全廠斷電引發的嚴重事故下蒸汽發生器傳熱管蠕變失效風險研究

陳寶文，毛 歡，孔翔程，陳 彬

(1.中國核動力研究設計院，四川 成都 610041；

2.環境保護部 核與輻射安全中心，北京 100082)

作為響應1985年美國NRC嚴重事故政策申明的重要舉措，美國核工業界發布了嚴重事故關閉導則，多個國家的核電廠在此導則基礎上，吸收嚴重事故的研究成果，發布了針對自己電廠特點的嚴重事故管理導則(SAMG)。

與通常核電廠所采用的事件導向規程所不同的是，由于嚴重事故管理要求在有限的時間、資源、信息等條件下，克服惡劣環境和復雜事故現象的影響，進行正確的決策以控制嚴重事故的發展并緩解其事故后果。在SAMG的操作中需明確列出執行操作后可能帶來的各種負面影響，并提示技術支持中心在執行相應操作時必須詳細評價其潛在后果。導則“向蒸汽發生器中注水(SAG-1)”中，特別強調了在嚴重事故下通過自然循環冷卻堆芯時，蒸汽發生器(SG)傳熱管在高溫和一、二次側高壓差的作用下可能出現蠕變失效。

由于SG傳熱管破裂(SGTR)的后果是安全殼被旁通，堆芯中裂變產物將直接釋放到環境中。所以國際上從1998年起，NRC就在報告NUREG-1570中，基于美國西屋公司設計的三環路Surry電廠對嚴重事故[1]導致的SGTR進行了初步研究，結果表明通過改進電廠設計能降低SGTR的風險；Majumdar[2]從結構力學的角度對嚴重事故條件下SG傳熱管的完整性進行了研究，但未考慮系統間的相互影響和不同嚴重事故序列的特點；Liao等[3]著重研究了異物等導致SG傳熱管缺陷，對嚴重事故條件下發生SGTR可能性的影響，并利用蒙特卡羅方法研究了穩壓器波動管失效前出現SGTR的概率；Bang等[4]利用MELCOR程序研究了韓國OPR1000電廠在SBO引發的嚴重事故下的SGTR風險；Peng等[5]則主要從降低大量放射性釋放頻率的角度，探討應如何采取恰當措施降低發生SGTR的可能性；Bansah等[6]則通過Steam Generator Mitigation Program程序分析SG內的回流率和交混份額，探討了嚴重事故下熱管段自然循環與SG傳熱管蠕變失效之間的關系。國內對作為設計基準事故下的SGTR探討較多，多家研究機構從破口面積、操縱員干預時間窗口、直流蒸汽發生器SGTR破口特性、傳熱管材料腐蝕機理、傳熱管運行老化以及AP1000核電廠事故瞬態特性的不同角度對SGTR事故開展了研究；此外，SGTR嚴重事故后果、高壓熔堆嚴重事故序列、AP1000的SGTR嚴重事故裂變產物行為，以及傳熱管管壁減薄后對SGTR可能性的影響在國內也得到了初步研究。

本文采用嚴重事故系統分析程序，針對秦山二期核電廠兩回路設計特點研究SBO引發的嚴重事故進程中SG傳熱管、穩壓器波動管及熱管段出現蠕變失效的可能性。進而探討秦山二期核電廠全廠斷電引發的嚴重事故下因SG傳熱管蠕變失效而導致安全殼旁通的風險。

1 SG傳熱管蠕變失效模型

在持續載荷作用下，材料隨時間的推移出現塑性變形。此時材料所承受的應力并未達到屈服的極限應力，其溫度也并未達到熔點，該現象稱為蠕變失效，而影響它的主要因素除材料本身的特性外，還與材料所處的外界環境，特別是材料所承受的壓力和溫度有關。對同一結構而言，其應力越大，溫度越高，達到蠕變失效的時間也就越短。

蠕變失效機理圖(圖1)是描述特定材料的蠕變失效與應力和溫度之間關系的一種方法。圖中的橫坐標為歸一化溫度，即材料溫度T與材料熔點Tm之比，縱坐標為材料的切應力σ與剪切模量G之比。

Larson等[7]對316型不銹鋼不同溫度下的蠕變失效過程進行了實驗研究，并提出蠕變率r可用Arrhenius關系式來描述，即：

r=Ae-ΔH/RT

(1)

式中：A為常數；R為普適氣體常數；T為絕對溫度；ΔH為蠕變失效過程的活化能。

圖1 蠕變失效機理圖

假設蠕變率與時間Δt呈反比，即r=Δl/Δt，則用下式描述活化能與蠕變失效時間的關系：

ΔH/R=T(B+ln Δt)

(2)

其中，B=ln(A/Δl),Δl為蠕變量。

假設蠕變失效的活化能與材料所承受的應力無關，即能通過實驗得到不同材料在不同溫度下蠕變失效應力與時間的關系，從而確定式中相關參數。Larson與Miller實驗確定的關系如圖2所示，而這一實驗關系式也進一步被NRC的ASME材料蠕變行為研究證明是保守的。

圖2 Larson-Miller蠕變失效模型

以上Larson-Miller參數被廣泛用于MELCOR、MAAP、SCDAP等嚴重事故分析程序中，描述鋼結構材料的高壓高溫蠕變失效過程。

秦山二期核電廠蒸汽發生器傳熱管采用了不同于不銹鋼的Inconel 690合金，在本研究中針對該材料特點采用如下模型描述Inconel 690蒸汽發生器傳熱管的蠕變失效：

(3)

p=-11 333lgσ+43 333

(4)

(5)

式中：p為傳熱管內的壓力，kPa；T為傳熱管管壁的溫度，K；σ為傳熱管結構承受的機械應力，kPa；R為蠕變失效參數，當R積分值為1時，結構出現蠕變失效，而該時刻tf即為蠕變失效時間；mp為局部裂紋應力修正因子。在本研究中還進一步考慮了傳熱管可能存在的周向及軸向缺陷的影響，認為軸向裂紋對失效壓力的影響可用下式表示：

(6)

其中，

(7)

(8)

式中：Rm為平均半徑；h為傳熱管壁厚；a為裂紋深度；α為修正函數；m為貫穿裂紋應力修正因子。

所以由裂紋深度的測量誤差可能引起的預測失效壓力誤差為：

(9)

現階段缺少電廠特定運行數據，本文根據PNNL(Pacific North National Laboratory)、INEL(Idaho National Engineering Laboratory)及EPRI(Electric Power Research Institute)嚴重事故條件下SGTR的相關實驗，描述mp的標準偏差為：

(10)

即在利用式(5)預測蠕變失效時，蠕變失效參數服從均值μ=1、標準偏差為0.4的正態分布。

2 蠕變失效風險評價

本文以嚴重事故系統分析程序的秦山二期核電廠模型[8]為基礎，研究秦山二期核電廠SBO引發的嚴重事故事件序列。發生SBO的時間為事故序列的起始點，控制棒因斷電自動下落，反應堆安全停堆。由于喪失全部交流電源，應急柴油機也無法啟動，操縱員通過二次側汽動泵向SG內注水以帶走堆芯余熱。嚴重事故序列假設SBO后輔助給水系統不可用，在無給水補充的情況下操縱員開啟大氣釋放閥排出熱量的同時，使得SG內水裝量不斷減少。雖然反應堆冷卻劑系統內從堆芯、熱管段至SG處建立的自然循環在一段時間內能帶走堆芯的部分熱量，但隨著SG水位不斷下降，其傳熱能力不斷惡化，熱管段和SG傳熱管內的溫度將持續升高。隨溫度的升高，水體積的膨脹和熱量的增加均會導致壓力的不斷上升；到達穩壓器釋放閥開啟整定值后，冷卻劑通過釋放閥排放的同時，也促使高溫、高壓的冷卻劑從熱管段通過穩壓器波動管向穩壓器流動。隨著溫度、壓力在SG傳熱管、穩壓器波動管和熱管段的累積作用，這3處均可能出現蠕變失效。

為使該程序的秦山二期核電廠模型能更好地模擬自然循環對熱管段、穩壓器波動管及SG傳熱管的影響，在過去模型的基礎上對反應堆冷卻劑系統的熱管段和SG傳熱管部分的控制體進行了進一步細化(圖3)。

圖3 嚴重事故自然循環的程序建模

由于蠕變失效是一高壓、高溫的累積作用，反應堆冷卻劑主泵軸封出現破口后會使反應堆冷卻劑系統的壓力下降，進而降低出現蠕變失效的概率。所以在分析時假設整個SBO引發的嚴重事故進程中反應堆冷卻劑主泵不會出現軸封泄漏。程序計算得到的事故序列列于表1。

表1 SBO事故事件序列

本文研究SBO引發的典型高壓熔堆嚴重事故序列，反應堆冷卻劑系統壓力維持在穩壓器釋放閥開啟壓力整定值。不同熱構件溫度隨時間的變化示于圖4。

圖4 不同熱構件溫度隨時間的變化

將圖4中溫度隨時間的變化函數代入式(5)并隨時間積分，可得到蠕變失效參數的概率密度分布函數。該函數再經時間的重積分，得到秦山二期核電廠SBO引發的典型高壓熔堆嚴重事故序列中SG傳熱管、熱管段及穩壓器波動管出現蠕變失效的累積概率(圖5)。該累積概率表征了SG傳熱管、熱管段及穩壓器波動管的蠕變失效風險：只有相當短的時間內(15 920～16 400 s)存在SG傳熱管蠕變失效的可能。SBO事故發生后約16 250 s時，穩壓器波動管出現蠕變失效的概率開始超過SG傳熱管，當事故進行至16 600 s時，穩壓器波動管及熱管段發生蠕變失效的概率趨近于1，而此時SG傳熱管蠕變失效概率僅為0.6。無論是穩壓器波動管還是熱管段的蠕變失效均會導致反應堆冷卻劑系統的被動卸壓，進而避免SG傳熱管的蠕變失效。

圖5 不同熱構件蠕變失效概率

3 結論

本文結合秦山二期核電廠SG的設計特點，利用嚴重事故系統分析程序，基于SG傳熱管蠕變失效概率模型對SBO引發的典型高壓熔堆嚴重事故序列進行了分析研究。在假設未出現一回路穩壓器安全閥開啟后不回座、軸封冷卻劑喪失事故，且操縱員開啟二次側SG大氣釋放閥嘗試建立一回路自然循環冷卻的情況下，全廠斷電事故后16 361 s可能出現蠕變失效；自事故后16 610 s，SG傳熱管出現蠕變失效的可能性均遠低于穩壓器波動管與熱管段，秦山二期核電廠全廠斷電嚴重事故下因SG傳熱管蠕變失效而導致安全殼旁通的風險很小。

由于嚴重事故管理導則并非事故應急操作規程，嚴重事故的應對由技術支持中心(TSC)最終決策，本文對SG傳熱管蠕變失效風險的評價方法還可進一步結合軸封LOCA、穩壓器安全閥卡開等過程研究，提供完整的用于評價SAG-1中傳熱管蠕變失效負面影響的風險指標，供TSC決策參考。

參考文獻：

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