MSLB事故源项及放射性后果分析

蔡 伟，叶 杰，徐良旺

(深圳中广核工程设计有限公司 上海分公司，上海 200241)

评估设计基准事故的放射性后果是核电厂环境影响评价和安全分析的重要内容之一。此前国内大多采用TID-14844[1]中的事故源项及全身和甲状腺剂量准则[2]进行分析，但目前已开始采用管理导则(RG)1.183[3]中定义的替代源项(AST)方法及总有效剂量当量(TEDE)准则[4-5]。相比而言，AST方法较TID-14844方法考虑的源项类型和释放时间等更全面。

与其他设计基准事故相比，主蒸汽管道破裂(MSLB)具有一定的特殊性，其剂量主要来自二回路蒸汽释放所携带的放射性核素，而蒸汽释放受破口尺寸、电厂运行条件等因素影响，有必要对其进行详细研究。为此，本工作拟建立系统响应及事故源项分析模型，基于AST方法及TEDE准则对AP1000核电厂MSLB事故放射性后果进行评估，为核电厂的安全分析提供支持。

1 分析模型及假设

1.1 系统响应分析

根据AP1000反应堆特点[6]，在LOFT4AP程序中建立系统响应分析模型，其主要节点示于图1(图中将每个环路2条冷管段合并为1条)。安全壳外的主蒸汽管道发生破裂后，大量蒸汽携带放射性物质从破口快速喷放，并释放到环境中。在非安全级启动给水不可用的情况下，依靠非能动余热排出(PRHR)系统长期导出堆芯衰变热，并将反应堆冷却至安全停堆状态。此外堆芯补水箱(CMT)起补水和硼化作用，使堆芯保持淹没并控制反应性。

图1 系统响应分析节点

根据设计经验，影响MSLB事故蒸汽释放的主要因素有：电厂初始条件(包括功率水平、反应堆冷却剂温度、蒸汽发生器(SG)水装量等)、破口尺寸和位置、喷放状态、给水系统、反应堆冷却剂系统(RCS)储热等。为得到保守的蒸汽释放量及释放速率，分析时对系统参数作了假设(表1)。

表1 系统响应分析假设

1.2 事故源项分析

根据AST方法，MSLB事故释放的放射性核素包括碘、碱金属和惰性气体，其中碘为97%的元素态和3%的有机态，碱金属全部为微粒态，惰性气体全部为有机态。计算一回路碘源项时需考虑2种情况：事故前碘尖峰和事故并发碘尖峰。前者假设碘尖峰先于事故发生，在事故发生时碘活度达到平衡运行限值的60倍；后者假设碘活度处于平衡运行限值，在事故发生时引发碘尖峰，碘释放率增加到平衡碘浓度对应释放率的500倍[7]。假设事故并发碘尖峰持续3.6 h。一回路惰性气体和碱金属的活度浓度为设计基准的燃料破损水平(0.25%)对应的值。由于惰性气体进入气相，最后通过冷凝器空气去除系统排放，故不考虑二回路惰性气体的活度。计算时，一、二回路初始活度=初始活度浓度×水装量，并假设二回路初始活度浓度为一回路的10%。

MSLB事故有3种释放途径：1) SG二次侧冷却剂以蒸汽形式从破口直接释放；2) 一回路冷却剂泄漏到破损SG二次侧，不考虑汽水分配或沉积而直接释放；3) 一回路冷却剂泄漏到完好SG二次侧并与之混合，经水层过滤后释放。相应地，需分别计算6种释放类型：1) 事故前碘尖峰，从RCS释放；2) 事故并发碘尖峰，从RCS释放；3) 惰性气体，从RCS释放；4) 碱金属，从RCS释放；5) 碘，从二回路释放；6) 碱金属，从二回路释放。最终的TEDE按下式计算：

(1)

式中：Di为释放类型i导致的放射性剂量；下标A和B分别表示事故前碘尖峰和事故并发碘尖峰。

计算放射性释放时采用如图2所示的输运模型[3]。假设一回路冷却剂中的放射性核素全部泄漏到破损SG二次侧，由于启动给水系统不可用，因此破损SG烧干，则放射性核素不经过滤缓解而直接闪蒸释放，且分配系数为1。假设二回路冷却剂中的放射性核素经汽水分配后释放，RG 1.183推荐碘分配系数为0.01，碱金属分配系数(基于湿蒸汽夹带限制)为0.001。本工作所取的分配系数更保守(表2)。

图2 输运模型

一回路向二回路的泄漏率取技术规格书规定的限值，假设泄漏持续到事故后30 d，直到RCS被冷却到100 ℃以下。假设破损SG中的放射性物质随水烧干而全部释放。完好SG不会烧干，但保守假设其放射性在事故后1 h内全部释放。

表2 分配系数

2 计算过程与结果

2.1 系统响应分析结果

进行系统响应分析的目的是确定二回路蒸汽释放速率、MSIV关闭时间(t1)、传热管裸露时间(t2)、破损SG烧干时间(t3)和PRHR系统启动时间(t4)等关键时间点，进而计算二回路放射性释放(释放类型5和6)及剂量。首先对不同功率水平及SG水装量工况进行初步分析，结果列于表3。由表3可见，较低功率工况(0～70%FP)下的系统响应较相似，但满功率工况(102%FP)却有较大区别。为使分析结果更准确、更包络，考虑增加3种工况：75%FP、80%FP和90%FP，计算结果列于表3。

表3 响应时间计算结果

分析表3可知，在相同功率下，SG水装量越大，t1～t4越大。此外，无论SG水装量取最大值或最小值，系统响应均随功率变化呈现相似的变化规律，即：1) 在较高功率(>75%FP)时，由于主蒸汽管低压力信号产生时间较晚，使得MSIV关闭较晚，而在较低功率(<75%FP)时则关闭迅速；2) 在较高功率时，t1～t4均随功率的减小而减小，而在较低功率时，t1随功率的减小而略有减小，t2～t4则随功率的减小而增大；3) 工况D1和D2(75%FP)为过渡工况，其系统响应分别与较低功率和较高功率的工况相似。

SG平均蒸汽释放速率按下式计算：

W=(M0-M1)/t

(2)

式中：W为平均释放速率；M0为初始水装量；M1为最终水装量；t为释放时间。

由于MSIV关闭后，完好SG即被隔离，仅有破损SG继续喷放，因此完好SG的释放时间即为t1，破损SG的释放时间即为t3。各工况下SG蒸汽释放速率计算结果列于表4。

表4 SG蒸汽释放计算结果

表4数据呈现如下规律：1) 在较高功率时，完好与破损SG的释放总量与平均释放速率均随功率减小而增大；2) 在较低功率时，完好SG的释放总量很小，剩余水装量很多，平均释放速率随功率减小而增大，破损SG的释放总量随功率减小而增大，但释放速率则随之减小；3) 工况D1和D2是过渡工况，其蒸汽释放分别与较低功率和较高功率的工况相似。

由于事故后的放射性剂量取决于放射性释放总量及释放速率，因此在较高功率时，工况A、B可被工况C包络，无需单独计算，而对较低功率和过渡工况则需分别计算。

对系统响应的分析共计算了5 000 s，期间由于PRHR系统启动冷却了一回路，使得完好SG传热管并未裸露，SG安全阀也并未开启，可见假设完好SG中的放射性物质在事故后1 h内全部释放是非常保守的。

2.2 剂量分析结果

对于破损SG，按下式分阶段计算放射性核素释放速率：

(3)

式中：SⅠ、SⅡ分别为第1、第2阶段源项释放速率；P为分配系数；c为核素的初始活度浓度；t为时间。其他参数的取值参考表3、4。对于完好SG也按式(3)计算，仅将其中的t3换成1 h，t2换成t1。

将放射性核素释放速率输入TITAN5程序进行剂量分析。剂量计算模型及相关参数参考文献[7]。计算得到的剂量包括3部分：极限的2 h间隔内厂址隔离区边界(SB)、30 d内低人口密度区外边界(LPZ)和主控室(CR)。对于SB剂量，考虑事故前碘尖峰和事故并发碘尖峰，极限的2 h间隔分别为0～2 h和3.6～5.6 h。计算结果列于表5，表5中仅给出各释放类型极限工况的结果。对于SB和LPZ，极限工况是G2(0%FP)，对于CR，极限工况是D2(75%FP)。

表5 剂量计算结果

最终的TEDE值列于表6。从表5、6可知：1) 剂量结果满足RG 1.183限值要求；2) SB剂量有较大的安全裕量，而LPZ和CR剂量的安全裕量较小，是事故的主要风险；3) LPZ剂量主要来自于一回路事故并发碘尖峰释放，而CR剂量主要来自于二回路碘释放；4) 惰性气体释放导致的剂量极小，可忽略。

国标GB 6249—2011[8]中规定的限值为“非居住区边界(EAB)上在事故后2 h内以及规划限制区外边界(PRAB)上在事故期间的有效剂量均小于100 mSv”。由于SB与EAB、LPZ与PRAB均基本可视为等同，因此剂量计算结果满足国标GB 6249—2011限值要求，且有较大裕量。

不同水装量下，二回路放射性释放导致的LPZ和CR剂量随功率水平的变化分别示于图3和4。从图3、4可见，LPZ剂量随功率增大而减小，CR剂量随功率增大呈先增大后减小的趋势，在功率约75%FP处达到峰值。在相同功率水平下，SG水装量增加将导致LPZ剂量增大，CR剂量减小(除过渡工况D外)。

图3 LPZ剂量随功率水平的变化

图4 CR剂量随功率水平的变化

3 参数敏感性分析

定性分析可知，除功率水平与SG水装量外，分配系数也会影响二回路放射性释放导致的剂量，因此需对此作敏感性分析。

针对导致极限CR剂量的工况D2，修改破损SG分配系数如下：对于第5种释放类型，在传热管裸露前，碘分配系数由1改为0.1和0.5；对于第6种释放类型，在传热管裸露前，碱金属分配系数由0.01改为0.05和0.1。其他参数及假设不变。

敏感性分析结果列于表7。由表7可见，分配系数对CR剂量有很大影响，而对SB和LPZ剂量无影响。CR剂量随分配系数增大而迅速增大，且基本呈线性关系，这是因为CR剂量主要来自于放射性吸入，分配系数越大，早期经通风进入主控室的放射性越多，导致吸入剂量越大。

表7 敏感性分析结果

本工作中，假设破损SG在整个释放阶段碘分配系数为1，即RG 1.183推荐值的100倍，这使得计算的CR剂量偏高，但仍低于RG 1.183的限值，证明该假设非常保守。

4 结论

1) MSLB事故极限工况下，SB、LPZ和CR的TEDE值均满足RG 1.183和GB 6249—2011限值要求。

2) LPZ和CR剂量的安全裕量较小，是事故的主要风险所在，前者主要来自于一回路事故并发碘尖峰释放，后者主要来自于二回路碘释放。

3) 二回路放射性释放导致的LPZ剂量随功率增大而减小，CR剂量随功率增大呈先增大后减小的趋势。此外，CR剂量随分配系数增加而迅速增大，但SB和LPZ剂量几乎不变。

参考文献：

[1] DINUNNO J J, ANDERSON F D, BAKER R E, et al. Calculation of distance factors for power and test reactors sites, TID-14844[R]. Washington: U. S. Atomic Energy Commission, 1962.

[2] 中广核工程有限公司. 压水堆核电厂核岛设计[M]. 北京:原子能出版社,2010.

[3] NRC. Alternative radiological source terms for evaluating design basis accidents at nuclear power reactors, RG 1.183[S]. Washington: U. S. Nuclear Regulatory Commission, 2000.

[4] 郑啸宇,黄高峰,曹学武. 利用可选择源项分析SGTR事故放射性后果的研究[J]. 核动力工程,2010,31(5):108-112.

ZHENG Xiaoyu, HUANG Gaofeng, CAO Xue-wu. Study on radiological consequence induced by SGTR accident with alternative source term[J]. Nuclear Power Engineering, 2010, 31(5): 108-112(in Chinese).

[5] 黄高峰,佟立丽,邓坚,等. 利用可选择源项分析大破口失水事故的放射性后果[J]. 原子能科学技术,2009,43(8):738-742.

HUANG Gaofeng, TONG Lili, DENG Jian, et al. Radiological consequences in large break loss of coolant accident with alternative source term[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2009, 43(8): 738-742(in Chinese).

[6] 林诚格. 非能动安全先进压水堆核电技术[M]. 北京:原子能出版社,2010.

[7] Westinghouse Electric Company. AP1000 design control document, Rev. 17[R]. USA: Westinghouse Electric Company, 2008.

[8] 环境保护部. GB 6249—2011 核动力厂环境辐射防护规定[S]. 北京:中国环境科学出版社,2011.