气溶胶模型对安全壳旁路释放类事故源项的影响

佟立丽，曹学武

（上海交通大学机械与动力工程学院，上海200240）

严重事故下裂变产物的释放和迁移行为是非常复杂的，严重事故源项特性及评价一直受到研究者的关注。蒸汽发生器传热管破裂（SGTR）始发严重事故发生后，一次侧的冷却剂通过二次侧向环境释放，在此过程中会向环境释放大量的裂变产物［1］。由于缺少相关经验数据且蒸汽发生器（SG）二次侧具有复杂的几何结构，对SG二次侧的气溶胶去除仍缺乏系统的认识，故SGTR始发严重事故下裂变产物气溶胶在失效SG二次侧的滞留被认为是NUREG－1150［2］中源项计算时最大的不确定性之一。

欧 盟 研 究 项 目 EU－SGTR［3］开 展 了 对SGTR事故下裂变产物气溶胶在SG二次侧滞留的研究，表明SG二次侧的水将对裂变产物有很大的洗刷作用，即使二次侧没有水，气流与二次侧内部结构（例如SG传热管、支撑板和汽水分离器等）的相互作用也将导致裂变产物气溶胶的沉积。气体沿着传热管束的流动形式对裂变产物气溶胶在传热管表面的沉积起到了很大的作用［4］。为了形成气溶胶在SG内沉积的数据库，ATRIST 装置［5］和 PECA 装置［6］对立式SG内气溶胶的运动和沉积情况开展了实验研究。

对于SGTR始发严重事故，当堆芯开始熔化时，SG二次侧已经排空，因此SGTR始发的严重事故下需要考虑SG排空情况下气溶胶的沉 积 行 为。Bakker 和 Guntay［3，7］通 过 对SGTR事故下主要的边界条件研究后发现，当SG二次侧排空时，未在SG二次侧发现热梯度和蒸汽冷凝现象，因此，在模拟SGTR事故时不需要考虑热电泳和扩散电泳，由大直径微粒（大于等于10－7m）携带的气溶胶通过布朗扩散导致沉积的情况也可以忽略。而在现有分析程序中的二次侧沉积模型，假设与一次侧的主系统管道内气溶胶的行为是相同的，即采用了重力沉降、扩散电泳和热电泳三种沉积机理［8］。因此，需要针对SG二次侧的复杂流道结构开发专门的气溶胶沉积模型并植入大型安全分析程序中。

本文将以600MW压水堆核电厂为研究对象，开发了针对SG二次侧复杂流道结构的气溶胶沉积模型并植入分析程序中，分析了新模型对SG传热管破裂事故源项以及安全壳旁路释放类的影响。

1 分析模型

1.1 SG二次侧气溶胶沉积机理

在排空的SG二次侧导致气溶胶沉积的主要机理包括惯性碰撞、紊流沉积、重力沉降和中途拦截。为了确定主要的沉积机理，需对相关沉积机理的特征参数进行评价。表1所示为以上4种沉积机理的无量纲特征参数［7］。关于紊流沉积，Douglas and Ilias［9］采用紊流施密特数Sctbt和气体雷诺数平方根Reg的沉积作为无量纲数。通常认为，只有当某种沉积机理的无量纲数大于10－2时，该沉积机理对SG二次侧气溶胶的沉积才会起主要贡献。因此，紊流沉积和惯性碰撞两种沉积机理将对SG二次侧气溶胶的沉积起主要作用。

表1 气溶胶沉积机理的特征参数Table 1 Characterization parameters of aerosol deposition mechanism

1.2 SG二次侧排空时气溶胶沉积模型的开发

紊流沉积和惯性碰撞两种沉积机理将对SG二次侧气溶胶的沉积起主要作用。实验认为，影响紊流沉积和惯性碰撞的最主要的参数是斯托克斯数Stk。而且，当Stk较小时（Stk＜0.1），气溶胶沉积的主要机理是紊流沉积，而当Stk较大时（Stk大于等于0.1），气溶胶沉积的主要机理是惯性碰撞。关于紊流沉积和惯性碰撞的实验数据如图1和图2所示。

图2 惯性碰撞导致气溶胶的去除率与实验数据Fig.2 The removal ratio and experimental data for aerosol resulted from inertial collision

本文采用拟合实验数据［5－7］的方法建立紊流沉积和惯性碰撞的模型。其中，紊流沉积机理中采用了对数线性拟合的方法，惯性碰撞机理中采用了S型曲线拟合方法。拟合关系式如式1和2所示。斯托克斯数Stk是气溶胶微粒密度、气溶胶直径、气体速度、气体黏度和碰撞直径的函数，在事故进程中是实时变化的，如式3所示。式中，Cc：微粒修正因子；ρP：气溶胶微粒的密度，kg／m3；dp：气溶胶微粒的直径，m；υg：气体的黏度，m／s；μg：气体的黏度，Pa·s；dT：碰撞直径，m。

2 新模型评价SGTR事故源项

2.1 SGTR事故进程

选取2根SG传热管冷却剂入口处发生双端断裂的SGTR事故，并假设高低压安注、安全壳喷淋和辅助给水均失效，破口SG隔离失效，破口SG的安全阀打开后复位失效。

表2给出了SGTR事故进程。SGTR事故发生后，一回路冷却剂快速进入破口SG，主系统压力快速下降，如图3所示，导致反应堆在150s时发生低压停堆。破口SG的安全阀打开后由于不能回座，因此大量冷却剂直接向环境释放，导致破口SG二次侧的水位快速下降，如图4所示，到1 900s左右破口SG排空。由于堆芯衰变热的作用，主系统压力下降后又逐渐上升，维持一段时间的高压以后，由于破口流量的存在，压力又有下降趋势，往复前面的过程以后，未破口环路的冷却剂也基本排空。最终，主系统压力下降至破口SG二次侧的压力，堆芯水位也在约17 500s左右下降至0m。堆芯在9 890s开始熔化，随后堆芯坍塌，压力容器在17 741s时发生蠕变失效。安注箱的大量注射发生在压力容器失效以后，因此无法恢复堆芯的水位。

表2 SGTR事故进程Table 2 SGTR accident progress

图3 主系统和SG压力Fig.3 The main system and SG pressure

图4 堆芯和SG水位Fig.4 Core and SG water level

2.2 新模型评价SGTR事故源项

将开发的气溶胶紊流沉积模型和惯性碰撞模型植入一体化安全分析模型中，对SGTR事故进行重新评价。对于挥发性裂变产物组和非挥发性裂变产物组，组内核素具有相似的物理和化学性质，因此分别选取CsI组和SrO组为代表对挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物向环境的释放进行分析。

图5和图6所示为一体化安全分析模型中植入新的二次侧气溶胶沉积模型后与原有模型计算结果的比较，对于挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物，采用新的二次侧气溶胶沉积模型后将会有更多的气溶胶沉积在SG二次侧，这样就导致更少的气溶胶向环境释放，其中CsI组释放份额减少16.2%，SrO减少54%。因此，原有模型是偏保守的，而新的二次侧气溶胶沉积模型更加符合安全分析最佳估算的原理。

图5 SG二次侧沉积和释入环境的CsI质量比较Fig.5 Comparison of the quality of CsI deposited at the secondary side of SG and released into the environment

图6 SG二次侧沉积和释入环境的SrO质量比较Fig.6 Comparison of the quality of SrO deposited at the secondary side of SG and released into the environment

3 新模型评价安全壳旁路释放类

SG二次侧气溶胶沉积模型改进后，直接影响到的是安全壳旁路释放类，因为SGTR事故以及SGTR事故叠加主蒸汽管线破裂事故（MSLB）是引起安全壳旁路的主要因素。表3所示为计算所得的二次侧沉积模型改进后对安全壳旁路释放类的影响，对于SGTR事故，挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物对环境释放份额减少15.1%～68.3%；对于SGTR叠加MSLB事故，挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物对环境释放份额减少28.7%～86.0%。最终，加权的安全壳旁路释放类对环境释放份额减少26.6%～71.1%。

4 结论

SGTR始发的严重事故下需要考虑SG排空情况下气溶胶的沉积行为，本文开发了针对SG二次侧复杂流道结构的气溶胶沉积模型。通过对二次侧气溶胶沉积机理的特征参数分析，确定紊流沉积和惯性碰撞两种沉积机理将对SG二次侧气溶胶的沉积起主要作用。将新开发的二次侧气溶胶沉积模型对SGTR事故的源项分析表明，采用新的二次侧气溶胶沉积模型后将会有更多的气溶胶沉积在SG二次侧，从而导致更少的气溶胶向环境释放。

新开发的SG二次侧气溶胶沉积模型对安全壳旁路释放类有一定的影响，通过计算表明，对于SGTR事故，挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物对环境释放份额减少15.1%～68.3%；对于SGTR＋MSLB事故，挥发性裂变产物和非挥发性裂变产物对环境释放份额减少28.7%～86.0%。最终，加权的安全壳旁路释放类中对环境释放份额减少26.6%～71.1%。

表3 二次侧气溶胶沉积模型改进后对安全壳旁路释放类的影响Table 3 The influence of the upgraded secondary side aerosol deposit model on containment bypass release quantity

［1］ LUIS E.HERRANZ B.Clement.In－containment source term key insights gained from a comparison between the PHEBUS－FP programme and the US－NRC NUREG－1465revised source term ［J］.Progress in Nuclear Energy.2010，52：481－486.

［2］ U.S.NRC.Severe accident risks：an assessment of five U.S.nuclear power plants［R］.NUREG 1150.1990.

［3］ BAKKER P J T.Important accident scenarios and conditions［R］.NRG Report 20323000.521540C，EUSGTR Project，SAM－SGTR－D001，2001.

［4］ HERRANZ L E.BALL J.AUVINEN A.et al.Progress in understanding key aerosol issues.The 3rd European Review Meeting on Severe Accident Research（ERMSAR－2008）Nesseber，Vigo Hotel，Bulgaria，23－25September，2008.

［5］ DEHBI A.SUCKOW D.GÜNTAY S.Integral tests in a vertical steam generator［R］.SGTR－SAM －D 024，February 2003.

［6］ PEYRES V.POLO J.HERRANZ L E.PECA facility conditioning and set－up for the SGTR project［R］.SAM－SGTR－D007，2002.PECA.

［7］ GÜNTAY S.BIRCHLEY J.SUCKOW D.et al.Aerosol trapping in steam generator ARTIST：an investigation of aerosol and iodine behaviour in the secondary side of a steam generator.Proc.27th Water Reactor Safety Information Meeting，Bethesda，MD，November 1999.

［8］ NEA.State－of－the－art report on nuclear Aerosols，NEA／CSNI／R（2009）5［R］.OECD／NEA，2009.

［9］ DOUGLAS P L.ILIAS S.On the deposition of aerosol particles on cylinders in turbulent cross flow.［J］Journal of Aerosol Science，1988，19（4）：451.

［10］ KLJENAKA I.DAPPERB M.DIENSTBIERC J.Thermal－hydraulic and aerosol containment phenomena modeling in ASTEC severe accident computer code［J］.Nuclear Engineering and Design.2010，240：656－667.

［11］ LUIS E. HERRANZ C. L. DEL PRÁ. Major challenges to modeling aerosol retention near a tube breach during SGTR sequences ［J］. Nuclear Technology.2007，158（1）：83－93.