佟立麗，曹學(xué)武

（上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海200240）

嚴重事故下裂變產(chǎn)物的釋放和遷移行為是非常復(fù)雜的，嚴重事故源項特性及評價一直受到研究者的關(guān)注。蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂（SGTR）始發(fā)嚴重事故發(fā)生后，一次側(cè)的冷卻劑通過二次側(cè)向環(huán)境釋放，在此過程中會向環(huán)境釋放大量的裂變產(chǎn)物［1］。由于缺少相關(guān)經(jīng)驗數(shù)據(jù)且蒸汽發(fā)生器（SG）二次側(cè)具有復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)，對SG二次側(cè)的氣溶膠去除仍缺乏系統(tǒng)的認識，故SGTR始發(fā)嚴重事故下裂變產(chǎn)物氣溶膠在失效SG二次側(cè)的滯留被認為是NUREG－1150［2］中源項計算時最大的不確定性之一。

歐 盟 研 究 項 目 EU－SGTR［3］開 展 了 對SGTR事故下裂變產(chǎn)物氣溶膠在SG二次側(cè)滯留的研究，表明SG二次側(cè)的水將對裂變產(chǎn)物有很大的洗刷作用，即使二次側(cè)沒有水，氣流與二次側(cè)內(nèi)部結(jié)構(gòu)（例如SG傳熱管、支撐板和汽水分離器等）的相互作用也將導(dǎo)致裂變產(chǎn)物氣溶膠的沉積。氣體沿著傳熱管束的流動形式對裂變產(chǎn)物氣溶膠在傳熱管表面的沉積起到了很大的作用［4］。為了形成氣溶膠在SG內(nèi)沉積的數(shù)據(jù)庫，ATRIST 裝置［5］和 PECA 裝置［6］對立式SG內(nèi)氣溶膠的運動和沉積情況開展了實驗研究。

對于SGTR始發(fā)嚴重事故，當堆芯開始熔化時，SG二次側(cè)已經(jīng)排空，因此SGTR始發(fā)的嚴重事故下需要考慮SG排空情況下氣溶膠的沉 積 行 為。Bakker 和 Guntay［3，7］通 過 對SGTR事故下主要的邊界條件研究后發(fā)現(xiàn)，當SG二次側(cè)排空時，未在SG二次側(cè)發(fā)現(xiàn)熱梯度和蒸汽冷凝現(xiàn)象，因此，在模擬SGTR事故時不需要考慮熱電泳和擴散電泳，由大直徑微粒（大于等于10－7m）攜帶的氣溶膠通過布朗擴散導(dǎo)致沉積的情況也可以忽略。而在現(xiàn)有分析程序中的二次側(cè)沉積模型，假設(shè)與一次側(cè)的主系統(tǒng)管道內(nèi)氣溶膠的行為是相同的，即采用了重力沉降、擴散電泳和熱電泳三種沉積機理［8］。因此，需要針對SG二次側(cè)的復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)開發(fā)專門的氣溶膠沉積模型并植入大型安全分析程序中。

本文將以600MW壓水堆核電廠為研究對象，開發(fā)了針對SG二次側(cè)復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)的氣溶膠沉積模型并植入分析程序中，分析了新模型對SG傳熱管破裂事故源項以及安全殼旁路釋放類的影響。

1 分析模型

1.1 SG二次側(cè)氣溶膠沉積機理

在排空的SG二次側(cè)導(dǎo)致氣溶膠沉積的主要機理包括慣性碰撞、紊流沉積、重力沉降和中途攔截。為了確定主要的沉積機理，需對相關(guān)沉積機理的特征參數(shù)進行評價。表1所示為以上4種沉積機理的無量綱特征參數(shù)［7］。關(guān)于紊流沉積，Douglas and Ilias［9］采用紊流施密特數(shù)Sctbt和氣體雷諾數(shù)平方根Reg的沉積作為無量綱數(shù)。通常認為，只有當某種沉積機理的無量綱數(shù)大于10－2時，該沉積機理對SG二次側(cè)氣溶膠的沉積才會起主要貢獻。因此，紊流沉積和慣性碰撞兩種沉積機理將對SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。

表1 氣溶膠沉積機理的特征參數(shù)Table 1 Characterization parameters of aerosol deposition mechanism

1.2 SG二次側(cè)排空時氣溶膠沉積模型的開發(fā)

紊流沉積和慣性碰撞兩種沉積機理將對SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。實驗認為，影響紊流沉積和慣性碰撞的最主要的參數(shù)是斯托克斯數(shù)Stk。而且，當Stk較小時（Stk＜0.1），氣溶膠沉積的主要機理是紊流沉積，而當Stk較大時（Stk大于等于0.1），氣溶膠沉積的主要機理是慣性碰撞。關(guān)于紊流沉積和慣性碰撞的實驗數(shù)據(jù)如圖1和圖2所示。

圖2 慣性碰撞導(dǎo)致氣溶膠的去除率與實驗數(shù)據(jù)Fig.2 The removal ratio and experimental data for aerosol resulted from inertial collision

本文采用擬合實驗數(shù)據(jù)［5－7］的方法建立紊流沉積和慣性碰撞的模型。其中，紊流沉積機理中采用了對數(shù)線性擬合的方法，慣性碰撞機理中采用了S型曲線擬合方法。擬合關(guān)系式如式1和2所示。斯托克斯數(shù)Stk是氣溶膠微粒密度、氣溶膠直徑、氣體速度、氣體黏度和碰撞直徑的函數(shù)，在事故進程中是實時變化的，如式3所示。式中，Cc：微粒修正因子；ρP：氣溶膠微粒的密度，kg／m3；dp：氣溶膠微粒的直徑，m；υg：氣體的黏度，m／s；μg：氣體的黏度，Pa·s；dT：碰撞直徑，m。

2 新模型評價SGTR事故源項

2.1 SGTR事故進程

選取2根SG傳熱管冷卻劑入口處發(fā)生雙端斷裂的SGTR事故，并假設(shè)高低壓安注、安全殼噴淋和輔助給水均失效，破口SG隔離失效，破口SG的安全閥打開后復(fù)位失效。

表2給出了SGTR事故進程。SGTR事故發(fā)生后，一回路冷卻劑快速進入破口SG，主系統(tǒng)壓力快速下降，如圖3所示，導(dǎo)致反應(yīng)堆在150s時發(fā)生低壓停堆。破口SG的安全閥打開后由于不能回座，因此大量冷卻劑直接向環(huán)境釋放，導(dǎo)致破口SG二次側(cè)的水位快速下降，如圖4所示，到1 900s左右破口SG排空。由于堆芯衰變熱的作用，主系統(tǒng)壓力下降后又逐漸上升，維持一段時間的高壓以后，由于破口流量的存在，壓力又有下降趨勢，往復(fù)前面的過程以后，未破口環(huán)路的冷卻劑也基本排空。最終，主系統(tǒng)壓力下降至破口SG二次側(cè)的壓力，堆芯水位也在約17 500s左右下降至0m。堆芯在9 890s開始熔化，隨后堆芯坍塌，壓力容器在17 741s時發(fā)生蠕變失效。安注箱的大量注射發(fā)生在壓力容器失效以后，因此無法恢復(fù)堆芯的水位。

表2 SGTR事故進程Table 2 SGTR accident progress

圖3 主系統(tǒng)和SG壓力Fig.3 The main system and SG pressure

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

2.2 新模型評價SGTR事故源項

將開發(fā)的氣溶膠紊流沉積模型和慣性碰撞模型植入一體化安全分析模型中，對SGTR事故進行重新評價。對于揮發(fā)性裂變產(chǎn)物組和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物組，組內(nèi)核素具有相似的物理和化學(xué)性質(zhì)，因此分別選取CsI組和SrO組為代表對揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物向環(huán)境的釋放進行分析。

圖5和圖6所示為一體化安全分析模型中植入新的二次側(cè)氣溶膠沉積模型后與原有模型計算結(jié)果的比較，對于揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物，采用新的二次側(cè)氣溶膠沉積模型后將會有更多的氣溶膠沉積在SG二次側(cè)，這樣就導(dǎo)致更少的氣溶膠向環(huán)境釋放，其中CsI組釋放份額減少16.2%，SrO減少54%。因此，原有模型是偏保守的，而新的二次側(cè)氣溶膠沉積模型更加符合安全分析最佳估算的原理。

圖5 SG二次側(cè)沉積和釋入環(huán)境的CsI質(zhì)量比較Fig.5 Comparison of the quality of CsI deposited at the secondary side of SG and released into the environment

圖6 SG二次側(cè)沉積和釋入環(huán)境的SrO質(zhì)量比較Fig.6 Comparison of the quality of SrO deposited at the secondary side of SG and released into the environment

3 新模型評價安全殼旁路釋放類

SG二次側(cè)氣溶膠沉積模型改進后，直接影響到的是安全殼旁路釋放類，因為SGTR事故以及SGTR事故疊加主蒸汽管線破裂事故（MSLB）是引起安全殼旁路的主要因素。表3所示為計算所得的二次側(cè)沉積模型改進后對安全殼旁路釋放類的影響，對于SGTR事故，揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物對環(huán)境釋放份額減少15.1%～68.3%；對于SGTR疊加MSLB事故，揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物對環(huán)境釋放份額減少28.7%～86.0%。最終，加權(quán)的安全殼旁路釋放類對環(huán)境釋放份額減少26.6%～71.1%。

4 結(jié)論

SGTR始發(fā)的嚴重事故下需要考慮SG排空情況下氣溶膠的沉積行為，本文開發(fā)了針對SG二次側(cè)復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)的氣溶膠沉積模型。通過對二次側(cè)氣溶膠沉積機理的特征參數(shù)分析，確定紊流沉積和慣性碰撞兩種沉積機理將對SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。將新開發(fā)的二次側(cè)氣溶膠沉積模型對SGTR事故的源項分析表明，采用新的二次側(cè)氣溶膠沉積模型后將會有更多的氣溶膠沉積在SG二次側(cè)，從而導(dǎo)致更少的氣溶膠向環(huán)境釋放。

新開發(fā)的SG二次側(cè)氣溶膠沉積模型對安全殼旁路釋放類有一定的影響，通過計算表明，對于SGTR事故，揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物對環(huán)境釋放份額減少15.1%～68.3%；對于SGTR＋MSLB事故，揮發(fā)性裂變產(chǎn)物和非揮發(fā)性裂變產(chǎn)物對環(huán)境釋放份額減少28.7%～86.0%。最終，加權(quán)的安全殼旁路釋放類中對環(huán)境釋放份額減少26.6%～71.1%。

表3 二次側(cè)氣溶膠沉積模型改進后對安全殼旁路釋放類的影響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，F(xiàn)ebruary 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－h(huán)ydraulic 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.