石興偉，蘭 兵，胡 健，于大鵬，雷 蕾，溫麗晶，喬雪冬

(環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心, 北京 100082)

事故工況下壁面油污和銹斑對(duì)鋼制安全殼潛在失效影響分析

石興偉，蘭 兵，胡 健，于大鵬，雷 蕾*，溫麗晶，喬雪冬

(環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心, 北京 100082)

反應(yīng)堆事故工況下，鋼制安全殼是防止放射性物質(zhì)向環(huán)境釋放的重要屏障，因此有必要研究分析事故條件下傳熱削弱因素(如壁面油污和銹斑)對(duì)安全殼完整性的影響，以評(píng)估安全殼的潛在失效風(fēng)險(xiǎn)。本文應(yīng)用非能動(dòng)安全殼分析程序，建立了大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)的熱工水力模型，并以冷管段雙端剪切事故為基準(zhǔn)工況，分別研究了壁面油污和銹斑為代表的不利因素對(duì)鋼制安全殼溫度和壓力的影響。分析結(jié)果表明：事故發(fā)生后1000 s內(nèi)，壁面油污和銹斑的位置和面積對(duì)換熱的影響甚小，1000 s后油污和銹斑面積對(duì)安全殼壓力和溫度的影響占主導(dǎo)地位；起拱線附近油污或者銹斑面積超過濕區(qū)面積的20%時(shí)，安全殼均可能面臨失效風(fēng)險(xiǎn)。

油污；銹斑；非能動(dòng)安全殼；雙端剪切；安全殼完整性

大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆為我國(guó)第三代核電機(jī)組類型，安全殼參考了AP1000非能動(dòng)安全殼冷卻的設(shè)計(jì)理念。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)非能動(dòng)安全殼冷卻性能均開展了詳細(xì)的研究。在國(guó)內(nèi)引進(jìn)AP1000前，Sutharshan和Schulz對(duì)于非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)(Passive containment Cooling System，簡(jiǎn)稱PCS)進(jìn)行了較為詳細(xì)的描述，對(duì)PCS的機(jī)理進(jìn)行了較深入的研究[1，2]。國(guó)內(nèi)葉成和王國(guó)棟等使用WGOTHIC對(duì)AP1000非能動(dòng)安全殼冷卻水的注入以及PCS傳熱傳質(zhì)過程進(jìn)行了詳細(xì)研究[3-5]。同時(shí)，國(guó)內(nèi)也進(jìn)行了大量的非能動(dòng)安全殼自主化軟件的開發(fā)和實(shí)驗(yàn)研究[6-8]。由于非能動(dòng)安全殼為鋼制安全殼，其壁面換熱的不利影響因素(如銹斑、油污、灰塵和涂層剝落等)將影響換熱阻力，削弱安全殼的換熱能力，從而對(duì)安全殼形成潛在的失效風(fēng)險(xiǎn)。

通過對(duì)安全殼液膜覆蓋實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)觀察，發(fā)現(xiàn)殼外束狀銹斑和油污為安全殼經(jīng)常面臨的問題，但目前針對(duì)安全殼外壁面油污和銹斑對(duì)安全殼傳熱影響的研究鮮有報(bào)道和研究。因此，本研究以冷管段雙端斷裂(Double Ended Guillotine，簡(jiǎn)稱DEG)事故為基準(zhǔn)工況，以油污和銹斑為例，利用安全殼外表面相對(duì)于水的換熱因子模擬油污和銹斑在傳熱過程中的換熱因子，整體分析油污及銹斑位置和面積對(duì)安全殼完整性的影響，評(píng)估安全殼潛在的失效風(fēng)險(xiǎn)。

1 模型機(jī)理和安全殼建模

靜態(tài)工況下，壁面油污主要為機(jī)械潤(rùn)滑油滴落在金屬表面并與油類產(chǎn)物、粉塵和金屬氧化物形成的混合物[9]，如圖1所示。油污在金屬表面有強(qiáng)烈的附著力以及液體分子之間的內(nèi)聚力，且油類具有憎水官能團(tuán)，導(dǎo)致系統(tǒng)阻力增大，傳熱系數(shù)減小，換熱性能下降[9-11]。由于異物剮蹭或者涂層脫落而導(dǎo)致暴露的碳鋼基體與環(huán)境中的水分子長(zhǎng)時(shí)間發(fā)生氧化反應(yīng)而形成外圍為氧化鐵的銹斑[12]，如圖2所示。銹斑具有一定的親水性，會(huì)增大液體流過其表面的阻力，增加換熱過程中換熱熱阻。安全殼外表面沾染油污和產(chǎn)生銹斑均為機(jī)會(huì)性事件，核電廠運(yùn)行后期銹斑出現(xiàn)的幾率較大。根據(jù)油脂和鐵銹的特性，研究利用安全殼外表面相對(duì)于水的換熱因子(默認(rèn)值為0.73)模擬油污和銹斑在傳熱過程中的換熱因子，詳見文獻(xiàn)[13]

圖1 油污示意圖Fig.1 Diagram of oil pollution

圖2 銹斑示意圖Fig.2 Diagram of rustiness

非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)主要由一個(gè)鋼制安全殼、殼內(nèi)空間、殼外導(dǎo)流板、殼外冷卻水系統(tǒng)、噴放管道等組成[14]。本文根據(jù)大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆初步安全分析報(bào)告中的系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)[15]建立了大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆非能動(dòng)安全殼模型，主要對(duì)安全殼殼內(nèi)隔間和氣體空間、殼外上升段氣體空間、殼體及殼內(nèi)熱構(gòu)件、殼外冷卻水、蒸汽噴放條件進(jìn)行了建模。建模的主要參數(shù)包括控制體參數(shù)、流道參數(shù)、熱構(gòu)件參數(shù)、傳熱系數(shù)類型參數(shù)、壁面?zhèn)鳠崮Ｐ蛥?shù)、材料類型參數(shù)、邊界條件、初始條件和程序控制參數(shù)等[16]。如圖3所示，安全殼冷卻系統(tǒng)共劃分127個(gè)有效控制體和327個(gè)流道，控制體之間采用流道連接。安全殼壁面換熱模塊模擬安全殼鋼結(jié)構(gòu)由內(nèi)向外蒸汽冷凝、內(nèi)側(cè)液膜導(dǎo)熱、鋼殼導(dǎo)熱、外側(cè)液膜導(dǎo)熱、液膜蒸發(fā)和不同壁面間輻射傳熱的過程。安全殼殼體和導(dǎo)流板沿周向分為8個(gè)部分，包含4個(gè)由殼外冷卻水膜覆蓋的濕區(qū)和4個(gè)干區(qū)，每部分沿高度方向劃分為8塊，與控制體沿高度方向的劃分相對(duì)應(yīng)，共64塊構(gòu)建成整個(gè)殼體和殼外導(dǎo)流板。模型建立后需對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，詳細(xì)建模和驗(yàn)證過程，可參看文獻(xiàn)[13]。

圖3 非能動(dòng)安全殼控制體劃分示意圖Fig.3 Diagram of passive containme ntnodalization

2 基準(zhǔn)工況和計(jì)算工況

2.1 基準(zhǔn)工況選取

基準(zhǔn)事故工況為假想冷管段DEG，事故工況下冷卻劑能量始發(fā)如圖4、圖5所示。鋼制安全殼液膜覆蓋在事故發(fā)生后380 s建立。如圖6、圖7所示，模型計(jì)算結(jié)果在事故最初期出現(xiàn)微小峰值，隨著安全殼內(nèi)熱阱對(duì)熱量的吸收，安全殼壓力下降； 145 s左右，壓力重新開始上升，由于DEG事故噴放的冷卻劑以及ADS4閥門釋放的蒸汽攜帶了大量的能量，在380 s液膜建立后并沒有出現(xiàn)壓力的下降。通過與設(shè)計(jì)值對(duì)比表明：模型安全殼壓力峰值出現(xiàn)在1603 s左右，約0.395 MPa；設(shè)計(jì)報(bào)告安全殼壓力峰值出現(xiàn)在1673 s左右，約0.4 MPa；模型計(jì)算值小于設(shè)計(jì)值0.005 MPa，相對(duì)偏差1.25%；安全殼溫度相差約4℃。安全殼內(nèi)部壓力總體趨勢(shì)、峰值出現(xiàn)時(shí)間、峰值數(shù)值與設(shè)計(jì)值相吻合。

2.2 計(jì)算工況制定

壁面油污和銹斑計(jì)算均選取兩大類工況：第一類工況分為3小類工況，根據(jù)油污可能出現(xiàn)的位置分別在安全殼上、中、下位置即標(biāo)高12.65 m、35.13 m、55.25 m處出現(xiàn)不同面積的油污和銹斑；由于安全殼起拱線附近的液膜覆蓋率對(duì)安全殼換熱影響較為重要，所以第二類工況的3小類工況集中在起拱線附近，即標(biāo)高分別為35.13 m、42.00 m、49.76 m處出現(xiàn)不同面積油污和銹斑，見表1。

圖4 兩相能量噴放Fig.4 Energy release of two-phase

圖5 蒸汽能量噴放Fig.5 Energy release of steam

圖6 安全殼內(nèi)部壓力對(duì)比Fig.6 Comparison of pressure in containment

圖7 安全殼內(nèi)部溫度對(duì)比Fig.7 Comparison of temperature in containment

標(biāo)高/m工況油污面積/m2(占濕區(qū)百分比%)工況銹斑面積/m2(占濕區(qū)百分比%)第一類55.25G16420(4.16%)G76420(4.16%)35.13G29428(6.11%)G89428(6.11%)12.65G36064(3.93%)G96064(3.93%)第二類49.76G415144(9.81%)G1015429(10%)42.00G525404(16.46%)G1123144(15%)35.13G634460(22.33%)G1230858.4(20%)

3 壁面油污和銹斑影響分析

3.1 壁面油污對(duì)安全殼失效風(fēng)險(xiǎn)分析

選取具有代表性的21號(hào)控制體(操作平臺(tái)上部)研究安全殼的溫度和壓力變化。如圖8、圖9所示，破口兩相和蒸汽的噴放集中在前1200 s，安全殼內(nèi)部壓力和溫度在前1000 s隨工況的變化并不明顯。G2工況壓力稍高于G1和G3工況，這是由于G2工況的壁面油污面積較大，油污位置的影響較??；G3工況的溫度在1000 s后高于G1和G2工況，表明筒體側(cè)面中端的油污對(duì)換熱的影響比較重要。G4、G5和G6的標(biāo)高依次降低，壁面油污的面積逐漸增大，所占濕區(qū)的面積比例也逐漸增大。油污面積的增大導(dǎo)致壁面換熱惡化，壓力峰值也隨著增大，峰值出現(xiàn)時(shí)刻往后推移。隨著噴淋水對(duì)壁面的不斷冷卻，以及內(nèi)部溫度的傳導(dǎo)，安全殼內(nèi)空間溫度逐漸均勻。

圖8 安全殼內(nèi)壓力Fig.8 Pressure in containment

圖9 安全殼內(nèi)溫度Fig.9 Temperature in containment

根據(jù)事故工況下安全殼內(nèi)壓力峰值不能高于設(shè)計(jì)壓力和SRP6.2.1.1.A中“安全殼壓力應(yīng)當(dāng)在假想事故后24 h內(nèi)降低到低于設(shè)計(jì)基準(zhǔn)失水事故計(jì)算的最高計(jì)算壓力的50%”的要求[7]，工況G6安全殼內(nèi)部壓力在24 h后超過最高計(jì)算壓力的50%(即46.82 Psia)。按照設(shè)計(jì)要求，G6工況下安全殼視為失效?？紤]存在一定的失效裕度，油污面積超過濕區(qū)面積的20%，換熱惡化加劇，存在安全殼失效風(fēng)險(xiǎn)。

3.2 銹斑對(duì)安全殼失效風(fēng)險(xiǎn)分析

如圖10、圖11所示，工況G8安全殼壓力和溫度幾乎與工況G7和G9重合，安全殼內(nèi)部壓力和溫度變化并不明顯，表明筒體銹斑區(qū)域能夠快速導(dǎo)出安全殼內(nèi)部的熱量，對(duì)換熱的影響比較弱。第二大類工況G10、G11和G12的標(biāo)高依次降低，壁面銹斑的面積逐漸增大，所占濕區(qū)的面積也逐漸增大，分別為10%、15%、20%。前1000 s，安全殼內(nèi)部空間壓力和溫度隨工況的變化并不明顯。隨著壁面銹斑面積的增大，壁面換熱惡化，安全殼內(nèi)壓力峰值也隨著增大，峰值出現(xiàn)時(shí)刻往后推移。

圖10 安全殼壓力Fig.10 Pressure in containment

圖11 安全殼溫度Fig.11 Temperature in containment

根據(jù)事故工況下安全殼內(nèi)壓力峰值不能高于設(shè)計(jì)壓力和SRP6.2.1.1.A中的設(shè)計(jì)要求，工況G12安全殼內(nèi)部壓力在24 h后超過最高計(jì)算壓力的50%。按照設(shè)計(jì)要求，G12工況下安全殼視為失效?？紤]可能存在的失效裕度，銹斑面積超過濕區(qū)面積的20%，存在安全殼失效風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論

本文以大功率非能動(dòng)反應(yīng)堆鋼制安全殼為研究對(duì)象，采用非能動(dòng)安全殼專用計(jì)算程序?qū)CS進(jìn)行建模。選取冷管段DEG事故為基準(zhǔn)工況，分析了壁面換熱削弱因素(以油污和銹斑為例)對(duì)安全殼的失效的影響，結(jié)果表明。

(1)針對(duì)選取的冷管段DEG工況，安全殼壁面出現(xiàn)油污和銹斑均會(huì)影響安全殼的換熱，引起安全殼壓力和溫度上升。

(2)在事故發(fā)生后1000 s內(nèi)，壁面油污及銹斑的位置和面積對(duì)換熱的影響甚??；1000s后油污和銹斑的位置對(duì)換熱影響較小，油污和銹斑面積對(duì)安全殼壓力和溫度影響占主導(dǎo)地位。

(3)通過對(duì)安全殼起拱線附近壁面油污和銹斑面積研究發(fā)現(xiàn)，隨著油污面積和銹斑面積的增大，安全殼壓力峰值逐漸升高，峰值時(shí)刻后移；油污面積或者銹斑面積超過濕區(qū)面積的20%時(shí)，安全殼均可能面臨失效風(fēng)險(xiǎn)。

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PotentialFailureEffectAnalysisofOilPollutionandRustinessonWallSurfaceforSteelContainmentunderAccidentConditions

SHI Xingwei，LAN Bing，HU Jian，YU Dapeng，LEI Lei*，WEN Lijing，QIAO Xuedong

(Nuclear and Radiation Safety Center, MEP, Beijing 100082, China)

The steel containment is a significant shielding to protect radioactive fission products under severe accident conditions from being released to the atmosphere. In order to evaluate the potential failure risk under accident conditions, it is necessary to research and analyze the effects of the weakened heat transfer factors (as oil pollution and rustiness on the wall surface) for the containment integrity. The thermal-hydraulic model of passive containment cooling system (PCS) has been built with passive containment analysis code for large power passive reactor. Based on the reference case of double ended guillotine (DEG) on a cold leg, the effluence of unfavorable factors such as oil pollution and rustiness on the pressure and temperature in containment have been carried out, respectively. The analysis results show that:(1) in 1000 s after the accident occurs, the impact of location and area of the oil pollution and rustiness on the wall surface for the heat transfer are quite slight, however, the area effect of oil pollution and rustiness on the pressure and temperature in containment will assume dominant position for a long time; (2) the area of oil pollution and rustiness exceeds 20% of wet region near the springing line of the steel containment, which would face the failure risk.

oil pollution；rustiness；passive containment；DEG；containment integrity

TL364.3

：A

：1672- 5360(2017)02- 0024-05

10. 14173/j. cnki. hnhg. 1983. 01.011.

2017- 04- 14

2017- 06- 02

國(guó)家科技重大專項(xiàng)項(xiàng)目，項(xiàng)目編號(hào)： 2015ZX06002007

石興偉(1985—)，男，山東菏澤人，博士，現(xiàn)主要從事反應(yīng)堆事故模擬和安全分析工作