葉 杰，蔡 偉，陳文虎

(深圳中廣核工程設(shè)計(jì)有限公司 上海分公司，上海 200241)

?

AP1000多根蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂分析

葉 杰，蔡 偉，陳文虎

(深圳中廣核工程設(shè)計(jì)有限公司 上海分公司，上海 200241)

利用RELAP5/MOD3程序?qū)P1000多根蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂事故進(jìn)行了分析?；谧罴压浪惴椒?，分析了1～5根蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂的工況。分析結(jié)果表明：在大氣釋放閥可用的情況下，主蒸汽安全閥(MSSV)始終保持關(guān)閉狀態(tài)，從而不會(huì)旁通安全殼。每個(gè)工況的堆芯補(bǔ)水箱水位均未出現(xiàn)下降，不會(huì)產(chǎn)生自動(dòng)卸壓信號(hào)。即使假設(shè)MSSV卡開，堆芯也從未出現(xiàn)裸露，仍保持可冷卻狀態(tài)。

AP1000；RELAP5/MOD3；多根蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂；蒸汽發(fā)生器

1982年，美國(guó)Ginna核電廠發(fā)生了蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂(SGTR)事故，事故后業(yè)主對(duì)蒸汽發(fā)生器(SG)傳熱管進(jìn)行了檢查，發(fā)現(xiàn)盡管只有1根傳熱管破裂，但有超過(guò)20根的傳熱管受到了嚴(yán)重破壞[1]。此事件引起了美國(guó)核管會(huì)(NRC)的關(guān)注，NRC認(rèn)為外物引起的破壞或管道疲勞失效可能會(huì)觸發(fā)多根蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂(MSGTR)[2]。另外，主蒸汽管道破裂或主蒸汽管道上的安全閥(MSSV)卡開也有可能會(huì)導(dǎo)致MSGTR。

對(duì)于AP1000，MSGTR可能會(huì)導(dǎo)致以下兩種后果：一是觸發(fā)自動(dòng)卸壓系統(tǒng)(ADS)動(dòng)作，這可能會(huì)導(dǎo)致二次側(cè)的無(wú)硼水倒流進(jìn)反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)(RCS)，引起反應(yīng)性升高；二是可能會(huì)觸發(fā)MSSV打開，從而使放射性物質(zhì)旁路安全殼后直接排向環(huán)境。如果MSGTR疊加MSSV卡開，則會(huì)造成反應(yīng)堆冷卻劑裝量減少，可能導(dǎo)致燃料棒破損，造成大量裂變產(chǎn)物釋放。

為論證上述事故后果的可能性，本文采用RELAP5/MOD3程序[3]對(duì)1～5根SG傳熱管的瞬態(tài)過(guò)程進(jìn)行分析計(jì)算，另外還分析5根SG傳熱管破裂疊加MSSV卡開情況的后果。

1 分析模型

RELAP5/MOD3程序的分析模型如圖1所示。該模型包含RCS、二回路的給水(包括啟動(dòng)給水)和蒸汽系統(tǒng)、化學(xué)和容積控制系統(tǒng)(CVS)及非能動(dòng)堆芯冷卻系統(tǒng)。非能動(dòng)堆芯冷卻系統(tǒng)包含堆芯補(bǔ)水箱(CMT)、安注箱、非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)(PRHRS)和安全殼內(nèi)置換料水箱(IRWST)。對(duì)重要的閥門進(jìn)行了模擬，如ADS第1～4級(jí)(ADS-1～4)閥門、大氣釋放閥(PORV)、MSSV、主蒸汽隔離閥(MSIV)。MSSV只模擬了第1級(jí)閥門，因?yàn)楸疚乃治龉r的SG二次側(cè)壓力均未達(dá)第2級(jí)閥門的整定值。

當(dāng)穩(wěn)壓器的壓力或水位降至一定程度，CMT中的硼酸溶液可通過(guò)控制容積號(hào)為720和740的直接注射(DVI)管線進(jìn)入壓力容器。如果RCS的水裝量減少造成CMT水位下降，可能會(huì)觸發(fā)ADS-1～3打開，RCS中的流體可通過(guò)穩(wěn)壓器排放至IRWST內(nèi)。ADS-4分別與PRHRS入口管線(控制容積770)和另一環(huán)路的熱管段(控制容積305)相連，它們的打開可使RCS完全卸壓，隨后IRWST中的水可依靠重力通過(guò)DVI管線注射到壓力容器，為堆芯提供長(zhǎng)期冷卻。

SG傳熱管的破口模擬在非穩(wěn)壓器環(huán)路的SG上，通過(guò)閥門連接SG的一次側(cè)(控制容積330)和二次側(cè)(控制容積530)。調(diào)節(jié)閥門的開口面積以模擬不同數(shù)量傳熱管的破裂情況。

2 最佳估算分析

2.1 主要假設(shè)

1) 初始工況

MSGTR已超出設(shè)計(jì)基準(zhǔn)的范疇，可采用最佳估算的方法對(duì)其進(jìn)行分析。除初始堆芯功率考慮2%的不確定性外，其他初始條件(如穩(wěn)壓器壓力、穩(wěn)壓器水體積、反應(yīng)堆冷卻劑平均溫度等)均取其名義值。

2) 控制和保護(hù)系統(tǒng)

(1) 假設(shè)廠外電始終可用；(2) 穩(wěn)壓器電加熱器功率取最大值，根據(jù)穩(wěn)壓器低-2水位關(guān)閉；(3) CVS和啟動(dòng)給水可用，兩者啟動(dòng)后均以最大流量運(yùn)行，根據(jù)SG窄量程高-2水位信號(hào)隔離；(4) PORV和MSSV可用，且不會(huì)卡開；(5) 停堆信號(hào)可由穩(wěn)壓器低壓力信號(hào)或引起CMT動(dòng)作的信號(hào)觸發(fā)；(6) 穩(wěn)壓器低-2水位或“S”信號(hào)，可觸發(fā)CMT和PRHRS運(yùn)行，其中“S”信號(hào)包括了穩(wěn)壓器低-2壓力、RCS冷管段低溫度和蒸汽管線低壓力[4]；(7) MSIV根據(jù)RCS冷管段低溫度和蒸汽管線低壓力關(guān)閉。

圖1 分析模型Fig.1 Analysis model

2.2 分析結(jié)果討論

表1列出1～5根SG傳熱管破裂在PORV可用情況下的事件序列。表1中工況X表示該工況的始發(fā)事件是X根SG傳熱管破裂。工況1破口流量較小，一回路壓力下降較慢，由穩(wěn)壓器低-2水位信號(hào)觸發(fā)CMT動(dòng)作并導(dǎo)致停堆。其他工況均由穩(wěn)壓器低壓力信號(hào)觸發(fā)停堆?！癝”信號(hào)最早均由穩(wěn)壓器低-2壓力觸發(fā)?！癝”信號(hào)或穩(wěn)壓器低-2水位觸發(fā)CMT和PRHRS動(dòng)作。傳熱管破裂導(dǎo)致一回路降溫，MSIV根據(jù)RCS冷管段低溫度關(guān)閉。SG窄量程高-2水位觸發(fā)啟動(dòng)給水和CVS隔離，防止SG滿溢。

表1 事件序列Table 1 Event sequence

注：1) 工況1的停堆信號(hào)由穩(wěn)壓器低-2水位信號(hào)觸發(fā)，其他工況由穩(wěn)壓器低壓力信號(hào)觸發(fā)

根據(jù)分析，發(fā)現(xiàn)多根傳熱管破裂的瞬態(tài)過(guò)程與單根傳熱管的瞬態(tài)過(guò)程基本相似，限于篇幅本文僅給出5根傳熱管破裂工況的瞬態(tài)變化(圖2～5)。5根SG傳熱管破裂導(dǎo)致穩(wěn)壓器的水位和壓力迅速下降(圖3、4)，同時(shí)增加SG的水裝量。在停堆之前，SG產(chǎn)生的蒸汽完全被汽輪機(jī)所吸收，抑制了SG二次側(cè)壓力的升高(圖4)，SG一、二次側(cè)的高壓差維持著較高的破口流量(圖2)。停堆后，汽輪機(jī)關(guān)閉，SG二次側(cè)壓力迅速升高，并在MSIV關(guān)閉后壓力升高導(dǎo)致PORV打開，最終SG二次側(cè)與RCS的壓力平衡在PORV開啟整定值處，破口流量終止。由于停堆導(dǎo)致主給水喪失，以及SG二次側(cè)壓力升高促使兩相混合水的坍塌，使得SG水位在停堆后急劇下降。而后SG水位在啟動(dòng)給水的作用下又逐漸升高，并在其隔離后保持穩(wěn)定，最終距離SG滿溢仍有較大的裕量(圖2)。PRHRS啟動(dòng)后，堆芯衰變熱由PRHRS熱交換器導(dǎo)出至IRWST，RCS逐漸冷卻(圖5)。

圖2 破口流量Fig.2 Break flow rate

圖3 穩(wěn)壓器和破損SG水位Fig.3 Water levels of pressurizer and broken SG

圖4 穩(wěn)壓器和破損SG壓力Fig.4 Pressures of pressurizer and broken SG

圖5 RCS平均溫度Fig.5 Average temperature of RCS

由于在整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程中CMT水位并未下降，ADS未受到觸發(fā)，因此，破口處不會(huì)出現(xiàn)大范圍地倒流。另外由于CMT的及時(shí)注射，可將較濃的硼酸溶液注入到堆芯，可有效防止過(guò)多反應(yīng)性引入堆芯的可能。由于PORV可用，SG二次側(cè)壓力最高僅達(dá)到PORV整定值附近，并未觸發(fā)MSSV打開，放射性物質(zhì)不會(huì)旁通安全殼后直接排向環(huán)境。

RELAP/MOD3計(jì)算得到的單根傳熱管破裂(工況1)的初始破口臨界流量為25 kg/s，而AP1000 SGTR設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故分析用LOFTRAN程序[4]計(jì)算得到的初始破口臨界流量為20 kg/s，由此可見(jiàn)，本文計(jì)算的破口臨界流量是偏保守的。由于各工況初始電廠條件相同，因此初始破口臨界流量也應(yīng)相同。計(jì)算結(jié)果顯示初始破口臨界流量與破口面積成正比，圖2反映的工況5破口臨界流量是工況1的5倍。綜上所述，本文用RELAP/MOD3計(jì)算的破口臨界流量是合理的。

3 MSSV卡開分析

對(duì)MSGTR始發(fā)事件疊加MSSV卡開的瞬態(tài)過(guò)程進(jìn)行分析計(jì)算。定義所分析的工況為工況5A。假設(shè)PORV不可用，且MSSV在打開后失效而無(wú)法關(guān)閉。為使RCS的水裝量最小，假設(shè)CVS和啟動(dòng)給水不可用。其他假設(shè)條件同工況5。MSGTR疊加MSSV卡開是低概率事件，超出了設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故的范疇。對(duì)該工況進(jìn)行分析的目的是為了論證在更嚴(yán)重事故工況下，特別是在安全殼旁路后，是否會(huì)造成堆芯熔化并導(dǎo)致大量放射性物質(zhì)釋放。

表2列出工況5A的事件序列。圖6～9示出了不同參數(shù)在工況5A中的瞬態(tài)變化。

表2 工況5A的事件序列Table 2 Event sequence for case 5A

圖6 工況5A下的破口流量和MSSV排放流量Fig.6 Break flow rate and MSSV discharge flow rate at case 5A

由于CVS停用，因此與工況5相比，工況5A的壓力下降更快，達(dá)到低壓力停堆信號(hào)和低壓力“S”信號(hào)的時(shí)間均更早。在2 199 s，破損SG的第1級(jí)MSSV打開，并處于卡開狀態(tài)?？ㄩ_的安全閥造成SG迅速降壓，并使破口流量增大，RCS的壓力跟隨破損SG的壓力變化(圖7)。當(dāng)RCS壓力降至4.93 MPa時(shí)，安注箱開始注射，并暫時(shí)中斷CMT的注射(圖8)。在3 692 s，CMT水位降至低-1水位，觸發(fā)ADS-1～3相繼打開，促使RCS進(jìn)一步降壓。當(dāng)ADS-4打開后，RCS完全降壓，IRWST開始注射。從圖8的DVI流量可看出，在工況5A的整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程中，CMT、安注箱和IRWST三者的結(jié)合基本可實(shí)現(xiàn)對(duì)RCS的連續(xù)補(bǔ)水。只是在安注箱排空至IRWST投入之間，出現(xiàn)了短暫的流量空檔，這造成壓力容器內(nèi)的水位出現(xiàn)了較為明顯地下降(圖9)。但最終堆芯和上腔室的水位可穩(wěn)定在堆芯活性區(qū)頂部之上，因此堆芯不會(huì)出現(xiàn)顯著的加熱過(guò)程，燃料棒溫度會(huì)保持在冷卻劑飽和溫度附近。

圖7 工況5A下的穩(wěn)壓器和破損SG壓力Fig.7 Pressures of pressurizer and broken SG at case 5A

圖8 工況5A下的DVI流量Fig.8 DVI flow rate at case 5A

圖9 工況5A下的堆芯/上腔室混合水位Fig.9 Mixture level of core/upper plenum at case 5A

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)1～5根SG傳熱管破裂情況進(jìn)行分析研究，可得出以下結(jié)論。

1) 在PORV可用的情況下，MSSV不會(huì)打開，因此不會(huì)出現(xiàn)旁通安全殼的情況，可避免放射性物質(zhì)直接排向環(huán)境。

2) SG的防滿溢保護(hù)可有效避免SG在MSGTR事件中發(fā)生滿溢，從而防止了二次側(cè)閥門出現(xiàn)過(guò)水的情況。

3) SG一、二次側(cè)最終平衡在閥門開啟整定值處，CMT水位未下降，不會(huì)觸發(fā)ADS打開，可避免二次側(cè)的無(wú)硼水大范圍地倒流進(jìn)RCS。

4) 即使MSGTR疊加MSSV卡開，堆芯也不會(huì)出現(xiàn)裸露，燃料棒的完整性可得到保證。因此，在MSSV卡開的情況下也不會(huì)有大量裂變產(chǎn)物通過(guò)卡開的閥門釋放到環(huán)境。

[1] Nuclear Regulatory Commission. NRC integrated program for the resolution of unresolved safety issues A-3, A-4, and A-5 regarding steam generator tube integrity, NUREG-0844[R]. US: Nuclear Regulatory Commission, 1988.

[2] Nuclear Regulatory Commission. Policy, technical, and licensing issues pertaining to evolutionary and advanced light-water reactor (ALWR) design, SECY-93-087[R]. US: Nuclear Regulatory Commission, 1993.

[3] ALLISON C M. RELAP5/MOD3 code manual, NUREG/CR-5535[R]. US: Idaho National Engineering Laboratory, 1992.

[4] Westinghouse Electric Company LLC. AP1000 design control document, Revision 19[R]. US: Westinghouse Electric Company LLC, 2011.

Analysis of Multiple Steam Generator Tube Rupture for AP1000

YE Jie, CAI Wei, CHEN Wen-hu

(ShanghaiBranch,ChinaNuclearPowerDesignCo.,Ltd.(Shenzhen),Shanghai200241,China)

The multiple steam generator tube rupture accident in AP1000 was analyzed using RELAP5/MOD3 code. Based on best-estimated method, 1-5 steam generator tube rupture cases were analyzed. The results show that the main steam safety valve (MSSV) remains closed with power-operated relief valves available and the containment bypass will not occur. In each case, there is no core makeup tank level reduction and no automatic depressurization signal generated. Even if MSSV is postulated to stick open, the core is never uncovered and remains cooled.

AP1000; RELAP5/MOD3; multiple steam generator tube rupture; steam generator

2014-02-24;

2014-09-29

葉 杰(1984—)，男，浙江青田人，工程師，安全分析專業(yè)

TL364.4

A

1000-6931(2015)06-1057-05

10.7538/yzk.2015.49.06.1057