本發(fā)明涉及核安全技術(shù)領(lǐng)域，更特別地涉及在核電站發(fā)生重大事故時(shí)使反應(yīng)堆堆內(nèi)熔融物滯留在壓力容器中的技術(shù)領(lǐng)域。

背景技術(shù)：
在核電站設(shè)計(jì)中，核安全是需考慮的首要問(wèn)題。1979年美國(guó)三哩島核電站事故和1986年前蘇聯(lián)切爾諾貝利核電站事故發(fā)生后，嚴(yán)重事故的預(yù)防和緩解成為核電站設(shè)計(jì)必須考慮的因素。2011年日本福島事故后，核電站嚴(yán)重事故的預(yù)防和緩解更受到各國(guó)公眾、政府和安全監(jiān)管當(dāng)局的重視。核電站風(fēng)險(xiǎn)主要來(lái)自潛在的堆芯熔化事故及造成的放射性物質(zhì)的對(duì)環(huán)境的大規(guī)模釋放。如何降低嚴(yán)重事故的發(fā)生頻率，緩解嚴(yán)重事故的后果，提高核電站的安全水平，已成為各國(guó)核工業(yè)界和核安全監(jiān)管當(dāng)局關(guān)注的重點(diǎn)之一。中國(guó)國(guó)家核安全局也早在2004年4月18日發(fā)布了《核動(dòng)力廠設(shè)計(jì)安全規(guī)定》(HAF102)，對(duì)新建核動(dòng)力廠設(shè)計(jì)時(shí)必須考慮嚴(yán)重事故已提出明確要求，可見(jiàn)進(jìn)行嚴(yán)重事故預(yù)防和緩解措施設(shè)計(jì)的重要性。壓水堆核電站發(fā)生嚴(yán)重事故時(shí)，堆芯由于失去冷卻水使堆芯裸露并開始升溫、過(guò)熱，燃料元件由于冷卻不足而發(fā)生熔化，堆芯熔融物落入壓力容器下腔室，對(duì)壓力容器的完整性形成威脅。一旦壓力容器熔穿，熔融物流入堆腔室后，將可能發(fā)生堆外蒸汽爆炸、熔融物與混凝土反應(yīng)等現(xiàn)象，致使安全殼內(nèi)升溫升壓，對(duì)安全殼的完整性構(gòu)成威脅。因此，如何對(duì)熔融物進(jìn)行有效的冷卻是緩解核電站嚴(yán)重事故的關(guān)鍵。為緩解嚴(yán)重事故后果，根據(jù)嚴(yán)重事故發(fā)展過(guò)程特點(diǎn)，已提出多種應(yīng)對(duì)嚴(yán)重事故的策略。熔融物堆內(nèi)滯留(In-VesselRetention，IVR)是重要的嚴(yán)重事故緩解方案之一。該策略在假定嚴(yán)重事故工況下，通過(guò)從壓力容器外部對(duì)熔融物進(jìn)行充分有效的冷卻，將堆芯熔融物滯留在壓力容器內(nèi)，從而避免壓力容器熔穿，保證壓力容器的完整性，進(jìn)而防止多數(shù)可能威脅安全殼完整性的堆外現(xiàn)象的發(fā)生。作為緩解事故后果的關(guān)鍵措施的一種，IVR技術(shù)近年來(lái)在核工業(yè)界獲得了實(shí)際應(yīng)用。各種非能動(dòng)乃至能動(dòng)型反應(yīng)堆，如西屋AP600/AP1000、芬蘭IVO改進(jìn)LoviisaVVER440、三菱MS600設(shè)計(jì)(非能動(dòng)型)，俄羅斯VVER640設(shè)計(jì)(能動(dòng)型)以及韓國(guó)APR1400等，紛紛采用IVR方案；我國(guó)出口巴基斯坦的C2核電站設(shè)計(jì)、中廣核的CPR1000核電站最新設(shè)計(jì)也分別采取這一方案，并進(jìn)行了評(píng)價(jià)。其他運(yùn)行核電站如ZionPWR，BWR和CANDU核電站也在進(jìn)行應(yīng)用IVR的研究。對(duì)于較低功率核電站AP600，經(jīng)過(guò)Theofanous等的分析研究，AP600IVR的評(píng)價(jià)結(jié)論是：只要保證反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)卸壓，并且確保壓力容器淹沒(méi)于水中的深度至少高于熔池，壓力容器安全裕度較大，即熔融物作用于壓力容器的熱流密度小于對(duì)應(yīng)位置臨界熱流密度，AP600不會(huì)發(fā)生壓力容器熱熔穿失效。AP1000核電站以AP600核電站為基礎(chǔ)升級(jí)開發(fā)，也采用IVR事故緩解措施。并完成了相應(yīng)的工程驗(yàn)證試驗(yàn)。使AP1000設(shè)計(jì)獲得通過(guò)。雖然IVR技術(shù)在AP600、AP1000中的應(yīng)用獲得了美國(guó)核管會(huì)的認(rèn)可，但是對(duì)于其在超大型先進(jìn)壓水堆(超過(guò)1000MWe)中的應(yīng)用，卻仍存在著很多不確定性。隨著壓水堆功率增加，事故工況下的衰變熱也相應(yīng)增加，嚴(yán)重事故形成熔池之后其壓力容器下部的熱流也較大，熱流密度離臨界熱流密度(CHF)越近。因此，對(duì)于高功率反應(yīng)堆，進(jìn)一步提高壓力容器外冷卻系統(tǒng)的冷卻能力也可能無(wú)法完全滿足將衰變熱帶出壓力容器要求。這時(shí)只采用現(xiàn)有的ERVC技術(shù)，在熔池金屬層附近的安全裕度非常小，離CHF越近，壓力容器失效的可能性越大，將不能有效實(shí)現(xiàn)IVR策略。

技術(shù)實(shí)現(xiàn)要素：
對(duì)于功率大于或等于1000MWe的高功率壓水堆核電站(如AP1000壓水堆)，在嚴(yán)重事故工況下，反應(yīng)堆堆芯完全熔化并在壓力容器的下封頭(半球形)中形成熔池，而且熔池的熔融物發(fā)生分層。在這種分層構(gòu)型下，傳向冷卻水的熱流密度安全裕度較低。隨著壓水堆功率增加，熱流密度離臨界熱流密度越近。熱流密度最大的地方最可能發(fā)生在堆芯燃料熔融物與熔化金屬層的界面附近對(duì)應(yīng)的壓力容器壁處，且該處壓力容器內(nèi)壁可能明顯熔化、損壞并失效，這就是所謂的熱聚焦效應(yīng)。因此，本發(fā)明要解決的技術(shù)問(wèn)題是在反應(yīng)堆堆芯發(fā)生熔化，并已啟動(dòng)壓力容器外部冷卻(ERVC)的情況下，如何防止熔融物熔損壓力容器以實(shí)現(xiàn)熔融物堆內(nèi)滯留(IVR)。為了解決上述的問(wèn)題，需要提出一種方法，該方法作為壓力容器外部冷卻(ERVC)技術(shù)的補(bǔ)充，能夠通過(guò)緩解熱聚焦效應(yīng)、調(diào)節(jié)壓力容器向上向下和向側(cè)面的熱流密度，同時(shí)配合壓力容器外冷卻(ERVC)技術(shù)，實(shí)現(xiàn)熔融物的堆內(nèi)滯留。為此，本發(fā)明目的為一種用于使反應(yīng)堆，特別地壓水堆的堆內(nèi)熔融物滯留在壓力容器中的方法，其特征在于在反應(yīng)堆壓力容器的內(nèi)部金屬表面上設(shè)置環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層，其中該環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的上邊緣與該壓力容器的下封頭跟壓力容器筒體結(jié)合處的高度差H為55-65cm，其下邊緣與該壓力容器下封頭球心的連線相對(duì)于垂直方向的角度θ大于0°而小于或等于72°。本發(fā)明目的還為在其內(nèi)部金屬表面上設(shè)置了如上所述的環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的反應(yīng)堆壓力容器，特別是壓水堆的壓力容器。根據(jù)本發(fā)明的方法可以利用絕熱陶瓷材料耐高溫、高熱阻的特性來(lái)優(yōu)化熱流分配，使更多的熱流通過(guò)壓力容器的上部，即未被熔池淹沒(méi)的部分傳導(dǎo)通過(guò)壓力容器，調(diào)節(jié)了壓力容器各方向的熱流密度，使其更均勻并遠(yuǎn)低于臨界熱流密度。附圖說(shuō)明圖1表示堆芯熔化后在壓力容器內(nèi)的熔池模型；圖2表示ERVC原理示意圖；圖3表示不同功率壓水堆嚴(yán)重事故下壓力容器底部熱流密度與角度θ的關(guān)系；圖4表示為本發(fā)明采用的壓力容器高溫環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層模型；圖5表示熱流密度隨角度θ的變化曲線；圖6表示相對(duì)熱流密度隨角度θ的變化曲線；圖7表示壓力容器剩余厚度隨角度θ的變化曲線。具體實(shí)施方式作為現(xiàn)有技術(shù)的ERVC的原理圖可以參考圖2，冷卻水沿著圖中的箭頭方向進(jìn)行循環(huán)以冷卻金屬壁。由于壓水堆的壓力容器外冷卻系統(tǒng)(ERVC)是本領(lǐng)域熟知的，為了本說(shuō)明書簡(jiǎn)潔起見(jiàn)，其具體細(xì)節(jié)在本文中不再贅述。對(duì)于高功率壓水堆核電站(功率大于或等于1000MWe)一般使用鈾-鋯包殼的燃料元件作為核燃料。在嚴(yán)重事故下當(dāng)熔融物下落至壓力容器底封頭內(nèi)時(shí)，燃料氧化物由于具有較大的密度而下沉，金屬層密度較小而在上部，通常形成如圖1所示的氧化熔融物層和金屬熔融物層兩層分布，1為金屬層，2為氧化物層。氧化物層是產(chǎn)生衰變熱的熱源，而在金屬層內(nèi)無(wú)內(nèi)熱源。氧化物層內(nèi)部的熱量主要依靠對(duì)流換熱實(shí)現(xiàn)熱載出，將熱量分配到各個(gè)方向。向下傳熱通過(guò)下腔室對(duì)流換熱、氧化物凝結(jié)硬殼和壓力容器壁熱傳導(dǎo)，實(shí)現(xiàn)對(duì)壓力容器外的傳熱；向上傳熱通過(guò)氧化物熔池自然對(duì)流、氧化物凝結(jié)硬殼熱傳導(dǎo)、金屬層對(duì)流，然后通過(guò)頂部輻射傳熱到壓力容器上部構(gòu)件，又通過(guò)熱輻射傳到上部壓力容器壁面、再通過(guò)壓力容器壁熱傳導(dǎo)傳到壓力容器外部，金屬層側(cè)面的傳熱則先通過(guò)金屬熔池對(duì)壓力容器側(cè)壁的自然對(duì)流、然后通過(guò)殼壁直接熱傳導(dǎo)傳出壓力容器外。事故發(fā)展序列以及熔融物移位至下封頭的速度等都會(huì)影響壓力容器表面熱流密度的絕對(duì)值及其分布，這在確定壓力容器熱狀態(tài)時(shí)也產(chǎn)生了很大不確定性。經(jīng)過(guò)研究，在嚴(yán)重事故并形成熔池的情況下，壓力容器底部的熱流密度隨著角度是增加的，在接近金屬層的附近，熱流密度是最大，而熱聚焦效應(yīng)就發(fā)生在金屬熔融物層附近區(qū)域，也就是說(shuō)，在壓力容器外冷卻系統(tǒng)(ERVC)運(yùn)行時(shí)，在壓力容器下封頭的最底部具有較大的熱流密度安全裕度，一般并不具有發(fā)生熔化的風(fēng)險(xiǎn)。并且隨著壓水堆功率的提升，同一角度處的熱流密度也隨之增加。對(duì)于高功率壓水堆核電站(如AP1000)或更大功率的核電站，在熔融物分層構(gòu)型下，傳向冷卻水的熱流密度安全裕度較低?；贏P1000反應(yīng)堆（其壓力容器下封頭是半球狀，內(nèi)徑200cm，上部筒體是圓柱形，內(nèi)徑200cm），對(duì)熔池形成后氧化物層厚度和熔池總高度的概率分布的分析計(jì)算，當(dāng)全部堆芯熔化時(shí)，氧化物層厚度最小值為111.53cm，熔池總高度最大值為253.46cm。而對(duì)于更大功率的反應(yīng)堆，由于燃料體積更大，但壓力容器也隨著更大，因此計(jì)算出的氧化物層厚度和熔池總高度最大值變化并不明顯。因此，如圖4所所示，本發(fā)明的環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層3的上邊緣離該壓力容器的下封頭與筒體結(jié)合處的高度差H為55-65cm，大于65cm時(shí)則降低了熱量通過(guò)壓力容器上部的傳遞，低于55cm時(shí)，則有該上邊緣低于熔池水平面的風(fēng)險(xiǎn)。因此根據(jù)一個(gè)優(yōu)選方案，環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的上邊緣離該壓力容器的下封頭與筒體結(jié)合處的高度差H為60cm。該環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的下邊緣與該壓力容器下封頭球心的連線相對(duì)于垂直方向的角度θ小于或等于72°，角度θ最低可以為0°，即該環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層在底部是封閉的，但更優(yōu)選地角度θ大于0°，即該環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層在底部不是封閉的。如果該角度θ高于72°時(shí)，該陶瓷層可能不能完全覆蓋熔化金屬層，則有可能達(dá)不到緩解熱聚焦效應(yīng)的技術(shù)效果。另一方面，如上所述，在發(fā)生嚴(yán)重事故并形成熔池的情況下，壓力容器底部的熱流密度隨著角度θ是增加的，即，在壓力容器底部的熱流密度和臨界熱流密度相差是較大的，具有較大的安全裕度。因此基于以上發(fā)現(xiàn)，優(yōu)選地，在該下封頭底部盡量大的面積上不設(shè)置高溫絕熱陶瓷層，這可以充分利用該壓力容器的未被陶瓷層覆蓋的金屬層進(jìn)行熱量傳遞，減少向上的熱流密度。因此該環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的下邊緣與該壓力容器下封頭球心的連線相對(duì)于垂直方向的角度θ優(yōu)選地大于20°而小于或等于70°，優(yōu)選地大于30°而小于或等于65°，優(yōu)選大于50°而小于或等于60°。這樣可以兼顧緩解熱聚焦效應(yīng)和傳熱最大化。這種設(shè)計(jì)的優(yōu)點(diǎn)是明顯的，可以利用下封頭底部進(jìn)行傳熱，使熱量同時(shí)從壓力容器的上部和底部傳導(dǎo)。眾所周知，陶瓷材料硬度高、耐磨、耐蝕、耐高溫、隔熱等特點(diǎn)。同時(shí)，金屬材料具有較好的延展性、導(dǎo)熱性、導(dǎo)電性等。本發(fā)明的方法能把金屬與陶瓷的優(yōu)異性能結(jié)合起來(lái)。在核電廠嚴(yán)重事故時(shí)，在該高溫環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層內(nèi)壁溫度將達(dá)到2850K，外壁溫度約1800K(美國(guó)愛(ài)得荷國(guó)家實(shí)驗(yàn)室INEEL數(shù)據(jù))，內(nèi)外壁面的溫差約1000K。用于本發(fā)明的陶瓷可以是任何已知的用于高溫環(huán)境中的陶瓷材料，如可選用新型耐高溫絕熱陶瓷(比如氮化鉭(TaN)、氮化鋯(ZrN)或硼化鎢(WB2)等)作為高溫環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層材料，因?yàn)檫@些材料具有較高的熔點(diǎn)及絕熱性能；考慮到陶瓷層和金屬壁的熱膨脹系數(shù)的差異，在高溫使用時(shí)產(chǎn)生巨大的機(jī)械應(yīng)力，導(dǎo)致在陶瓷層出現(xiàn)剝落或龜裂現(xiàn)象，因此優(yōu)選地，該陶瓷材料使用功能梯度材料(即FunctionallyGradientMaterials，簡(jiǎn)稱FGMs)，如功能梯度金屬-陶瓷材料。所述梯度功能材料(FGMs)是根據(jù)使用要求選擇使用兩種不同性能的材料，采用先進(jìn)的材料復(fù)合技術(shù)，例如沉積技術(shù)使中間部分的組成和結(jié)構(gòu)連續(xù)地呈梯度變化。對(duì)于功能梯度金屬-陶瓷材料而言，沿金屬-陶瓷方向，陶瓷相成分含量逐漸增加，金屬相成分含量則相應(yīng)減小，即金屬相與陶瓷相間無(wú)突變界面，使得材料的性質(zhì)和功能沿厚度方向也呈梯度變化的一種新型復(fù)合材料。在本發(fā)明方法中，所述陶瓷層厚度可以為0.5cm～3cm，因?yàn)椴捎迷摵穸瓤捎行д{(diào)節(jié)壓力容器各處的熱流分布。如果陶瓷層厚度太小，則可能不能起到調(diào)節(jié)熱流密度裕度的效果，導(dǎo)致金屬層處的安全余量較小，厚度太大可能導(dǎo)致制備成本太高，并且使得金屬層處熱流密度太小，而向上或向下的熱流密度太大，導(dǎo)致壓力容器上腔室及上封頭的熔化失效。安裝方式可采用拼接安裝，這樣不僅便于制造與安裝，也便于維修更換，同時(shí)這樣的陶瓷環(huán)設(shè)計(jì)對(duì)核電站正常運(yùn)行不會(huì)造成明顯的影響。根據(jù)計(jì)算，同時(shí)考慮工藝成本，在本發(fā)明中的環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的厚度為高于0.5cm并小于或等于3cm，優(yōu)選地其厚度為約0.7-1.5cm，更優(yōu)選地為約1cm。根據(jù)本發(fā)明的高溫陶瓷層與壓力容器的金屬壁之間的結(jié)合可以通過(guò)本領(lǐng)域的計(jì)算人員已知的方法進(jìn)行實(shí)施，例如鑲嵌、粘結(jié)、焊接等，只要該陶瓷外壁和壓力容器內(nèi)壁能完全密合。最后，根據(jù)本發(fā)明一個(gè)方面，其還涉及在其內(nèi)部金屬表面上設(shè)置了如上所述的環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的反應(yīng)堆壓力容器，特別是壓水堆的壓力容器。根據(jù)本發(fā)明的方法通過(guò)調(diào)節(jié)熔融物氧化物層向下的平均熱流密度及金屬層向上的平均熱流密度，同時(shí)實(shí)現(xiàn)保護(hù)壓力容器的完整性和傳熱最大化，可以在高功率壓水堆發(fā)生嚴(yán)重事故時(shí)有效地配合ERVC技術(shù)，使反應(yīng)堆堆內(nèi)熔融物滯留在壓力容器中，從而保證在壓力殼內(nèi)滯留大部分放射性物質(zhì)，防止因高溫堆芯熔融物熔穿壓力容器流入安全殼，導(dǎo)致安全殼被熔蝕，威脅核電站包容放射性物質(zhì)的最后一道屏障安全殼的完整性。在下文中，將通過(guò)非限制性實(shí)施例并結(jié)合附圖來(lái)舉例說(shuō)明本發(fā)明。實(shí)施例1模擬AP1000的壓力容器，內(nèi)徑為2m，厚度15cm。環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層厚度為1cm，環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層的上邊緣離壓力容器的下封頭與筒體結(jié)合處的高度差H為60cm，下邊緣與該壓力容器下封頭球心的連線相對(duì)于垂直方向的角度θ為50°，該絕熱陶瓷層材料選擇TaN，其熱導(dǎo)率為7.95W/(m·K)。在嚴(yán)重事故中，堆芯因冷卻不足而發(fā)生熔化現(xiàn)象。有37207kg二氧化鈾燃料、7027kg鋯金屬和4187kg不銹鋼發(fā)生熔化并形成熔池，此時(shí)衰變熱功率為14.1MW(均在氧化物層中)。通過(guò)穩(wěn)態(tài)計(jì)算程序可算出氧化物層和金屬層的厚度，分別為0.97m和0.13m(考慮到陶瓷環(huán)厚度僅1cm左右，不會(huì)對(duì)氧化物層和金屬層的厚度產(chǎn)生明顯影響)，它們所對(duì)應(yīng)的壓力容器接觸面積分別為12.2m2和1.59m2。模擬實(shí)驗(yàn)的傳熱結(jié)果示于表1和圖5、6和7中。對(duì)比實(shí)施例2與實(shí)施例1相同地模擬AP1000的壓力容器，內(nèi)徑為2m，厚度15cm，但在壓力容器的內(nèi)部金屬表面上不設(shè)置環(huán)狀絕熱陶瓷層。模擬實(shí)驗(yàn)的傳熱結(jié)果示于表1和圖5、6和7中。如表1和圖5、6所示，在沒(méi)有設(shè)置絕熱陶瓷層時(shí)，金屬層側(cè)壁傳出的熱量占總熱量的49%，而金屬層上部約占13%；而使用環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后從金屬層側(cè)壁傳出的熱量份額僅占4.5%，從金屬層上部傳出的熱量占49%。說(shuō)明無(wú)環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層時(shí)，金屬層側(cè)壁是主要的傳熱途徑，而在壓力容器內(nèi)布置了環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后，金屬層頂部的輻射傳熱成為了主要的傳熱途徑，在金屬層處的壓力容器側(cè)壁得到了有效的保護(hù)。此外，從圖5可以看出，布置環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后，壓力容器下部的熱流密度變大了，分配到更多的熱量，更加有利于熱流分配的均勻化。圖6是相對(duì)熱流密度(熱流密度和臨界熱流密度的比值)隨角度θ的變化曲線。從圖6可以看出，不使用環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層時(shí)金屬層側(cè)壁熱流密度高達(dá)4355.5kW/m2，是臨界熱流密度的3.5倍以上，壓力容器失效。而使用環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后，金屬層側(cè)壁的相對(duì)熱流大大降低。表2給出了模型關(guān)鍵部位的溫度。無(wú)環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層時(shí)金屬層溫度較低，達(dá)到熱平衡時(shí)對(duì)上腔室輻射傳熱量自然小，而布置環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后有較高的金屬層溫度，有效地加大了上腔室輻射傳熱。但這并不會(huì)對(duì)上腔室造成威脅，上腔室內(nèi)壁溫度仍低于其材料熔點(diǎn)。從表2中還可以看出，如果布置了環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層，同樣會(huì)提高氧化物層的平均溫度。圖7給出了壓力容器剩余厚度。無(wú)環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層時(shí)，金屬層厚度已經(jīng)只剩下不到1cm，就算此時(shí)熱流密度不超過(guò)臨界熱流，也會(huì)因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)失效造成壓力容器損壞。布置環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層后，環(huán)狀高溫絕熱陶瓷層能很好地保護(hù)壓力容器，使得壓力容器剩余厚度達(dá)到了5cm，發(fā)生壓力容器結(jié)構(gòu)失效的可能性大大降低。