核电站在运行过程中会产生大量放射性物质，为此核电站设置了多道屏障对其进行防护。为了实时监测屏障的完整性和有效性以及保证人员的安全，核电站设置了辐射监测系统，通过对核电站某些工艺过程和设备、工作区域、排出流的辐射监测，从辐射水平高低来判断设备是否有效和正常运行，防止任何超剂量事故的发生。辐射监测系统包含多种监测通道，分别监测核电站工艺系统、工作区域、排出流的放射性水平，每个通道设置了两级报警阈值，以确保在发生异常情况时发出报警信号，确保电站和人员(包括公众)的安全^[1-3]。报警阈值作为辐射监测系统是否发出报警信号的重要依据，是辐射监测系统的核心运行参数，其设置的合理与否将直接影响到辐射监测系统的稳定有效运行，并间接影响到电站的安全稳定运行，简单的说，如果阈值设置过高，辐射监测系统可能在发生事故的情况下不能及时报警，从而对电站和工作人员的安全造成极大威胁；如果阈值设置过低，辐射监测系统又可能会出现频繁误报警的情况，直接影响电站的运行效率。而目前我国核电站辐射监测系统的报警阈值大部分延用了国外引进的原型堆的报警阈值，报警阈值的设置方法仍掌握在外方手中^[4]。本文通过建模计算的方式对百万千万级压水堆核电站燃料元件包壳破损监测通道的报警阈值进行研究，并与现役电站(岭澳核电站三、四号机组)的报警阈值进行比较验证，以期探索到一条报警阈值的设计方法。

1 燃料元件包壳破损监测通道

核燃料元件包壳是核电站安全设计中的重要屏障。它的主要作用有包覆核燃料芯体，防止冷却剂对燃料的腐蚀；容纳裂变产物，阻止裂变产物外逸，使冷却剂免受污染；给核燃料芯块提供刚度和强度。燃料元件包壳材料长时间在高温高压高放射性的一回路冷却剂中暴露，会发生一定程度的腐蚀破坏、脆化破坏、应力破坏等，从而可能会出现砂眼或细裂纹性质的缺陷^[2]。

核电站正常运行时，在燃料元件包壳未发生破损的情况下，一回路冷却剂中裂变产物含量极少；而当燃料元件包壳发生破损时，大量裂变产物就会通过这些缺陷破口进入一回路冷却剂中，造成一回路冷却剂放射性水平升高，元件包壳破损监测通道通过连续监测化学和容积控制系统(RCV)下泄管线中的反应堆冷却剂总γ放射性水平的变化，提供对燃料元件包壳完整性的定性监测^[5]。当测量的反应堆冷却剂放射性超出预定值时将给出报警信号，提醒运行人员加以关注(该报警信号不作为触发停堆或降功率的依据)，视情况进行取样分析；该监测通道的测量范围为：1×10^-5~1×10¹Gy/h，设两级报警阈值，分别为一级报警6×10^-4Gy/h，二级报警1.3×10^-3Gy/h。

2 一回路冷却剂放射性核素分析

在燃料元件包壳未发生破损的情况下，一回路冷却剂中放射性核素主要以活化产物(包括一回路水的活化和腐蚀产物的活化)为主；而当燃料元件包壳发生破损时，会有大量裂变产物通过破口进入一回路冷却剂中，放射性核素主要包括裂变产物和活化产物，其中，裂变产物主要以放射性惰性气体、碘和铯的同位素为主^[2]。具体核素活度数据可参考核电站《安全分析报告》。在《安全分析报告》中假设了两种工况下的三种一回路冷却剂活度以及一种极端运行工况下的一回路冷却剂活度，其中，第一种是在正常运行工况下，燃料元件包壳没有破损或破损极小，在整个燃料循环中，反应堆冷却剂的放射性浓度取0.55 GBq/t ¹³¹I当量；第二种是在异常运行工况下，假设燃料包壳有较大破损，对反应堆冷却剂活度的假设为：前1/4循环为0.55 GBq/t ¹³¹I当量，中间1/2循环为4.44 GBq/t¹³¹I当量，后1/4循环为37 GBq/t ¹³¹I当量。第三种是在极端运行工况下，燃料元件包壳破损率假设为1%，对应的一回路冷却剂活度相当于1.11×10² GBq/t ¹³¹I当量。不同运行工况下核素具体活度谱见下表 1。

3 阈值计算

经过以上分析，对本监测通道的报警阈值可按以下思路进行计算。根据核电站《安全分析报告》中提供的两种运行工况下的一回路冷却剂放射性核素活度浓度数据以及一种极端运行工况下(1%燃料元件包壳破损率)的一回路冷却剂放射性核素活度浓度数据，分别针对这三种放射性核素活度数据对本监测通道测量值进行理论计算。具体如下：①正常运行工况，反应堆冷却剂放射性活度浓度取为0.55 GBq/t ¹³¹I当量所对应的放射性核素活度浓度值；②燃料元件包壳有较大破损的异常运行工况，反应堆冷却剂放射性活度浓度取为37 GBq/t ¹³¹I当量所对应的放射性核素活度浓度值；③极端运行工况，即1%燃料元件包壳破损率，反应堆冷却剂放射性活度浓度取为3×37 GBq/t ¹³¹I当量所对应的放射性核素活度浓度值。

3.1 监测点设置

本监测通道测量点设置在RCV系统下泄管线上，从管道外面对管道中的冷却剂总γ剂量率进行测量。一回路冷却剂从反应堆出来到达测点需经过以下流程，先通过热管段进入蒸汽发生器，而后从蒸汽发生器出来进入冷却剂主泵，从冷却剂主泵出来后进入冷管段，冷管段的水流下泄至RCV系统，下泄流先进入再生热交换器壳侧和三组下泄节流板中的一组降温减压后，离开安全壳^[1]。在这里需指出的是，由于冷却剂出反应堆后需经以上流程才能到达测点，期间需经过较长时间，而冷却剂中的活化产物(主要是¹⁶N，半衰期7.14 s)均为半衰期较短的核素，到达测点后已衰变到可以忽略的程度，因此，在计算时可不考虑活化产物的影响；另外，为减小周围较高的环境辐射本底对探测产生的影响，在探测装置周围设置了铅屏蔽，只留探测端面对准被测管道，基本消除了周围环境本底的影响。

3.2 模型建立

模型的建立分以下几个步骤进行：①利用CATIA软件建立被测管道和探测器三维模型，直观的对模型的正确性进行检验。②对三维CATIA模型进行简化，简化螺栓、螺母、倒角等工程细节，以便计算加速；③使用MCAM程序将三维CATIA模型反演为MCNP程序可识别的物理模型(见图 2)。④补充空腔，将无实体部分补充为空腔，以防止粒子到达空腔边界丢失报错；⑤补充模型材料信息，将所用材料信息赋值于模型各部分; ⑥根据被测管道几何信息和表 1的放射性核素浓度谱，建立源项模型。

本监测通道的源项可参考《安全分析报告》中不同运行工况下一回路冷却剂各种核素的活度浓度数据^[6]。结合每种核素的γ衰变分支比，可计算出各种能量的γ光子的源强，相加后即可得每种工况下γ光子的总源强。

在本监测通道在计算中关心的最主要物理量为所测量区域的γ辐射剂量率，因此根据MCAM在可视化三维模型中找出所关心栅元的栅元号和曲面号，利用F4计数器计算出穿过特定区域的平均通量，并结合DEn和DFn卡片定义的通量-剂量当量转换因子，算出所测量区域的辐射剂量率。对于光子采用ANSI/ANS-6.1.1 -1977推荐的通量－剂量当量转换因子。

3.3 模型计算 3.3.1 所测冷却剂体积

根据管道长度及规格尺寸，所测量一回路冷却剂体积可直接在MCAM软件所建的下泄管道模型中得到，即：

$ V = 4.77\;{\rm{L}} $

1)

3.3.2 所测冷却剂源强

源强可用如下表达式进行计算：

$ N = V \cdot \sum {A_i} \cdot {P_{ij}} $

2)

式中：N为已知体积的放射源的源强，单位：1/s；V为所测冷却剂体积，单位：m³；A_i为核素i的活度浓度，单位：Bq/m³；P_ij为核素i的能量为j的γ光子的衰变分支比，单位：%。

结合每种核素的浓度以及对应的衰变分支比数据，分别得到不同工况下的源强，如下：

正常运行工况：N₁=4.64×10⁷ l/s; 异常运行工况：N₂=3.10×10⁹ l/s; 极端运行工况：N₃=9.30×10⁹ l/s。

3.3.3 计算结果

利用MCNP软件，结合MCAM软件建模所生成的输入卡，对测量区域的平均剂量率进行模拟计算。MCNP模拟计算得到源强N与剂量率之间的转换系数e，结果如下：

正常运行工况：e₁=1.71×10^-13 Gyh^-1/s^-1；异常运行工况：e₂=1.69×10^-13 Gyh^-1/s^-1；极端运行工况：e₃=1.69×10^-13 Gyh^-1/s^-1。

计算区域的剂量率与源强及转换系数存在如下关系：

$ \dot D = N \cdot e $

3)

将源强数据及转换系数代入式(3)，可得：

正常运行工况：$ \dot D$₁=N₁·e₁=8.0×10^-6 Gyh^-1；异常运行工况：$ \dot D$₂=N₂·e₂=5.3×10^-4 Gyh^-1；极端运行工况：$\dot D $₃=N₃·e₃=1.6×10^-3 Gyh^-1。

4 结论

以上计算中选择了三种不同的运行工况进行计算，其中，设计运行工况计算结果可作为一级报警阈值设置依据，极端运行工况计算结果可作为二级报警阈值设置依据。①异常运行工况下，本监测通道理论计算值为5.3×10^-4Gy/h，岭澳二期三号机组此监测通道一级报警阈值延用了大亚湾核电站的设置为6×10^-4Gy/h，模拟计算结果与实际运行阈值仅相差12%，吻合较好。②极端运行工况下，本监测通道理论计算值为1.6×10^-3Gy/h，岭澳二期三号机组此监测通道二级报警阈值延用了大亚湾核电站的设置为1.3×10^-3Gy/h，模拟计算结果与实际运行阈值相差23%，相差不大。

基于以上计算结果以及与实际运行阈值之间的比较，可确认报警阈值的设置与反应堆的运行工况之间具有直接关系，不同运行工况对应不同的报警阈值，根据计算结果，建议一级报警阈值设置为5.3×10^-4Gy/h；二级报警阈值设置为1.6×10^-3Gy/h；正常运行工况下的计算值8.0×10^-6Gy/h可作为确定探测装置探测下限(该通道测量下限为1.0×10^-5Gy/h)的参考值。