分為水力部件、堆芯結構及功率分布、熱構件和控制系統等主要部分，具體處理方法如下：

1.2.1 水力部件

RELAP5的水力部件分為控制體部件和接口部件兩部分，對應MELCOR的控制容積和流道。由于程序特點，RELAP5的控制體部件節點劃分可更細致，故將相應結構RELAP5的數據作加權求和或加權平均處理后作為MELCOR對應結構的初始參數。而MELCOR的控制容積熱工參數采用質量和能量類型輸入，以保證數據連接過程中的質量和能量守恒。同時，由于MELCOR的控制容積分為底部的液相區和頂部的氣相區，故需對RELAP5中的液相和氣相分別作處理，具體數據處理公式如下：

其中i，j表示RELAP5中細分的控制體部件編號，α為空泡份額，u為比內能，V為體積。通過對各子控制體部件的質量和內能做求和處理，即可得到相應MELCOR控制容積所需的熱工水力參數。

另外，在RELAP5中，接口部件連接的兩個控制體部件必須處于同一高度，當兩控制體部件處于不同高度時，需建立過渡控制體部件以滿足高度要求。而MELCOR中流道可連接不同高度的控制容積，故在數據連接過程中，視具體情況將RELAP5中的過渡控制體部件合并到相鄰的結構中或直接舍棄后再做數據轉移。而MELCOR中流道所需初始參數為流速，可直接采用RELAP5相應接口部件的流速值做近似處理。

1.2.2 堆芯結構及功率分布

MELCOR堆芯結構的基本組成為軸向的段和徑向的環，兩者交叉組成一個單元，單元內包含燃料、包殼、控制棒和支撐結構等不同材料，輸入卡內需提供材料質量、溫度等參數，其中同種材料具有相同的參數，即單元內是集總的。堆芯軸向、徑向功率分別為各段各環所分配到的功率，由堆芯程序包給出具體數值。而RELAP5堆芯為一維結構，通過帶有內熱源的熱構件來模擬，堆芯燃料的組件數由熱構件的傳熱長度來模擬，通常包含堆芯熱通道和平均通道兩類熱構件，在徑向上根據實際參數劃分燃料、氣隙和包殼等節點，其中燃料節點之間可模擬熱源分布。另外，熱構件還提供了各堆芯熱構件和同一熱構件不同軸向位置的功率分布。為保證計算結果的連續性，需使RELAP5與MELCOR的功率分布一致。軸向上，統一二者的節點劃分即可；徑向上以MELCOR的功率分布特點為參照，將RELAP5堆芯劃分為多個平均通道，其尺寸、個數等參數與MELCOR的環保持一致，并使燃料間隔之間的熱源分布保持均勻。

同時，為保證能量守恒，需要將計算轉移時刻的堆芯儲能傳遞至MELCOR，而RELAP5的輸出數據中不包含熱構件的內能，故只能根據RELAP5熱構件的節點溫度值來估算內能，軸向劃分相同后，同一軸向位置只考慮RELAP5熱構件的徑向節點溫度分布。堆芯能量計算公式如下：其中：i表示徑向節點數，TiRELAP為容積平均溫度值，Cp（t）為比熱容，V為熱構件體積。MELCOR輸入卡中僅需相應單元的溫度值，因堆芯燃料所用材料一致，其對應比熱容、密度等值相同，故可簡化為下述公式：

同樣，MELCOR單元中的包殼、控制棒等材料的溫度值可根據上述簡化公式計算得到。

1.2.3 熱構件

MELCOR熱構件需要的熱工參數為節點初始溫度分布，可在系統調穩態的過程中由程序自動計算得到。為采用RELAP5的計算結果，本文設置MELCOR熱構件為手動給定初始溫度值。由于熱構件以相應水力部件為邊界，RELAP5的熱構件同樣比MELCOR劃分細致。所以需要對RELAP5熱構件節點溫度值做加權平均處理，作為對應MELCOR熱構件的節點溫度。轉換公式如下：

其中：A表示與傳熱方向垂直的熱構件傳熱面積或傳熱長度。圖2為水力部件和熱構件數據轉移示意圖。

圖2 水力部件和熱構件數據轉移示意圖Fig．2 Data transferring process ofhydrodynamic volume and heat structure

1.2.4 控制系統及其他結構

RELAP5的控制系統包含控制變量卡和觸發卡，同MELCOR中的控制函數對應，二者應采用相同的控制邏輯。除水力部件、堆芯結構、熱構件和控制邏輯等主要系統外，MELCOR還包含諸如可燃氣體燃燒、放射性核素等獨有結構，但在事故進展早期，這些程序包并未激活，所以直接按照MELCOR的方式建模即可。

1.3 計算轉移時刻的確定

根據上述處理方法，可完成RELAP5與MELCOR的數據銜接，但對特定的嚴重事故現象，RELAP5并不能提供相應的參數，故需在恰當時刻中止RELAP5模擬。參考美國核管會針對LOCA事故提出的10CFR50．46法規可知［7］，RELAP5可模擬的極限情況為燃料包殼峰值溫度達到2 200°F（1 477 K）。而在MELCOR的堆芯模型中，鋯合金氧化模型的工作溫度范圍為1 100～9 900 K，燃料包殼氣隙釋放的準則之一為包殼溫度達到失效閾值1 173 K。若采用包殼峰值溫度達到1 477 K作為銜接標準，MELCOR模型可能在數據連接前已發生鋯氧反應和氣隙釋放，故在最大限度使用RELAP5的同時，為保證嚴重事故計算結果的準確性，本文保守選取包殼峰值溫度達到1 100 K作為程序連接點選取準則。

2 程序模型及初始條件

2.1 程序模型

本文采用的RELAP5和MELCOR電廠整體模型如圖3所示，實線部分為RELAP5和MELCOR相同的節點劃分，虛線部分為RELAP5單有的劃分，個別細節未標出。系統為典型三環路傳統壓水堆，環路成對稱分布，故僅繪出含有穩壓器的回路系統節點圖。

系統模擬了典型三環路傳統壓水堆較完整的一回路系統和簡化的二回路系統，其中一回路包含壓力容器、主冷卻劑管道、蒸汽發生器一次側和主泵等結構；二回路包含主給水、輔助給水、安全閥等結構；安注系統包含高低壓安注和安注箱等結構。

2.1.1 堆芯劃分及功率分布

堆芯部分，RELAP5和MELCOR的建模方式不同，根據前述方法分別建立如下，圖4、圖5中陰影部分為熱構件。

圖3 電廠核島部分節點圖Fig．3 Nodalization of the nuclear island

圖4 RELAP5堆芯模型Fig．4 Nodalization of core by RELAP5

圖5 MELCOR堆芯模型Fig．5 Nodalization of core by MELCOR

RELAP5的堆芯模型模擬157個燃料組件，徑向按照53-52-52由內到外分為三個平均通道，其軸向分為9段，其中堆芯活性區為7段，頂部和底部兩段為不發熱段。MELCOR堆芯劃分及功率分布同RELAP5一致，徑向按同樣比例分為三個環，軸向分為九段，下腔室由于要考慮熔渣重力下落和遷移問題，細分為四段，其中底部三段包含不銹鋼非支撐結構材料，第四段為下支撐板。堆芯結構以吊籃、圍板和上下封頭等熱構件為邊界。

2.1.2 安全殼等結構

RELAP5的安全殼等結構通常以時間相關控制體部件作為邊界條件給出，無法分析安全殼的瞬態響應。本文模型在連接RELAP5至MELCOR前，系統一回路壓力邊界依然完整，故不需要向RELAP5輸入安全殼模型和提供安全殼的初始參數，具體模型見圖6。

圖6 安全殼模型Fig．6 Nodalization of containment

MELCOR程序中整個安全殼的控制容積分為堆腔CV210、下部空間CV220、環形空間CV230和穹頂CV240四個部分，分別通過流道FL260和FL270模擬安全殼泄露和失效。由于模擬全廠斷電事故，故未建立安全殼噴淋、風扇等部件，同時假設安全殼內沒有氫氣點火器，堆坑為壓力容器熔穿后的碎片接收體。

2.2 初始條件

模型建立后，需分別對RELAP5和MELCOR的輸入卡進行穩態調試，確保計算條件穩定，且達到電廠參數的設計值，調完穩態后的電廠主要參數如表1所示，假設事故前電廠為102%功率運行。

表1 電廠主要參數穩態值Table1 Steady-state values of main parameters

3 模型計算結果及分析

3.1 事故序列及假設

3.1.1 MELCOR單獨分析

本文分析的事故序列為全廠斷電疊加汽動輔助給水泵失效，0 s時發生全廠斷電，同時反應堆緊急停堆、主泵開始惰轉，假設5 s后汽輪機跳脫、主蒸汽隔離閥關閉。事故主要序列如表2所示。

全廠斷電后，所有能動設備失效，二次側喪失主給水和輔助給水。系統以二次側儲存水為熱阱，形成自然循環將一回路衰變熱帶走。當二次側水被蒸干后，自然循環停止，一回路處于絕熱加熱狀態，系統壓力溫度快速上升，直至達到穩壓器泄壓閥的整定值。隨后，系統壓力維持在泄壓閥的整定值處，同時冷卻劑不停流失，壓力容器水位下降，堆芯活性區開始裸露。此時，由于系統壓力過高，安注箱無法注入。隨后堆芯熔化并導致壓力容器失效，由于系統壓力得不到釋放，發生高壓熔噴現象，壓力容器內氫氣遷移至堆腔后可能發生氫氣燃爆，最終造成安全殼早期超壓失效。

3.1.2 聯合分析（RELAP5＋MELCOR）

聯合分析采用和單獨MELCOR分析一樣的假設，在系統穩態調試完成后，加入全廠斷電動作，并疊加汽動輔助給水泵失效，然后開始瞬態計算。當燃料包殼峰值溫度達到1 100 K時，RELAP5計算部分中止，然后將所需熱工參數按前述聯合分析方法導入MELCOR繼續計算，其事故序列時間點見表2。

表2 嚴重事故序列Table2 Scenarios of the severe accident

3.2 計算結果分析

圖7為兩種計算方法得到的系統壓力響應，全廠斷電后反應堆緊急停堆、主泵惰轉、主給水喪失，一回路壓力及蒸汽發生器二次側壓力迅速下降，當二次側主蒸汽隔離閥關閉后，二次側壓力開始回升，直至達到大氣釋放閥整定值。此時，由于換熱條件變差，一回路壓力也開始上升，在達到穩壓器泄壓閥整定值后維持在該值處。堆芯融毀以致高壓熔穿后，一回路壓力快速下降至安全殼壓力值。其中由聯合分析方法模擬的一回路壓力在達到穩壓器泄壓閥整定值之前高于MELCOR分析的結果約2 MPa，二者整體趨勢大致相同。值得注意的是，由聯合分析方法的計算結果顯示，壓力容器高壓熔穿的時間點延后了約538 s。

圖7 一回路壓力及蒸汽發生器二次側壓力Fig．7 Primary system pressure and SG secondary side pressure

圖8 為堆芯流量示意圖，主泵惰轉后，一回路流量迅速下降，兩種分析方法的計算結果基本相同。

圖8 堆芯流量Fig．8 Core flow rate

圖9 為堆芯坍塌水位，在堆芯開始裸露初期，由聯合分析方法計算的水位下降趨勢更平緩；圖10為穩壓器坍塌水位，蒸汽發生器干涸后，一回路傳熱喪失熱阱導致平均溫度上升，穩壓器水位隨即快速上升，泄壓閥開啟后，冷卻劑流失使水位開始下降，直至干涸。其中由聯合分析方法計算的水位總體低于MELCOR的計算結果。

圖9 堆芯坍塌水位Fig．9 Core collapsed water level

圖10 穩壓器坍塌水位Fig．10 Pressurizer collapsed water level

圖11 、圖12為部分堆芯材料的溫度變化趨勢，結果表明聯合分析方法計算得出的燃料包殼溫度變化趨勢同單獨由MELCOR計算的結果大致相同，但傳熱惡化的時序延后了約1 980 s。同樣，在結構坍塌的時序上存在明顯差別，由聯合分析方法計算出的坍塌時間點延后了約1 960 s。

圖11 環1堆芯燃料峰值溫度Fig．11 Peak fuel temperature of Ring 1

圖12 環1包殼峰值溫度Fig．12 Peak cladding temperature of Ring 1

由圖13、圖14可知，采用聯合分析方法計算得出的壓力容器內氫氣產生量較少而堆坑內氫氣產生量較多，二者的產氫時間點均晚于單獨由MELCOR分析的計算值。

圖13 壓力容器內氫氣產生量Fig．13 Hydrogen generation inside RPV

圖14 堆坑內氫氣產生量Fig．14 Hydrogen generation inside Cavity

4 結論

本文通過對全廠斷電疊加汽動輔助給水泵失效事故建模分析，實現了RELAP5和MELCOR程序之間的聯合使用。計算結果表明，數據連接過程整體保持了連續性，其中由聯合分析方法得出的事故現象趨勢同單獨由MELCOR分析得出的大致相同，但在參數數值及現象時序上存在一定差異，總結RELAP5＋MELCOR聯合分析方法主要結果如下：

（1）主蒸汽閥關閉初期，一回路壓力最高上升至15．7 MPa（增加了約2 MPa），最終于4 390 s時頂開穩壓器泄壓閥（延后了約588 s）；

（2）分析堆芯水位和燃料包殼溫度得出：堆芯中央區（環1）傳熱惡化延后了約1 980 s，燃料包殼失效延后了約1 960 s，而堆芯熔毀時間延后了約538 s；

（3）壓力容器內產氫時間點延后了2 170 s產氫量減少了80 kg，而堆坑產氫時間點延后了538 s產氫量增加了221 kg；

總體來說，該方法有效地利用了各程序的優點，通過引入熱工水力系統程序的計算結果作為MELCOR程序的初始參數，很好地彌補了嚴重事故一體化程序在事故早期熱工水力模擬方面精確度不足的缺點，雖然在模型建立和數據連接等步驟上存在一定的近似，但對提高嚴重事故研究的準確性和可靠性仍具有重要參考意義。

［1］ International Atomic Energy Agency．Approaches and Tools for Severe Accident Analysis for Nuclear Power Plants［M］．Austria：IAEA，2008：97-100．

［2］ 郎明剛，高祖瑛．嚴重事故分析程序［J］．核動力工程，2002，23（2）：46-50．

［3］ 朱繼洲．核反應堆安全分析［M］．西安：西安交通大學出版社，2000：173-174．

［4］ Idaho．RELAP5／MOD3．3 Code Manual Volume II：Appendix A Input Requirements，2001．NUREG／CR-5535．

［5］ R．O．Gauntt，et al．MELCOR Computer Code Manuals，Vol．1：Primer and Users'Guide，Version 1．8．5 May 2001．NUREG／CR-6119．

［6］ R．O．Gauntt，et al．MELCOR Computer Code Manuals，Vol．3：Reference Manuals，Version 1．8．5 May 2001．NUREG／CR-6119．

［7］ NRC．Acceptance criteria for emergency core cooling systems for light water nuclear power reactors，Appendix K，ECCS evaluation models［S］．1992．Code of Federal Regulation，Title 10 Part 50 Section 46．

Study on severe accident for traditional PWR based on RELAP5 and MELCOR combined analysis method

WANG Jue，Liang Guo-xing

（Shanghai Jiaotong University，Shanghai 200240，China）

A combined analysis method utilizing thermal-hydraulic system code RELAP5 and severe accident integral code MELCOR is developed to study the transient response of a traditional three-loop PWR under the severe accident TMLB'scenario．In order to utilize RELAP5 to the maximum degree and guarantee the accuracy of system response before entering into severe accident situation，the minimum cutoff temperature for zircaloy oxidation model of MELCOR，default value of 1 100 K，is used as the criterion to switch RELAP5 transient calculation to MELCOR severe accident analysis．Requireddata to initiate MELCOR will be extracted through the major edit of RELAP5 output．The results show that the data transferring process is relatively continuous．As observed in combined calculation，differences to varying degree are concluded comparing the parameters of primary system pressure，core／pressurizer collapsed water level and fuel／cladding temperature calculated by two methods，as well as the timing of core heat transfer degradation and vessel failure．Since system transient responses were calculated by RELAP5 before entering into severe accident，the results from combined calculation are more accurate than the calculation based on MELCOR alone．Consequently，this combined calculation can improve the accuracy and reliability of the severe accident simulation．

RELAP5；MELCOR；Combined Analysis Method；Severe Accident

TL364

A

0258-0918（2016）01-0125-09

2015-12-02

王 玨（1989—），男，陜西榆林人，碩士研究生，現從事核能科學與工程方面研究