船用堆全船断电事故源项分析

王 伟，陈力生，张 帆，蔡 琦

(海军工程大学 核能科学与工程系，湖北 武汉 430033)

目前，国内外关于船用堆严重事故的建模及分析，公开发表的文章较少。关于船用堆的波动管失效及相应的源项行为分析尚未见文献报道。因此，针对船用反应堆特点，开展严重事故研究具有重要的意义[1]。本文利用严重事故分析程序MELCOR建立某型船用堆的计算模型，考虑全船断电事故发生后稳压器波动管破裂的可能性[2]，建立波动管失效模型，并以失效后50%和100%当量直径的波动管破口为例，对比分析事故下放射性物质可能的释放途径。在密切结合全船断电事故发展进程的基础上，对放射性源项的释放和迁移规律进行分析研究。

1 研究对象及模型

1.1 船用堆模型

MELCOR是由美国桑迪亚国家实验室(SNL)为美国核管会开发的第2代改进型风险评估工具，该程序可模拟轻水堆严重事故的进程并评估事故源项。

本文的研究对象为典型双环路压水堆，稳压器所在环路主冷却剂系统控制体划分如图1所示，系统模拟蒸汽发生器、稳压器、主冷却剂泵和主冷却剂管道。堆芯为双流程结构，一回路冷却剂首先经过一流程控制体108进行初次加热，之后经过控制体112流入二流程控制体116，再次加热后流出反应堆。一流程沿径向划分为2个同心圆，二流程沿径向划分为1个同心圆，两个流程沿轴向均划分为15层，其中堆芯活性区部分分为12层，下腔室分为3层，包括下管板和下腔室。该船用堆模型符合压水堆严重事故进程和规律，模型经验证合理。

图1 主系统控制体节点划分

1.2 稳压器蠕变失效模型

核电厂全厂断电稳压器波动管蠕变失效的可能性较大，船用堆在全艇断电情况下稳压器波动管蠕变失效的研究尚未见报道。本文结合船用堆结构特点建立稳压器波动管蠕变失效模型，对全船断电事故发生后，稳压器波动管是否会发生蠕变破裂进行可能性分析，同时对失效泄漏至堆舱的放射性源项进行计算。

以波动管的组成材料及所受到的应力为基础，建立稳压器波动管蠕变失效模型。船用堆稳压器波动管假设采用常用材料316不锈钢，采用Larson-Miller理论模型[3]进行计算：

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)

蠕变失效判别方程为：

(5)

Dc(t)=1时，波动管发生蠕变失效。

其中：σ为波动管管壁应力；pi、po分别为波动管管壁的内、外压；ri、ro分别为波动管管壁的内、外径；T为波动管管壁的平均温度；P为参数；Dc(t)为波动管的蠕变损害系数；Δt为时间步长；tr为蠕变失效时间。

2 计算说明与初始条件

2.1 船用堆特点说明

1) 堆坑结构

核电厂堆坑与堆舱连通，相对开放。而船用堆堆坑为堆支撑裙与压力容器围成的密闭空间，若下封头熔穿，放射性物质不会泄漏至堆舱。

2) 舱底机构

区别于核电厂，船用堆堆坑下部的结构材料不会采用厚重的混凝土，而是采用一定厚度的钢板。

3) 安全阀释放环境

核电厂安全阀开启后，泄压环境为安全壳。而船用堆则是直接排放至大气环境。

4) 波动管破损影响

全船断电事故下若波动管失效破损，则会导致部分放射性物质泄漏至堆舱。

2.2 初始条件假设

严重事故初始事件为满功率运行的船用堆发生全船断电事故，断电发生后作以下假设：1) 反应堆停堆、主冷却剂泵停转；2) 稳压器电加热停止工作，喷雾阀失效；3) 应急冷却系统失效；4) 蒸汽发生器完全丧失给水，汽轮机停闭；5) 高、低压安全注射系统失效；6) 喷淋无法投入，堆舱应急排风及空调冷却系统失效；7) 稳压器安全阀未发生卡开失效。

3 计算结果与分析

3.1 波动管失效分析

波动管的失效模式分别为超温失效和蠕变失效。稳压器波动管的材料为316不锈钢，熔点约为1 713 K，波动管管壁温度若超过熔点，则发生超温失效。波动管的蠕变失效判别采用式(5)所建立的蠕变失效模型进行判别。

图2示出波动管蠕变损伤系数。图3示出波动管管壁温度。由图2可看出，在事故发生后10 781.4 s，稳压器波动管蠕变损伤系数变为1.0，波动管发生蠕变失效。由图3可看出，稳压器波动管发生蠕变失效时，波动管管壁温度上升至最高温度约为1 213.5 K，远未达到超温失效阈值1 713 K，故波动管不会发生超温失效。由于波动管破口导致的泄压冷却，50%和100%当量直径破口时，波动管管壁温度分别急剧降低至约450 K和593 K，随后管壁温度再次上升，达到峰值后下降。

图2 波动管蠕变损伤系数随时间的变化

3.2 事故进程分析

全船断电发生后，反应堆停堆，主泵停转。堆芯余热无法排出，导致燃料温度和冷却剂温度升高，冷却剂系统压力也随之上升。稳压器安全阀在压力整定值内启闭，冷却剂伴随安全阀的启跳而丧失。伴随堆芯水位的下降，堆芯温度持续上升，在2 635.5 s时包壳温度达到1 173.15 K，包壳破损，开始气隙释放阶段。随温度的进一步升高，在3 337.0 s时，堆芯最高温度超过2 500.0 K，堆芯开始熔化，进入早期压力容器内释放阶段。事故发生后10 781.4 s，稳压器波动管在高温、高压持续作用下失效，安全阀回座。选取50%和100%当量直径的波动管破口进行分析，随着燃料组件的坍塌和支撑结构的失效，堆芯熔融物掉落至下腔室，形成熔融池并对下封头直接加热。50%和100%两种波动管破口分别在22 094.7 s和21 920.0 s时，下封头发生蠕变断裂失效，堆芯熔融物进入堆坑，开始压力容器外释放。舱底被直接加热，两种破口情况分别于28 472.4 s和28 279.3 s时，舱底熔穿，计算结束。堆芯损坏源项释放阶段划分列于表1。

图3 波动管管壁温度随时间的变化

表1 源项释放阶段划分

4 放射性源项分析

船用堆全船断电事故发生时，有两条源项释放途径：稳压器波动管破损前，放射性物质通过稳压器安全阀释放到大气环境；稳压器波动管破损后，安全阀回座，放射性物质通过稳压器波动管破口释放到堆舱。两种释放途径分别给公众和船内人员带来放射性危害。本文仅选取对人员放射性危害较大的两类核素进行分析[4-5]，分别为以Xe为代表的惰性气体和以CsI为代表的易挥发性裂变产物。对比分析了稳压器波动管50%和100%当量直径破口情况下，两类核素的压力容器内、外释放以及波动管破损前、后在大气和堆舱中的分布情况。

4.1 源项的堆芯释放分析

1) 惰性气体类源项释放分析

选取Xe作为惰性气体的代表，Xe主要以气载状态存在。Xe于事故发生后约3 337.0 s开始大量释放，波动管破损前，约占堆芯累积总量23.8%的Xe从堆芯释放出来；波动管破损后，按压力容器内、外释放过程分析。Xe的压力容器内、外释放份额示于图4。由图4可见：在压力容器内释放阶段，50%当量直径的波动管破口Xe的释放份额接近于100%破口，计算结束时的释放份额均为30.4%；在压力容器外释放阶段，100%当量直径的波动管破口Xe的压力容器外释放时间比50%破口提前174.7 s，计算结束时的释放份额均为69.3%。至计算结束，50%和100%两种波动管破口情况下，占堆芯累积总量99.7%的Xe从堆芯释放。

2) 挥发类源项释放分析

选取CsI作为挥发性裂变产物的代表，对其堆芯释放过程进行分析。碘的化学性质较活泼，几乎堆芯释放出的所有的碘都与铯发生化合反应生成CsI，且CsI主要以气溶胶形态存在。CsI的压力容器内、外释放份额示于图5。由图5a可知：CsI于事故发生后约3 337.0 s开始大量释放，CsI的堆芯释放主要发生在压力容器内，波动管失效前，约占堆芯累积总量23.8%的CsI从堆芯释放出来；波动管失效后，50%当量直径的波动管破口CsI的释放份额接近于100%破口，计算结束时，占堆芯累积总量约30.5%的CsI从堆芯释放出来。由图5b可知：CsI的压力容器外释放为零，下封头失效后，CsI没有二次释放的现象发生，50%和100%两种波动管当量直径破口情况，占累积总量69.5%的CsI滞留于堆坑熔融物中。

图4 Xe的压力容器内(a)、外(b)释放份额

图5 CsI的压力容器内(a)、外(b)释放份额

4.2 源项的大气分布分析

图6示出波动管破损前放射性物质的大气释放过程。波动管破损后由于安全阀回座，大气释放终止，放射性物质的大气分布份额达到最大值，Xe和CsI的分布份额分别为堆芯累积总量的22.1%和12.8%。由图6a、b可知，Xe和CsI均于事故发生后约3 493.8 s时大气分布份额明显上升，比堆芯开始大量释放的时间晚156.8 s。至波动管破损前，一回路对Xe和CsI的滞留份额分别为堆芯累积总量的1.7%和11.0%，可见，放射性物质释放后，一回路对挥发性气体的滞留作用较明显。

4.3 源项的堆舱分布分析

波动管破损前，放射性物质的释放环境为大气，堆舱内的Xe和CsI为零。波动管破损后，稳压器安全阀回座，大气释放结束，放射性物质的释放环境为堆舱。Xe和CsI的堆舱内分布示于图7。由图7可见：50%当量直径的波动管破口略低于100%破口情况堆舱内的Xe的分布份额，至计算结束，两种破口情况Xe的堆舱内分布份额分别为堆芯累积总量的52.2%和55.7%；50%当量直径的波动管破口与100%破口情况堆舱内的CsI的分布份额较接近，至计算结束，两种破口情况下CsI的堆舱内分布份额均为堆芯累积总量的4.7%。至计算结束，50%和100%两种波动管破口情况下，一回路对Xe的滞留份额分别为堆芯累积总量的21.9%和25.4%；一回路对CsI的滞留份额均为堆芯累积总量的13.0%。

图6 Xe和CsI的大气分布份额

图7 Xe和CsI的堆舱内分布份额

5 结论

本文对船用堆全船断电严重事故进行分析研究，重点分析舱底熔穿前的事故现象及源项行为，结论如下。

1) 船用堆全船断电事故，波动管管壁最高温度达1 213.5 K，不会发生超温失效。但波动管在炙热蒸汽和持续高压的作用下，于事故发生后10 781.4 s发生蠕变失效。

2) 波动管100%当量直径破口较50%破口的压力容器外释放过程提前174.7 s，舱底熔穿时间提前193.1 s。可见，波动管破口尺寸越大，事故发展进程越快。

3) 压力容器内、外释放阶段，50%当量直径的波动管破口Xe的释放份额略接近于100%破口。至计算结束，两种破口情况占堆芯累积总量99.7%的Xe从堆芯释放。

4) CsI的堆芯释放主要发生在压力容器内。波动管失效前，约占堆芯累积总量23.8%的CsI从堆芯释放出来；波动管失效后，50%当量直径的波动管破口CsI的释放份额接近于100%破口。计算结束时，占堆芯累积总量约30.5%的CsI从堆芯释放出来。

5) 波动管失效前与失效后，放射性物质的释放环境分别为大气和堆舱。Xe和CsI最终释放到大气环境中的份额分别为堆芯累积总量的22.1%和12.8%。至计算结束，50%破口情况Xe的堆舱份额略高，50%和100%两种破口情况下，Xe的堆舱内份额分别为堆芯累积总量的52.2%和55.7%；CsI的分布份额较接近，至计算结束，两种破口情况下CsI的堆舱内分布份额均为堆芯累积总量的4.7%

6) 波动管失效前，一回路对Xe和CsI的滞留份额分别为堆芯累积总量的1.7%和11.0%。至计算结束，50%和100%波动管破口两种情况下，一回路对Xe的滞留份额分别为堆芯累积总量的21.9%和25.4%；一回路对CsI的滞留份额均为堆芯累积总量的13.0%。

7) 全船断电事故的波动管失效直接导致对大气环境和船内人员的放射性危害。波动管破损尺寸的减小，导致失效后事故进程减慢，对船内人员的外照射危害略有提高，内照射危害相同。

参考文献：

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