船用堆全船斷電事故源項分析

王 偉，陳力生，張 帆，蔡 琦

(海軍工程大學 核能科學與工程系，湖北 武漢 430033)

目前，國內(nèi)外關(guān)于船用堆嚴重事故的建模及分析，公開發(fā)表的文章較少。關(guān)于船用堆的波動管失效及相應(yīng)的源項行為分析尚未見文獻報道。因此，針對船用反應(yīng)堆特點，開展嚴重事故研究具有重要的意義[1]。本文利用嚴重事故分析程序MELCOR建立某型船用堆的計算模型，考慮全船斷電事故發(fā)生后穩(wěn)壓器波動管破裂的可能性[2]，建立波動管失效模型，并以失效后50%和100%當量直徑的波動管破口為例，對比分析事故下放射性物質(zhì)可能的釋放途徑。在密切結(jié)合全船斷電事故發(fā)展進程的基礎(chǔ)上，對放射性源項的釋放和遷移規(guī)律進行分析研究。

1 研究對象及模型

1.1 船用堆模型

MELCOR是由美國桑迪亞國家實驗室(SNL)為美國核管會開發(fā)的第2代改進型風險評估工具，該程序可模擬輕水堆嚴重事故的進程并評估事故源項。

本文的研究對象為典型雙環(huán)路壓水堆，穩(wěn)壓器所在環(huán)路主冷卻劑系統(tǒng)控制體劃分如圖1所示，系統(tǒng)模擬蒸汽發(fā)生器、穩(wěn)壓器、主冷卻劑泵和主冷卻劑管道。堆芯為雙流程結(jié)構(gòu)，一回路冷卻劑首先經(jīng)過一流程控制體108進行初次加熱，之后經(jīng)過控制體112流入二流程控制體116，再次加熱后流出反應(yīng)堆。一流程沿徑向劃分為2個同心圓，二流程沿徑向劃分為1個同心圓，兩個流程沿軸向均劃分為15層，其中堆芯活性區(qū)部分分為12層，下腔室分為3層，包括下管板和下腔室。該船用堆模型符合壓水堆嚴重事故進程和規(guī)律，模型經(jīng)驗證合理。

圖1 主系統(tǒng)控制體節(jié)點劃分

1.2 穩(wěn)壓器蠕變失效模型

核電廠全廠斷電穩(wěn)壓器波動管蠕變失效的可能性較大，船用堆在全艇斷電情況下穩(wěn)壓器波動管蠕變失效的研究尚未見報道。本文結(jié)合船用堆結(jié)構(gòu)特點建立穩(wěn)壓器波動管蠕變失效模型，對全船斷電事故發(fā)生后，穩(wěn)壓器波動管是否會發(fā)生蠕變破裂進行可能性分析，同時對失效泄漏至堆艙的放射性源項進行計算。

以波動管的組成材料及所受到的應(yīng)力為基礎(chǔ)，建立穩(wěn)壓器波動管蠕變失效模型。船用堆穩(wěn)壓器波動管假設(shè)采用常用材料316不銹鋼，采用Larson-Miller理論模型[3]進行計算：

σ=(piri-poro)/(ro-ri)

(1)

P=-13 320.0lgσ+54 870.0

0.0<σ<52.0

(2)

P=-64 000.0lgσ+142 000.0σ≥52.0

(3)

(4)

蠕變失效判別方程為：

(5)

Dc(t)=1時，波動管發(fā)生蠕變失效。

其中：σ為波動管管壁應(yīng)力；pi、po分別為波動管管壁的內(nèi)、外壓；ri、ro分別為波動管管壁的內(nèi)、外徑；T為波動管管壁的平均溫度；P為參數(shù)；Dc(t)為波動管的蠕變損害系數(shù)；Δt為時間步長；tr為蠕變失效時間。

2 計算說明與初始條件

2.1 船用堆特點說明

1) 堆坑結(jié)構(gòu)

核電廠堆坑與堆艙連通，相對開放。而船用堆堆坑為堆支撐裙與壓力容器圍成的密閉空間，若下封頭熔穿，放射性物質(zhì)不會泄漏至堆艙。

2) 艙底機構(gòu)

區(qū)別于核電廠，船用堆堆坑下部的結(jié)構(gòu)材料不會采用厚重的混凝土，而是采用一定厚度的鋼板。

3) 安全閥釋放環(huán)境

核電廠安全閥開啟后，泄壓環(huán)境為安全殼。而船用堆則是直接排放至大氣環(huán)境。

4) 波動管破損影響

全船斷電事故下若波動管失效破損，則會導(dǎo)致部分放射性物質(zhì)泄漏至堆艙。

2.2 初始條件假設(shè)

嚴重事故初始事件為滿功率運行的船用堆發(fā)生全船斷電事故，斷電發(fā)生后作以下假設(shè)：1) 反應(yīng)堆停堆、主冷卻劑泵停轉(zhuǎn)；2) 穩(wěn)壓器電加熱停止工作，噴霧閥失效；3) 應(yīng)急冷卻系統(tǒng)失效；4) 蒸汽發(fā)生器完全喪失給水，汽輪機停閉；5) 高、低壓安全注射系統(tǒng)失效；6) 噴淋無法投入，堆艙應(yīng)急排風及空調(diào)冷卻系統(tǒng)失效；7) 穩(wěn)壓器安全閥未發(fā)生卡開失效。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 波動管失效分析

波動管的失效模式分別為超溫失效和蠕變失效。穩(wěn)壓器波動管的材料為316不銹鋼，熔點約為1 713 K，波動管管壁溫度若超過熔點，則發(fā)生超溫失效。波動管的蠕變失效判別采用式(5)所建立的蠕變失效模型進行判別。

圖2示出波動管蠕變損傷系數(shù)。圖3示出波動管管壁溫度。由圖2可看出，在事故發(fā)生后10 781.4 s，穩(wěn)壓器波動管蠕變損傷系數(shù)變?yōu)?.0，波動管發(fā)生蠕變失效。由圖3可看出，穩(wěn)壓器波動管發(fā)生蠕變失效時，波動管管壁溫度上升至最高溫度約為1 213.5 K，遠未達到超溫失效閾值1 713 K，故波動管不會發(fā)生超溫失效。由于波動管破口導(dǎo)致的泄壓冷卻，50%和100%當量直徑破口時，波動管管壁溫度分別急劇降低至約450 K和593 K，隨后管壁溫度再次上升，達到峰值后下降。

圖2 波動管蠕變損傷系數(shù)隨時間的變化

3.2 事故進程分析

全船斷電發(fā)生后，反應(yīng)堆停堆，主泵停轉(zhuǎn)。堆芯余熱無法排出，導(dǎo)致燃料溫度和冷卻劑溫度升高，冷卻劑系統(tǒng)壓力也隨之上升。穩(wěn)壓器安全閥在壓力整定值內(nèi)啟閉，冷卻劑伴隨安全閥的啟跳而喪失。伴隨堆芯水位的下降，堆芯溫度持續(xù)上升，在2 635.5 s時包殼溫度達到1 173.15 K，包殼破損，開始氣隙釋放階段。隨溫度的進一步升高，在3 337.0 s時，堆芯最高溫度超過2 500.0 K，堆芯開始熔化，進入早期壓力容器內(nèi)釋放階段。事故發(fā)生后10 781.4 s，穩(wěn)壓器波動管在高溫、高壓持續(xù)作用下失效，安全閥回座。選取50%和100%當量直徑的波動管破口進行分析，隨著燃料組件的坍塌和支撐結(jié)構(gòu)的失效，堆芯熔融物掉落至下腔室，形成熔融池并對下封頭直接加熱。50%和100%兩種波動管破口分別在22 094.7 s和21 920.0 s時，下封頭發(fā)生蠕變斷裂失效，堆芯熔融物進入堆坑，開始壓力容器外釋放。艙底被直接加熱，兩種破口情況分別于28 472.4 s和28 279.3 s時，艙底熔穿，計算結(jié)束。堆芯損壞源項釋放階段劃分列于表1。

圖3 波動管管壁溫度隨時間的變化

表1 源項釋放階段劃分

4 放射性源項分析

船用堆全船斷電事故發(fā)生時，有兩條源項釋放途徑：穩(wěn)壓器波動管破損前，放射性物質(zhì)通過穩(wěn)壓器安全閥釋放到大氣環(huán)境；穩(wěn)壓器波動管破損后，安全閥回座，放射性物質(zhì)通過穩(wěn)壓器波動管破口釋放到堆艙。兩種釋放途徑分別給公眾和船內(nèi)人員帶來放射性危害。本文僅選取對人員放射性危害較大的兩類核素進行分析[4-5]，分別為以Xe為代表的惰性氣體和以CsI為代表的易揮發(fā)性裂變產(chǎn)物。對比分析了穩(wěn)壓器波動管50%和100%當量直徑破口情況下，兩類核素的壓力容器內(nèi)、外釋放以及波動管破損前、后在大氣和堆艙中的分布情況。

4.1 源項的堆芯釋放分析

1) 惰性氣體類源項釋放分析

選取Xe作為惰性氣體的代表，Xe主要以氣載狀態(tài)存在。Xe于事故發(fā)生后約3 337.0 s開始大量釋放，波動管破損前，約占堆芯累積總量23.8%的Xe從堆芯釋放出來；波動管破損后，按壓力容器內(nèi)、外釋放過程分析。Xe的壓力容器內(nèi)、外釋放份額示于圖4。由圖4可見：在壓力容器內(nèi)釋放階段，50%當量直徑的波動管破口Xe的釋放份額接近于100%破口，計算結(jié)束時的釋放份額均為30.4%；在壓力容器外釋放階段，100%當量直徑的波動管破口Xe的壓力容器外釋放時間比50%破口提前174.7 s，計算結(jié)束時的釋放份額均為69.3%。至計算結(jié)束，50%和100%兩種波動管破口情況下，占堆芯累積總量99.7%的Xe從堆芯釋放。

2) 揮發(fā)類源項釋放分析

選取CsI作為揮發(fā)性裂變產(chǎn)物的代表，對其堆芯釋放過程進行分析。碘的化學性質(zhì)較活潑，幾乎堆芯釋放出的所有的碘都與銫發(fā)生化合反應(yīng)生成CsI，且CsI主要以氣溶膠形態(tài)存在。CsI的壓力容器內(nèi)、外釋放份額示于圖5。由圖5a可知：CsI于事故發(fā)生后約3 337.0 s開始大量釋放，CsI的堆芯釋放主要發(fā)生在壓力容器內(nèi)，波動管失效前，約占堆芯累積總量23.8%的CsI從堆芯釋放出來；波動管失效后，50%當量直徑的波動管破口CsI的釋放份額接近于100%破口，計算結(jié)束時，占堆芯累積總量約30.5%的CsI從堆芯釋放出來。由圖5b可知：CsI的壓力容器外釋放為零，下封頭失效后，CsI沒有二次釋放的現(xiàn)象發(fā)生，50%和100%兩種波動管當量直徑破口情況，占累積總量69.5%的CsI滯留于堆坑熔融物中。

圖4 Xe的壓力容器內(nèi)(a)、外(b)釋放份額

圖5 CsI的壓力容器內(nèi)(a)、外(b)釋放份額

4.2 源項的大氣分布分析

圖6示出波動管破損前放射性物質(zhì)的大氣釋放過程。波動管破損后由于安全閥回座，大氣釋放終止，放射性物質(zhì)的大氣分布份額達到最大值，Xe和CsI的分布份額分別為堆芯累積總量的22.1%和12.8%。由圖6a、b可知，Xe和CsI均于事故發(fā)生后約3 493.8 s時大氣分布份額明顯上升，比堆芯開始大量釋放的時間晚156.8 s。至波動管破損前，一回路對Xe和CsI的滯留份額分別為堆芯累積總量的1.7%和11.0%，可見，放射性物質(zhì)釋放后，一回路對揮發(fā)性氣體的滯留作用較明顯。

4.3 源項的堆艙分布分析

波動管破損前，放射性物質(zhì)的釋放環(huán)境為大氣，堆艙內(nèi)的Xe和CsI為零。波動管破損后，穩(wěn)壓器安全閥回座，大氣釋放結(jié)束，放射性物質(zhì)的釋放環(huán)境為堆艙。Xe和CsI的堆艙內(nèi)分布示于圖7。由圖7可見：50%當量直徑的波動管破口略低于100%破口情況堆艙內(nèi)的Xe的分布份額，至計算結(jié)束，兩種破口情況Xe的堆艙內(nèi)分布份額分別為堆芯累積總量的52.2%和55.7%；50%當量直徑的波動管破口與100%破口情況堆艙內(nèi)的CsI的分布份額較接近，至計算結(jié)束，兩種破口情況下CsI的堆艙內(nèi)分布份額均為堆芯累積總量的4.7%。至計算結(jié)束，50%和100%兩種波動管破口情況下，一回路對Xe的滯留份額分別為堆芯累積總量的21.9%和25.4%；一回路對CsI的滯留份額均為堆芯累積總量的13.0%。

圖6 Xe和CsI的大氣分布份額

圖7 Xe和CsI的堆艙內(nèi)分布份額

5 結(jié)論

本文對船用堆全船斷電嚴重事故進行分析研究，重點分析艙底熔穿前的事故現(xiàn)象及源項行為，結(jié)論如下。

1) 船用堆全船斷電事故，波動管管壁最高溫度達1 213.5 K，不會發(fā)生超溫失效。但波動管在炙熱蒸汽和持續(xù)高壓的作用下，于事故發(fā)生后10 781.4 s發(fā)生蠕變失效。

2) 波動管100%當量直徑破口較50%破口的壓力容器外釋放過程提前174.7 s，艙底熔穿時間提前193.1 s。可見，波動管破口尺寸越大，事故發(fā)展進程越快。

3) 壓力容器內(nèi)、外釋放階段，50%當量直徑的波動管破口Xe的釋放份額略接近于100%破口。至計算結(jié)束，兩種破口情況占堆芯累積總量99.7%的Xe從堆芯釋放。

4) CsI的堆芯釋放主要發(fā)生在壓力容器內(nèi)。波動管失效前，約占堆芯累積總量23.8%的CsI從堆芯釋放出來；波動管失效后，50%當量直徑的波動管破口CsI的釋放份額接近于100%破口。計算結(jié)束時，占堆芯累積總量約30.5%的CsI從堆芯釋放出來。

5) 波動管失效前與失效后，放射性物質(zhì)的釋放環(huán)境分別為大氣和堆艙。Xe和CsI最終釋放到大氣環(huán)境中的份額分別為堆芯累積總量的22.1%和12.8%。至計算結(jié)束，50%破口情況Xe的堆艙份額略高，50%和100%兩種破口情況下，Xe的堆艙內(nèi)份額分別為堆芯累積總量的52.2%和55.7%；CsI的分布份額較接近，至計算結(jié)束，兩種破口情況下CsI的堆艙內(nèi)分布份額均為堆芯累積總量的4.7%

6) 波動管失效前，一回路對Xe和CsI的滯留份額分別為堆芯累積總量的1.7%和11.0%。至計算結(jié)束，50%和100%波動管破口兩種情況下，一回路對Xe的滯留份額分別為堆芯累積總量的21.9%和25.4%；一回路對CsI的滯留份額均為堆芯累積總量的13.0%。

7) 全船斷電事故的波動管失效直接導(dǎo)致對大氣環(huán)境和船內(nèi)人員的放射性危害。波動管破損尺寸的減小，導(dǎo)致失效后事故進程減慢，對船內(nèi)人員的外照射危害略有提高，內(nèi)照射危害相同。

參考文獻：

[1] 房保國. 船用反應(yīng)堆嚴重事故分析與可視化仿真研究[D]. 武漢：海軍工程大學，2010.

[2] 張龍飛，王少明，陳維軍. 穩(wěn)壓器波動管蠕變破裂失效尺寸敏感性分析[J]. 原子能科學技術(shù)，2011，45(5)：568-571.

ZHANG Longfei, WANG Shaoming, CHEN Wei-jun. Sensitivity analysis of creep rupture failure size for pressurizer surge line[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2011, 45(5): 568-571(in Chinese).

[3] LARSON F R, MILLER J. A time temperature relationship for rupture and creep stress[R]. USA: ASME, 1952.

[4] 吳斌，賈銘椿，龔軍軍. 船用堆核事故狀態(tài)下源項特性及計算方法研究[J]. 海軍工程大學學報，2003，15(5)：87-90.

WU Bin, JIA Mingchun, GONG Junjun. Character and calculation method of nuclear accident source term of marine reactor[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2003, 15(5): 87-90(in Chinese).

[5] 王偉，陳力生，張帆. 船用核動力裝置小破口失水事故放射性后果分析[J]. 輻射研究與輻射工藝學報，2012，30(2)：87-92.

WANG Wei, CHEN Lisheng, ZHANG Fan. Analysis on radioactive result of small-break LOCA for nuclear-powered equipment of ship[J]. Journal of Radiation and Radiation Processing, 2012, 30(2): 87-92(in Chinese).