佟立麗，曹學(xué)武

（上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海200240）

嚴(yán)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(yán)重事故源項(xiàng)特性及評(píng)價(jià)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(yán)重事故發(fā)生后，一次側(cè)的冷卻劑通過(guò)二次側(cè)向環(huán)境釋放，在此過(guò)程中會(huì)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(yàn)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(duì)SG二次側(cè)的氣溶膠去除仍缺乏系統(tǒng)的認(rèn)識(shí)，故SGTR始發(fā)嚴(yán)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(rèn)為是NUREG－1150［2］中源項(xiàng)計(jì)算時(shí)最大的不確定性之一。

歐 盟 研 究 項(xiàng) 目 EU－SGTR［3］開(kāi) 展 了 對(duì)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(duì)裂變產(chǎn)物有很大的洗刷作用，即使二次側(cè)沒(méi)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(dòng)形式對(duì)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(kù)，ATRIST 裝置［5］和 PECA 裝置［6］對(duì)立式SG內(nèi)氣溶膠的運(yùn)動(dòng)和沉積情況開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究。

對(duì)于SGTR始發(fā)嚴(yán)重事故，當(dāng)堆芯開(kāi)始熔化時(shí)，SG二次側(cè)已經(jīng)排空，因此SGTR始發(fā)的嚴(yán)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(guò) 對(duì)SGTR事故下主要的邊界條件研究后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)SG二次側(cè)排空時(shí)，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(shí)不需要考慮熱電泳和擴(kuò)散電泳，由大直徑微粒（大于等于10－7m）攜帶的氣溶膠通過(guò)布朗擴(kuò)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(kuò)散電泳和熱電泳三種沉積機(jī)理［8］。因此，需要針對(duì)SG二次側(cè)的復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)開(kāi)發(fā)專(zhuān)門(mén)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(chǎng)為研究對(duì)象，開(kāi)發(fā)了針對(duì)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(duì)SG傳熱管破裂事故源項(xiàng)以及安全殼旁路釋放類(lèi)的影響。

1 分析模型

1.1 SG二次側(cè)氣溶膠沉積機(jī)理

在排空的SG二次側(cè)導(dǎo)致氣溶膠沉積的主要機(jī)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(jī)理，需對(duì)相關(guān)沉積機(jī)理的特征參數(shù)進(jìn)行評(píng)價(jià)。表1所示為以上4種沉積機(jī)理的無(wú)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?cái)?shù)Sctbt和氣體雷諾數(shù)平方根Reg的沉積作為無(wú)量綱數(shù)。通常認(rèn)為，只有當(dāng)某種沉積機(jī)理的無(wú)量綱數(shù)大于10－2時(shí)，該沉積機(jī)理對(duì)SG二次側(cè)氣溶膠的沉積才會(huì)起主要貢獻(xiàn)。因此，紊流沉積和慣性碰撞兩種沉積機(jī)理將對(duì)SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。

表1 氣溶膠沉積機(jī)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(shí)氣溶膠沉積模型的開(kāi)發(fā)

紊流沉積和慣性碰撞兩種沉積機(jī)理將對(duì)SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。實(shí)驗(yàn)認(rèn)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(dāng)Stk較小時(shí)（Stk＜0.1），氣溶膠沉積的主要機(jī)理是紊流沉積，而當(dāng)Stk較大時(shí)（Stk大于等于0.1），氣溶膠沉積的主要機(jī)理是慣性碰撞。關(guān)于紊流沉積和慣性碰撞的實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(jī)理中采用了對(duì)數(shù)線(xiàn)性擬合的方法，慣性碰撞機(jī)理中采用了S型曲線(xiàn)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(jìn)程中是實(shí)時(shí)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(píng)價(jià)SGTR事故源項(xiàng)

2.1 SGTR事故進(jìn)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(kāi)后復(fù)位失效。

表2給出了SGTR事故進(jìn)程。SGTR事故發(fā)生后，一回路冷卻劑快速進(jìn)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(shí)發(fā)生低壓停堆。破口SG的安全閥打開(kāi)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(shí)間的高壓以后，由于破口流量的存在，壓力又有下降趨勢(shì)，往復(fù)前面的過(guò)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(kāi)始熔化，隨后堆芯坍塌，壓力容器在17 741s時(shí)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(wú)法恢復(fù)堆芯的水位。

表2 SGTR事故進(jìn)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(píng)價(jià)SGTR事故源項(xiàng)

將開(kāi)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(duì)SGTR事故進(jìn)行重新評(píng)價(jià)。對(duì)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(duì)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(jìn)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(jì)算結(jié)果的比較，對(duì)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(huì)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(píng)價(jià)安全殼旁路釋放類(lèi)

SG二次側(cè)氣溶膠沉積模型改進(jìn)后，直接影響到的是安全殼旁路釋放類(lèi)，因?yàn)镾GTR事故以及SGTR事故疊加主蒸汽管線(xiàn)破裂事故（MSLB）是引起安全殼旁路的主要因素。表3所示為計(jì)算所得的二次側(cè)沉積模型改進(jìn)后對(duì)安全殼旁路釋放類(lèi)的影響，對(duì)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(duì)環(huán)境釋放份額減少15.1%～68.3%；對(duì)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(duì)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(lèi)對(duì)環(huán)境釋放份額減少26.6%～71.1%。

4 結(jié)論

SGTR始發(fā)的嚴(yán)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(kāi)發(fā)了針對(duì)SG二次側(cè)復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)的氣溶膠沉積模型。通過(guò)對(duì)二次側(cè)氣溶膠沉積機(jī)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(jī)理將對(duì)SG二次側(cè)氣溶膠的沉積起主要作用。將新開(kāi)發(fā)的二次側(cè)氣溶膠沉積模型對(duì)SGTR事故的源項(xiàng)分析表明，采用新的二次側(cè)氣溶膠沉積模型后將會(huì)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(kāi)發(fā)的SG二次側(cè)氣溶膠沉積模型對(duì)安全殼旁路釋放類(lèi)有一定的影響，通過(guò)計(jì)算表明，對(duì)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(duì)環(huán)境釋放份額減少15.1%～68.3%；對(duì)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(duì)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(lèi)中對(duì)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(jìn)后對(duì)安全殼旁路釋放類(lèi)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.