0.   引　言

国内核电厂安全壳采用钢衬里混凝土结构，足够的混凝土厚度保证了壳体近似为绝热，满足现行规范中假设安全壳绝热的要求。但自引进美国三代核电AP1000以来，国内CAP1400、玲珑一号陆续采用了钢制安全壳，钢制安全壳外部为非密闭的屏蔽厂房，安全壳处于非绝热状态，安全壳泄漏率的测量将面临新的技术风险^[1-3]。同时，国内对安全壳密封性试验技术的认识和研究日益加深，建设了一些专门用于开展科研的大型安全壳研究平台，比如中国核电工程有限公司廊坊研发基地安全壳热工水力综合试验平台（简称PCS平台）和安全壳结构性能综合试验平台（简称CMPT平台）。这些安全壳的保温性能较差，壳体内壁昼夜温差可达2℃以上，为安全壳泄漏率的测量带来困扰^[4]。

核电厂的安全壳泄漏率均按照规范假设壳体绝热进行计算。而针对非绝热安全壳泄漏率的测量，目前国内尚无相关研究。新型结构安全壳以及科研类安全壳的出现，使得非绝热安全壳的泄漏率测量方法亟需进一步探索。

本研究首次结合拟合优度和可靠性准则，提出判定安全壳泄漏率测量值达到稳定的准则条件。并结合核电工程绝热安全壳试验数据、科研类非绝热安全壳试验数据，探究了泄漏率稳定准则的可行性。

1.   安全壳泄漏率的温度影响特性

1.1   安全壳泄漏率计算方法

NB/T20018—2021中定义安全壳内干气体质量在24 h内的相对变化率作为安全壳泄漏率。由式（1）计算各时刻安全壳内干空气质量，再对各时刻的安全壳内干空气质量线性拟合，按照式（2）可得到泄漏率 ^[4-6] 。

式中，W_i为安全壳模拟体内第i时刻的干空气质量，kg；W₀为初始时刻壳内的干空气质量，kg；P_i为安全壳模拟体内空气第i时刻的绝对压力，Pa；T_i为安全壳模拟体内空气第i时刻的温度，K；$ P_{\mathrm{v},i} $为安全壳模拟体空气第i时刻的水蒸气分压力，Pa；V为安全壳模拟体的自由容积，m³；R_g为空气的气体常数，R_g=287.1 (Pa∙m³)/(kg∙K) ；L为安全壳泄漏率，%；t为时间，h。

1.2   安全壳内部温度分布特性

在上述安全壳泄漏率的计算过程中，同时考虑了温度和压力的变化，理论上温度的变化不会对泄漏率的测量带来影响。然而，大型空间内的平均温度是通过分散布置的多个温度传感器测量值，结合每个传感器的容积分配系数加权计算，由此得到的温度准确性与传感器布置方案、壳内环境密切相关。图1展示了在环境温度变化影响下，CMPT平台安全壳内相同轴向和径向、不同高度测点处的温度变化趋势。

图  1  CMPT平台试验安全壳内不同测点温度变化曲线

Figure  1.  Changes of Temperature inside the Containment with the Environment during CMPT Platform Testing

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CMPT平台钢衬里混凝土安全壳与原型缩尺比例为1∶3.2。安全壳体高为27.82 m，直径为16.5 m，容积为3500 m³。在壳内布置7层28个温度测点，图1中A~G曲线分别描述了标高19.85、16.85、13.85、10.85、7.85、4.85、1.85 m的测点温度趋势。分析结果表明，在外部环境变化时，安全壳本体温度变化剧烈，在辐射传热和对流传热双重作用下，安全壳内气体的温度变化过程是由局部到整体，自上而下传递，位于上方的测点的温度变化趋势均早于下方测点。因此安全壳不同高度的温度变化不同步，这种情况下采用局部测点计算的平均温度将与实际的平均温度不一致，进而影响壳内气体质量分析。

1.3   温度分布特性对泄漏率影响的模拟研究

本研究基于流体仿真分析程序，建立CMPT平台安全壳二维轴对称模型，开展计算流体动力学（CFD）数值分析，复现了上述现象。图2通过展示4个不同时刻的温度云图，表征了自上而下的温度传递过程。图3a中的温度曲线，与图1描述了完全一致的高度分布和变化时序。而图3b中的压力曲线，阐释了压力测量值作为全局参量，不同高度处变化趋势一致，并可随壳内实际温度变化快速响应。因此，在壳内气体受到外部影响发生温度变化时，各时刻所测量的壳内平均温度变化与壳压力变化不同步，造成壳内气体质量计算值与实际质量不一致，如图4所示。

图  2  CMPT平台安全壳模拟温度传递现象

Figure  2.  Simulated Temperature Transfer Phenomenon in CMPT Platform Containment

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图  3  CMPT平台安全壳模拟不同高度处壳内温度和压力时序关系

Figure  3.  Temperature and Pressure Time Series Relationship at Different Heights in CMPT Platform Containment Simulation

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图  4  CMPT平台安全壳模拟体的气体质量变化

Figure  4.  Gas Quality Changes in CMPT Platform Containment Simulation

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2.   非绝热科研安全壳泄漏率失稳现象

ANSI56.8、NB/T20018—2021等标准中提出，在安全壳加压至试验压力后、测量泄漏率前，应保证壳内空气质量稳定。同时满足下述2个条件，则认为壳内空气质量已稳定：

式中，L_1h为最近1 h内的安全壳泄漏率计算值； L_2h为最近2 h内的安全壳泄漏率计算值；L_a为安全壳泄漏率最大允许值，华龙一号安全壳L_a=0.164%，PCS平台安全壳L_a=1%。

第1章中提到，非绝热安全壳的气体质量计算值明显受到外部环境的影响，进而会致使L_1h、L_2h大幅波动而无法稳定，本研究将此现象定义为安全壳泄漏率失稳。在廊坊研发基地CMPT平台安全壳和PCS平台安全壳试验研究中，上述特征显著，均发生泄漏率测量的失稳现象，为安全壳泄漏率的计算带来偏差和困扰。以PCS平台安全壳为例，壳体为体积1000 m³的钢制压力容器，在高度方向采用与原型1∶3.8的缩小比例，在径向上采用1∶5.5 的缩小比例，壳体外包裹厚度200 mm保温层。图5展示了达到试验压力后，PCS平台安全壳内部平均温度变化过程和对应的L_1h、L_2h变化。

图  5  PCS平台安全壳温度变化及泄漏率失稳现象图例

Figure  5.  Legend of PCS Platform Containment Temperature Changes and Leakage Rate Instability Phenomenon

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分析表明，在壳内温度变化过程中，安全壳泄漏率L_1h、L_2h存在大幅波动。L_1h波动幅值达1.5%，超过L_a。$ \left| {{L_{{\text{2h}}}} - {L_{{\text{1h}}}}} \right| $波动幅值达1%，远超0.25L_a。2个稳定判定条件均未满足。图5中达到平台后的试验时间已经超过40 h，然而波动的幅度并没有减小的趋势。因此，可以断定式（3）和式（4）的稳定判定准则已经完全失效。由于采用标准中提出的气体质量稳定准则，无法获得壳内气体质量稳定的时刻，所以，无法确定试验开始和结束时间，这将导致泄漏率测量试验失败。

3.   非绝热安全壳泄漏率稳定准则探究

3.1   非绝热安全壳泄漏率稳定准则提出

上述由温度影响特性引起的泄漏率失稳现象，是非绝热科研类安全壳的固有特征。而正如引言所述，国内亟需在科研类安全壳上深入探究安全壳泄漏率测量机理。因此，本文提出并探究了非绝热安全壳的泄漏率稳定准则，即依次满足以下2个条件后，则认为安全壳泄漏率测量结果已稳定。

条件1：

条件2：在持续的2 h内，始终满足：

式中，$ R_i^2 $为拟合优度可决系数；$ {\overset{\lower0.5em\hbox{$\smash{\scriptscriptstyle\frown}$}}{W} _i} $为W_i所对应的最佳拟合值；$ \bar W $为所有参与计算的W_i平均值；L_i为自平台试验开始时刻至i时刻的累计泄漏率； L_i−2h为自试验开始时刻至i−2h时刻的累计泄漏率；N为累计泄漏率稳定判定限值，建议N=2%L_a，在此条件下延长24 h测量泄漏率与当前计算泄漏率之间的差值小于0.25L_a。

非绝热安全壳泄漏率稳定准则基于测量结果的可靠性提出，式（5）确保安全壳内气体质量直线拟合具有高的可信度，式（6）确保安全壳泄漏率的测量偏差不超过0.25L_a。

3.2   泄漏率稳定准则的可靠性验证

为探究泄漏率稳定准则在非绝热安全壳的可行性和可靠性，本研究应用3.1中新提出的稳定准则，对第2章中失稳的试验数据进行分析。图6展示了$ R_i^2 $和累计泄漏率L_i在试验过程中的变化趋势，在试验开始8 h后的A点，式（5）成立；$ R_i^2 $随着平台时间增加而稳定并趋近于1。在试验开始20 h后的B点，式（6）成立，并在后续2 h内始终成立，表明22 h后的C点已测得稳定泄漏率，证明所提出的稳定准则可以解决非绝热安全壳泄漏率失稳的问题。

图  6  PCS 平台安全壳泄漏率稳定准则参数曲线

Figure  6.  Parameter Curve of PCS Platform Containment Leakage Rate Stability Criteria

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在式（5）和式（6）稳定准则成立后，继续试验20 h，用于验证泄漏率测量结果的可靠性。图6中，安全壳累计泄漏率曲线在延长的20 h内，相比于C点的相对变化仅为1%。表明在非绝热安全壳中，采用本研究所提出的稳定性准则测得的泄漏率具有较高的可靠性。

3.3   泄漏率稳定准则的适用性探索

为探究泄漏率稳定准则在华龙一号、M310等核电堆型绝热安全壳中的适用性，本研究应用3.1中新提出的稳定准则，对华龙一号全球首堆福清核电站5号机组的历史试验数据进行分析。图7a展示了ANSI/ANS 56.8^[5]、NB/T20018—2021^[6]等标准中提出的安全壳内气体质量稳定准则参数曲线。在PCS平台试验开始1 h后的A点式（4）成立，1.5 h后的B点式（3）成立并在后续20 h内始终成立，表明质量稳定准则虽在非绝热安全壳中容易失效，但在华龙一号等工程堆的绝热安全壳上仍是可用的。

图  7  华龙一号安全壳泄漏率试验数据

Figure  7.  HPR1000 Containment Leakage Rate Test Data

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图7b展示了泄漏率稳定准则的应用情况。通过$ R_i^2 $在试验过程中的变化趋势可知，在试验开始8.5 h后的C点式（5）成立。通过L_i在试验过程中的变化趋势可知，在试验开始4 h后的D点式（6）成立，并在2 h后的E点式（6）仍然成立。表明本文所提出的泄漏率稳定准则，可用于绝热安全壳。数据还表明，加长试验时间可以使泄漏率测量结果更充分，并且在到达平台9 h后已得到稳定的泄漏率。

4.   结　论

本研究通过在廊坊研发基地CMPT平台和PCS平台开展安全壳泄漏率测量研究，发现了非绝热安全壳内部气体自上而下的温度传递特性，并通过CFD分析对发现的温度传递特性进行了复现，对该特性引起的壳内气体质量和泄漏率响应进行了探究。分析结果表明：

（1）非绝热的安全壳的温度传递特性，导致安全壳内部气体的测量平均温度与实际平均温度不一致，从而导致壳内气体质量计算值和泄漏率测量值呈现异常波动。基于此，本文总结了非绝热安全壳的泄漏率失稳现象，其最典型的影响是造成壳内气体质量稳定准则的失效。

（2）研究提出泄漏率稳定准则，成功解决了非绝热安全壳的泄漏率失稳问题，可为后续在科研安全壳、钢制安全壳等非绝热环境中的泄漏率机理研究提供技术支撑。另外，该准则还可用于绝热安全壳，为核电厂安全壳泄漏率的评价提供更完善的技术保障，并有望缩短平台试验时间。