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2021년 2월 석사학위논문

한빛5,6호기 원자로냉각재

아연주입 시 안전성에 대한 연구

조 선 대 학 교 대 학 원

원자력공학과

배 성 한

[UCI]I804:24011-200000358638

[UCI]I804:24011-200000358638

한빛5,6호기 원자로냉각재

아연주입 시 안전성에 대한 연구

A Study on the Safety of Hanbit Units 5 and 6 Reactor Coolant during Zinc Injection

2021년 2월 25일

조 선 대 학 교 대 학 원

원자력공학과

배 성 한

한빛5,6호기 원자로냉각재

아연주입 시 안전성에 대한 연구

지도교수 이 경 진

이 논문을 공학 석사학위신청 논문으로 제출함 2020년 10월

조 선 대 학 교 대 학 원

원자력공학과

배 성 한

배성한의 석사학위논문을 인준함

위원장 조선대학교 교수 정운관 (인) 위 원 조선대학교 교수 이경진 (인) 위 원 조선대학교 교수 김종현 (인)

2020년 11월

조 선 대 학 교 대 학 원

목 차

표 목차 ···ⅱ 그림 목차 ···ⅲ 약어 설명 ···ⅳ ABSTRACT ···ⅴ

제 1 장 서 론 ···1

1.1 배경 ···1

1.2 평가범위 ···2

제 2 장 노심 안전성 평가 ···3

2.1 연료봉 설계 ···3

2.2 핵설계 ···8

2.3 열수력 설계 ···9

2.4 안전해석 ···9

2.5 노심 안전성 평가 종합 ···12

제 3 장 1차계통 안전성 평가 ···13

3.1 아연주입장치 설계 ···13

3.2 1차계통 영향 평가 ···17

3.3 수화학 영향 평가 ···23

3.4 1차계통 안전성 평가 종합 ···27

제 4 장 최종안전성분석보고서(FSAR) 15장 사고해석 영향평가 ···28

4.1 이차계통에 의한 열제거 증가 ···28

4.2 이차계통에 의한 열제거 감소 ···31

4.3 원자로냉각재 유량감소 ···35

4.4 반응도 및 출력분포 이상 ···36

4.5 원자로냉각재 재고량 증가 ···40

4.6 원자로냉각재 재고량 감소 ···42

4.7 부계통 및 기기로부터 방사성물질의 방출 ···45

4.8 정지불능예상과도 ···48

제 5 장 결 론 ···48

참고문헌 ···50

표 목 차

표 1-1 아연주입에 따른 노심 및 계통 안전성평가의 전제조건 ···2

표 2-1 아연주입 후 피복관 건전성 평가를 수행한 발전소와 운전주기 ···7

표 3-1 100% 출력에서 정상상태 원자로냉각재 비방사능 ···20

표 3-2 한울1호기 아연주입 전후 주기별 정화필터 교체이력 ···23

표 3-3 원자로냉각재 아연농도에 따른 재순환집수조 아연농도 계산결과 ···25

표 3-4 한빛 제3발전소 아연주입 시의 원자로냉각재 점검항목 및 점검주기 ···27

그림 목차

그림 1-1 전 세계 아연주입 적용 발전소 현황 ···1

그림 2-1 Callaway 13, 14주기 아연주입후 산화막 두께 vs. 연소도 ···4

그림 2-2 Vandellos 2호기 15, 16주기 아연주입 후 산화막 두께 vs. 연소도 ···4

그림 2-3 한울1호기 17주기 아연주입 후 산화막 두께 vs. 연소도 ···6

그림 2-4 한울1호기 R19와 Q23 연료의 2주기 연소 후 산화막 두께 측정값 비교 ···6

그림 3-1 아연주입장치 개략도 ···14

그림 3-2 한빛 제3발전소의 아연주입 위치 ···16

그림 3-3 일반부식 속도에 대한 아연의 효과 ···18

약어 설명

AOA : Axial Offset Anomaly ASI : Axial Shape Index

BOA : Boron-Induced Offset Anomaly Risk Assessment Tool BRS : Boron Recycle System

CIPS : Crud Induced Power Shift

CVCS : Chemical and Volume Control System DNBR : Departure from Nucleate Boiling Ratio FSAR : Final Safety Analysis Report

LANL : Los Alamos National Laboratories LOCA : Loss Of Coolant Accident

PWR : Pressurized Water Reactor

PWSCC : Primary Water Stress Corrosion Cracking RCS : Reactor Coolant System

TLOFW : Total Loss Of Feed Water gpm : Gallon Per Minute

ppb : Parts Per Billion ppm : Parts Per Million

psia : Pounds Per Square Inch Absolute

mdm : Milligrams Per Square Decimeter Per Month

ABSTRACT

A Study on the Safety of Hanbit Units 5 and 6 Reactor Coolant during Zinc Injection

By Bae, Seong Han

Adviser : Prof. Lee, Goung Jin Department of Nuclear Engineering Graduate School of Chosun University

This study describes the Safety Hanbit Units 5 and 6 reactor coolant during zinc injection.

From the 17th cycle of Hannul Unit 1 in Korea, zinc injection operation was first applied to reduce the exposure of workers when replacing the steam generator.

As a result of measuring the effect of reducing the system dose rate of 40 % or more compared to the entire cycle before injection and measuring the thickness of the oxide film on the fuel rod coating pipe. As the soundness of the fuel rod is maintained without negative effects, based on this successful experience.

It is promoting the application of zinc injection to light-water reactor nuclear power plants to contribute to safe operation of the power plant by reducing the primary system radiation dose and improving corrosion resistance of structural materials.

In order to conduct zinc injection operation at Hnabit Units 5 and 6, this study describes the safety evaluation of the core and primary systems and the impact analysis of Chapter 15 accident analysis are analyzed.

제 1 장 서 론

1.1 배 경

1994년, 미국 PWR 원전인 Farley 2호기에서 ①일차수응력부식균열(PWSCC : Primary Water Stress Corrosion Cracking) 억제와 ②계통 선량율 감소를 위한 아연 주입 운전이 성공적으로 시범 적용된 이래, 2016년을 기준으로 전 세계 PWR 원전 중 90여개 호기 원전에서 아연주입 운전을 적용 중이며, 2018년에도 추가적으로 10여개 호 기에서 아연을 주입할 계획이다.(그림 1-1)[1]

그림 1-1. 전 세계 아연주입 적용 발전소 현황[1]

국내에서도 한울1호기 17주기부터 피폭 저감을 위한 아연주입 운전이 최초 적용되었 다. 아연은 2가 이온으로 원자로냉각재에 주입되면 1차측 산화막의 2가 이온들과 치환 반응을 일으킨다. 같은 2가 이온들인 Co-58은 1.0E-3 μCi/cc에서 4.2E-3 μCi/cc로 약 4배 증가, Co-60은 7.4E-6 μCi/cc에서 8.42E-5 μCi/cc로 약 11배 증가하였다. 니켈은 4.5 ppb까지 증가하였다. 이렇게 생성된 부식생성물은 정화이온교환기에서 제거되어 아연주입에 따른 부식생성물의 용출, 제거로 전주기 대비 40 % 이상의 계통 선량율 저감효과를 거둔 바 있다.[2] 또한 한울1호기 17차 O/H시 연료봉 피복관의 산화막 두 께를 측정하여 아연주입에 의한 부정적인 영향 없이 설계코드의 적용 타당성 및 연료 봉의 건전성이 유지됨도 확인하였다. 이러한 성공적인 적용 경험을 바탕으로 1차계통

항 목 전제조건 비고

아연농도 ≤ 20 ppb 신규적용 시의 목표농도 5 ppb

아연형태 Zinc Acetate

(Depleted Zinc) Zn-64 함량 1 % 미만 아연주입

최대유량 ≤ 0.5 gal/hr

아연 주입펌프 2대가 동시에 운전된다고 가정 (설계적으로는 펌프 2대의 동시운전이 방지되 도록 연동됨)

경수로형 원전의 아연주입 확대적용을 추진하고 있으며, 현재는 한울1호기를 포함하여 고리3호기와 한빛3호기에서도 아연주입 운전을 적용 중이다. 본 연구는 한빛 제3발전 소에도 저농도(∼20 ppb)의 아연을 신규주입하기 위한 노심 및 1차계통 안전성 평가와 FSAR 15장 사고해석 영향 평가를 분석하였다.

1.2 평가범위

한빛 제3발전소 원자로냉각재에 아연을 주입하기 위해 주입탱크와 펌프, 밸브 등으로 구성된 아연주입장치를 화학 및 체적제어계통에 연결할 예정이다. 아연주입 신규적용 시에 적용할 아연의 목표농도는 5 ppb 이나, 본 안전성 평가를 위하여 정상상태 출력 운전 중의 아연 농도가 20 ppb를 넘지 않는 것으로 가정하였다.(Zn-65 발생 억제를 통한 선량율 저감 효과를 높이기 위해 Zn-65 함량을 1 % 이하로 낮춘 정제아연을 주입할 예정).

아연주입장치에는 2대의 펌프(1대 운전, 1대 운전대기)를 설치할 예정이며, 각 펌프의 최대유량은 0.25 gph로 설정하였다.

표 1-1. 아연주입에 따른 노심 및 계통 안전성 평가의 전제조건

제 2 장 노심 안전성 평가

2.1 연료봉 설계

핵연료 피복관은 핵분열에 의해 생성된 방사성 핵종의 누출을 방지하는 일차적인 방벽 역할을 하므로 핵연료의 연소 기간 동안 피복관의 건전성은 반드시 유지되어야만 한다.

아연주입에 대한 초창기 연구 당시 아연주입에 따른 핵연료 크러드의 일시적인 증가에 의한 열전달 방해효과로 인해 피복관 산화막의 두께가 증가될 가능성이 제기되어 이 부분에 대한 실증시험이 집중적으로 수행되었다. 1993년 Halden 실험로에서 수행한 실증시험 결과에 의하면 아연주입이 Zircaloy-4 피복관의 산화막 두께를 증가시키지 않음을 확인하였으며[3], 상용 원자로에서는 Farley 2호기 10주기에 아연주입 운전을 최초 시범 적용한 이후 수행한 산화막 두께 평가를 통해서도 아연주입 운전이 피복관 산화막 두께에 미치는 영향이 없다.

그림 2-1은 Callaway 원전 13, 14주기에 아연을 주입한 후 측정한 ZIRLO^TM 피복관의 산화막 두께를 타 발전소(아연을 주입한 경우와 주입하지 않은 경우 모두 포함) 자료 와 비교한 결과를 보여준다. 그림에서처럼 Callaway 원전의 아연주입 후 피복관 산화 막 두께가 타 발전소의 측정결과 범위에 포함되므로 Callaway 원전의 경우에도 아연 주입 운전이 피복관의 건전성에 영향을 미치지 않았음을 보여준다[4,5].

그림 2-2는 아연이 주입된 Vandellos 2호기 15주기와 16주기 운전 종료 후에 측정한 ZIRLO^TM 피복관의 산화막 두께와 아연을 주입하지 않았던 14주기 연소 후 측정한 산 화막 두께를 비교한 결과를 보여준다. 그림 2-2에 의하면 아연주입 후 측정한 산화막 두께와 아연을 주입하지 않은 14주기 연소 후 측정한 산화막 두께가 서로 비슷한 분포 를 보이고 있음을 알 수 있다. 즉, Vandellos 2 발전소의 경우에도 아연주입 운전이 연 료 피복관의 산화막 두께에 영향을 미치지 않았음을 보여준다[6].

그림 2-1. Callaway 13, 14주기 아연주입 후 산화막 두께 vs. 연소도[4]

그림 2-2. Vandellos 2호기 15, 16주기 아연주입 후 산화막 두께 vs. 연소도[6]

국내의 경우에도 한울1호기 17주기 아연주입 최초 적용 후 수행한 ZIRLO^TM 피복관의 산화막 두께 평가를 통해 아연주입이 피복관 부식에 별다른 영향을 미치지 않았음을 알 수 있다(그림 2-3)[2]. 그림 2-4에서 Q23, R19, Q24 및 Q01 연료는 17주기 기준으 로 3주기 연소된 연료이며, S42, S64, R26 및 R56은 2주기 연소된 연료이다. 그림에서 알 수 있듯이 17주기에 아연주입을 경험한 연료들의 산화막 두께 측정치가 비교대 상 연료의 산화막 두께와 비슷한 범위에 있음을 알 수 있다. 한편 R19 연료의 경 우 Q01 연료에 비해 다소 높은 산화막 두께를 보여주고 있으나 아연주입 전의 R19 연료가 2주기 연소를 마친 16주기 말(연소도 40,692 MWD/MTU)에서의 산화막 두께 측정치가 비슷한 연소도의 Q23 연료(연소도 40,109 MWD/MTU) 산화막 두께 측정치 에 비해 상당히 높았음을 고려할 때(그림 2-4 참조), 17주기 아연주입 운전 종료 후 측정한 R19 연료의 산화막 두께가 Q01 연료의 산화막 두께보다 다소 높았던 것은 아 연주입에 의한 영향이 아니라 16주기에 높게 형성된 산화막 두께의 영향이 17주기 산 화막 두께 측정결과에도 그대로 반영된 것으로 해석된다.

표 2-1은 아연주입 운전이 적용된 국외 발전소 중 핵연료 피복관의 산화막 두께 측 정이 수행된 발전소와 운전주기 등을 보여준다. 현재까지 측정된 결과를 보면 아연주 입 운전으로 인해 피복관의 건전성에 부정적인 영향을 미친 사례는 없는 것으로 보고 되고 있다[7].

결국 국내외의 적용경험을 토대로 보았을 때 한빛 제3발전소의 경우에도 아연주입 운전의 시행에 의한 핵연료 피복관 건전성 영향에는 이상이 없다.

그림 2-3. 한울1호기 17주기 아연주입 후 측정한 산화막 두께

그림 2-4. 한울1호기 R19와 Q23 연료의 2주기 연소 후 산화막 두께 측정값 비교

발전소 주기 피복관 재료 아연농도

(ppb) 주입기간 (month)

Farley 2 10 Zircaloy-4 40 9

Farley 2 12 Zircaloy-4 30 3

Farley 2 13 ZIRLO^TM/Zircaloy-4 30 10

Farley 2 19 ZIRLO^TM 15 17

Farley 1 16 ZIRLO^TM 30 12

Farley 1 17 ZIRLO^TM 15 16

Diablo Canyon 1 9 ZIRLO^TM/Zircaloy-4 40/30 6 Diablo Canyon 1 11 ZIRLO^TM 20 17 Diablo Canyon 2 9 ZIRLO^TM/Zircaloy-4 30/20 6 Diablo Canyon 2 13 ZIRLO^TM 25 17 Diablo Canyon 2 14 ZIRLO^TM 25 17

Callaway 13 ZIRLO^TM 5/10 10

Callaway 14 ZIRLO^TM 10/20 17

Vogtle 1 12 ZIRLO^TM 5/10 8

Vogtle 1 13 ZIRLO^TM 5 1.5

Vogtle 1 14 ZIRLO^TM 5/10/20 9

Vogtle 1 15 ZIRLO^TM 5/10 16

Vandellos 2 15 ZIRLO^TM 5/10 11 Vandellos 2 16 ZIRLO^TM 5/10/15 17

Byron 2 13 ZIRLO^TM 5 17

Catawba 2 17 ZIRLO^TM 10 17

Watts Bar 1 8 ZIRLO^TM 5 17

Braidwood 2 14 ZIRLO^TM 5 17

Beaver Valley 1 19 ZIRLO^TM 15 17

Palisades 14 Zircaloy-4 5 6

Palisades 15 Zircaloy-4 5 15

Palisades 16 Zircaloy-4 5 22

Palisades 17 Zircaloy-4 5 18

Sequoyah 2 14 M5 5 18

Three Mile Island 1 17 M5 5 23

Crystal River 3 16 M5 5 8

Crystal River 1 19 M5 5/10 23

표 2-1. 아연주입 후 피복관 건전성 평가를 수행한 발전소와 운전주기[7]

2.2 핵설계

원전 1차계통에 아연을 주입하여도 노심의 중성자 특성에는 영향이 없다. 아연은 열중성자 흡수 단면적이 약 1 barn인 약한 중성자 흡수물질이다. 정상 운전 중 아연의 최대 농도는 20 ppb 이하로 유지되기 때문에(신규적용시 목표농도는 5 ppb) 냉각재 내 에서 존재하는 수밀도는 매우 낮으며, 흡수단면적 또한 작으므로 노심의 반응도에 미치는 영향은 무시할 만하다.(흡수단면적 측면에서 보았을 때 20 ppb의 아연은 붕소 농도 기준으로 약 0.00003 ppm에 해당). 따라서 아연주입은 노심의 반응도에 영향을 미치지 않으며, 붕소농도, 중성자속, 노내 반응도계수, 동특성인자, 제어봉가, 노심 출력 분포 그리고 노심 첨두인자에도 영향을 미치지 않는다.

아연은 1차계통의 산화막 내층 결정구조의 구성성분으로 작용하여 산화막을 안정화 시키는 것으로 알려져 있다[7]. 따라서 장기적으로 보면 산화막의 안정화에 따른 원자 로냉각재로의 부식생성물 유입감소로 인해 AOA(Axial Offset Anormally) 발생 위험도 가 감소할 것이나, 아연주입 초기에는 아연과 계통 산화막이 새로운 평형관계를 찾아 가는 과정에서 일시적으로는 아연주입 전에 비해 부식생성물 이동량이 증가되어 AOA 발생 위험도가 오히려 높아질 가능성이 있다. EPRI와 웨스팅하우스사는 AOA 발생 위 험도를 평가하기 위하여 BOA(Boron-Induced Offset Anormally Risk Assessement Tool) 코드를 개발하였는데, AOA 위험도는 BOA 코드에 의해 계산되는 크러드 내의 침적 붕소량에 의해 평가된다[8]. 한빛 제3발전소에서도 아연주입 신규적용 주기에 대하여 BOA 코드를 사용한 AOA 위험도 평가를 수행하여 최초 아연주입 적용시점, 연료 초 음파 세정의 수행여부 등을 결정할 예정이다. 또한 아연주입 착수 시에도 원자로냉각 재 중의 니켈 농도를 주기적으로 분석하여(원자로냉각재를 매개로 하는 크러드 이동을 모니터링할 목적), 니켈 농도가 6 ppb를 초과할 시에는 아연주입을 일시적으로 중단하여 AOA 발생 위험도가 아연주입 전주기에 비해 실질적으로 증가하지 않도록 할 수 있다.

요약하면, 아연이 연료 및 노심의 성능에 영향을 미치지 않으므로 현행 노심 모사 코드와 모델은 아연을 고려하지 않으며 아연주입 교체노심에 대한 안전성 평가결과는 아연을 주입하지 않은 노심에 대한 안전성 평가결과와 동일하다.

2.3 열수력 설계

아연주입 운전을 하지 않더라도 냉각재에는 이미 ppm 단위의 붕산(10∼1,800 ppm)과 수산화리튬(∼3.5 ppm)이 존재하고 있으나, 이러한 수준의 농도로는 물 분자의 수밀도 변화에 영향을 주지 않으므로 노심 열수력 설계 시에 이들 성분의 존재를 고려하지 않 는다. 마찬가지로 냉각재 중에는 철과 니켈 등의 금속원소를 포함하여 여러 불순물들이 미량(ppb 단위)으로 존재하고 있으나, 앞서와 마찬가지로 이러한 불순물들의 농도가 물 분자의 수밀도에 비해 매우 낮기 때문에 냉각재의 특성에 거의 영향을 미치지 않으 므로 노심 열수력 설계 시에는 냉각재에 포함된 이들 불순물의 영향을 고려하지 않는다.

따라서 한빛 제3발전소 원자로냉각재에 저농도로 주입되는 아연 역시 노심 유동분포와 냉각재의 열전달 등에 영향을 주지 않으며 DNBR 등의 설계 결과에도 영향을 미치지 않는다.

핵연료와 노심 분석을 위한 열수력 설계코드와 모델들은 냉각재 내에 포함된 아연을 고려하지 않으며 아연주입 교체노심에 대한 안전성 평가결과는 아연을 주입하지 않은 노심에 대한 안전성 평가결과와 동일하다.

2.4 안전해석

냉각재로 주입되는 아연 용액에는 붕소가 전혀 포함되어 있지 않으므로 이러한 비붕 산수의 아연용액이 화학 및 체적제어계통(CVCS)으로 주입될 경우 붕소희석 사고 분석에 적용된 희석유량에 영향을 줄 수 있으며 안전주입 발생 시 안전주입 유량에 따른 1차 계통의 붕소농도에도 영향을 줄 수 있다. 또한 냉각재로 주입된 아연은 1차계통의 방사선 원항에 영향을 미치므로 사고별 소외선량평가에도 영향을 줄 수 있다. 이를 제외한 과도 안전해석 평가에서는 사고발생 후 냉각재의 붕소농도가 변경되지 않는 것으로 가 정하므로 아연주입에 따른 영향은 없다.

2.4.1 붕소희석 사고

부주의한 붕소희석 사고는 비붕산수가 화학 및 체적제어계통을 통해 노심으로 유입 됨으로써 발생하며, 정반응도 삽입으로 노심의 정지여유도 상실을 초래하는 사고이다.

붕소희석 사고해석에서는 사고 후 임계도달시간을 분석하며, 운전원이 사고를 완화하 여 정지여유도 상실에 도달하지 않도록 조치하는 운전원 조치시간이 허용기준을 만족 하는지를 평가한다. 운전원은 기동 중성자속 채널의 고중성자속 경보, 샘플링 또는 붕 산 측정지시계의 관측이나 붕산유량의 관측에 의해 원자로냉각재계통의 붕소농도가 감소되고 있음을 인지할 수 있다. 운전원이 더 이상의 희석을 중지시키기 위해 충전펌 프를 끄고 유출유량 조절밸브를 잠근 후 상온정지 붕소농도를 맞추기 위해 비상 붕산 주입절차를 이행하여 원자로냉각재계통의 붕소농도를 증가시킴으로써 사고가 종결된다.

현행 한빛 제3발전소 최종안전성분석보고서(FSAR) 15.4.6장의 운전모드별 붕소희석 사고해석에서 가장 보수적인 경우에 적용된 희석유량은 180 gpm 이다. 한편 아연주입 장치는 화학 및 체적제어계통의 체적제어탱크와 충전펌프 흡입관 사이 배관에 연결될 예정이다. 그러므로 붕소희석 사고 발생시 사고해석에 적용되는 희석유량은 아연주입 유량만큼 증가하게 된다. 그러나 아연주입장치의 고장을 고려한 최대 아연주입 유량은 0.0084 gpm (0.5 gph; 아연주입 펌프 2대 모두가 동시에 작동된다고 가정할 시)으로써 현행 FSAR 붕소희석 사고해석에 사용된 희석유량인 180 gpm과 비교할 때 매우 적은 양이므로 그 영향이 미미하여 현행 FSAR에 기술된 분석결과에 미치는 영향은 없다.

또한, 아연주입탱크로의 순수 공급은 운전원이 순수공급 배관을 아연주입탱크에 연결하여 수동으로 채우는 방식(Quick Connector 활용)이며, 원하는 양의 순수가 아연 주입탱크에 공급되면 순수공급 배관을 아연주입탱크에서 분리시키므로 추가적인 순수 공급은 원천적으로 차단된다. 따라서 희석수원을 차단하기 위한 별도 조치의 필요성은 없다.

2.4.2 안전주입이 발생하는 사고

안전주입 발생시 아연주입에 따른 비붕산수 주입량 만큼 원자로냉각재의 붕소농도가 낮아지게 된다. 그러나 안전주입이 발생하게 되면 원자로냉각재계통의 압력에 따라 매우 큰 유량의 안전주입이 이루어지며 주입수의 초기 붕소농도 또한 매우 높다. 또한 사고 발생 후 원자로냉각재계통의 압력은 점차 감소하므로 안전주입 유량은 지속적으 로 증가하게 된다. 따라서, 아연주입에 따른 비붕산수 주입유량(0.0084 gpm)과 안전주 입 유량을 비교할 경우 그 양이 매우 적으므로 안전주입이 발생하는 사고에 대한 영향 은 미미하여 현행 FSAR 15장 안전주입이 발생하는 사고의 분석결과는 유효하다.

2.4.3 대형 냉각재상실사고 및 주증기관 파단사고

원자력발전소의 격납건물 압력 및 온도 해석을 위한 질량 및 에너지 방출관점에서 가장 중요한 설계기준사고는 대형 냉각재상실사고와 주증기관 파단사고이다. 한빛 제3 발전소에서의 아연주입 운전이 기존 FSAR에 제시된 원자로건물 질량 및 에너지 방출 량과 원자로건물 설계 압력 및 온도에 미치는 영향이 있는지를 검토하였다. 일반적으 로 원자로건물 질량 및 에너지 방출에 영향을 미치는 인자로는 에너지원(노심출력, 붕 괴열, 초기 저장에너지, 금속 저장에너지 등)과 연료 피복관 열전달 계수, 증기발생기 전열관 열전도 계수 및 열전달 계수 등이 있는데, 이중 아연주입으로 인해 영향을 받 을 수 있는 인자는 연료 피복관 열전달 계수와 증기발생기 전열관 열전도 계수 및 열 전달 계수 등이 있다. 하지만 이러한 열전달 특성 등은 극미량의 아연주입으로 인해 영향을 받지 않으며, 또한 기존 한빛 제3발전소 FSAR의 질량 및 에너지 방출 해석시 보수적인 초기조건 및 가정들을 사용하였으므로 아연주입에 따른 질량과 에너지 방출에 대한 영향은 한빛 제3발전소에 기 반영된 보수성에 충분히 포함된 것으로 평가된다.

주증기관 파단사고의 경우에는 증기발생기 2차측의 질량과 에너지가 방출되므로 1차 계통의 아연주입 운전과는 무관하며, 냉각재상실사고의 영향과 같이 1차계통 및 1, 2차 계통간의 열전달 특성에 변화가 없으므로 에너지 방출에 미치는 영향도 없다. 따라서, 1차계통의 아연주입 운전이 주증기관 파단사고의 질량 및 에너지 방출 해석에 미치는 영향은 없다.

2.4.4 완전급수상실사고

완전급수상실사고(TLOFW)는 급수상실사고와 보조급수 상실이 동시에 발생한다는 가정이므로 사고 발생확률이 매우 낮은 사고이다. 더구나 보조급수계통은 단일고장을 고려하여 설계된 것이므로 사고시 노심 붕괴열을 제거하는 수단인 보조급수의 완전상 실은 발생확률이 매우 낮다. 따라서 완전급수상실사고는 설계기준 초과사고로 분류된 다. 사고분석에서도 정상운전의 초기조건을 가정하고 제어계통과 보호계통 그리고 완 전급수상실사고 영향을 받지 않는 모든 계통 및 기기들이 활용 가능하다고 가정하며 최적 평가방법을 사용한다.

한빛 제3발전소 완전급수상실사고 해석시 주요 인자 중에서 아연주입으로 인해 영향 을 받을 수 있는 인자는 핵연료 피복관 열전단 계수, 증기발생기의 전열관 열전도 계 수 및 열전달 계수, 그리고 1차측 재료의 비열 등이 있다. 하지만 이러한 열전달 특성 은 저농도의 아연주입 운전으로 인한 영향을 받지 않으므로, 현행 완전급수상실사고의 분석결과는 유효하다.

2.4.5 사고 시 소외선량 평가

1차계통에 아연을 주입함에 따라 계통 내에 Co-58, Co-60 및 Zn-65의 농도가 증가 될 수 있다. 그러나 설계기준사고의 소외선량 평가 시 고려되는 핵종은 요오드와 불활 성기체이며 Co-58, Co-60 및 Zn-65 핵종은 설계기준사고의 소외선량 평가에는 영향을 주지 않는다. 그러므로 1차계통에 아연을 주입하여도 현행 FSAR 15장의 설계기준사 고에 대한 소외선량 평가결과는 유효하다.

2.5 노심 안전성 평가 종합

연료봉 설계측면에서 아연주입 전/후 피복관 건전성 평가를 위해 산화막 두께 평가 결과 피복관 산화막 두께에 별다른 차이가 없으며 핵 설계측면에서는 아연은 열중성자 흡수 단면적이 약 1barn인 약한 중성자 흡수물질이므로 연료와 노심의 성능에 영향을 미치지 않는다.

열수력 설계측면에서 저농도로 주입되는 아연 역시 노심 유동분포와 냉각재의 열전달 등에 영항을 주지 않으며 DNBR 등의 설계 결과에도 영향이 없다. 또한 안전해석 측 면에서 아연 용액은 붕소가 전혀 포함되어 있지 않으므로 과도 안전해석평가에서는 사 고발생 후 붕소농도가 변경되지 않는 한 아연주입에 따른 계통에 영향은 없다.

제 3 장 1차계통 안전성 평가

3.1 아연주입장치 설계

3.1.1 장치 기능

아연주입장치는 정상운전 시 1차계통에 아연을 주입하는 기능을 수행한다.

3.1.2 설계 기준

1) 아연농도는 최대 20 ppb이며, 아연의 종류는 정제아연이다.

2) 아연주입장치의 최소 연속운전 기간은 한 달로 한다.

3) 소모성 부품을 제외한 기기의 설계수명은 발전소 설계수명과 동일하다.

4) 아연주입장치는 비안전 계통이다.

3.1.3 장치 구성

아연주입장치의 구성은 그림 3-1과 같다.

그림 3-1. 아연주입장치 개략도

1) 주입펌프는 2대가 설치되어 정상운전 시 1대의 펌프만 운전되며, 1대는 예비이다.

2) 주입탱크에는 수위지시계가 설치되어 현장지시를 하며, 현장 및 화학실험실 등에 경보를 제공한다. 수위지시계는 주입펌프의 손상을 방지하기 위해 수위가 낮을 경우 펌프 정지신호를 제공한다.

3) 주입펌프 후단에는 유량지시계가 설치되어 현장지시를 하며, 현장 및 화학실험실 등에 경보를 제공한다. 또한, 계통 비정상시 유량이 형성되지 않을 경우 펌프 보호를 위해 펌프 정지신호를 제공한다.

4) 주입장치 내에는 압력방출밸브가 설치되어 주입펌프 및 주입펌프 후단계통을 과압 으로부터 보호한다.

5) 주입탱크에는 혼합기가 설치되어 초산아연(zinc acetate) 분말을 수용액으로 만들 때 사용한다.

6) 각각의 주입펌프 후단에는 압력계가 설치되어 주입펌프의 운전성을 감시한다.

수 량 2대

형 식 왕복동형 (용량 가변형)

설계압력 100 psig (7.03 kg/cm2g) 설계온도 200 ℉ (93.3 ℃)

설계유량 0∼0.25 gph (0∼16 mL/min) 운전유량 0∼0.2 gph (0∼13 mL/min) 정상운전온도 40∼120 ℉ (4.4∼48.9 ℃)

정상운전압력 10∼72 psig (0.7∼5.06 kg/cm2g)

유체접촉면재질 오스테나이트 스테인리스강

코 드 없음

유 체 최대 아연농도 10,000 ppm 수용액

수 량 2개

형 식 수직형

내부체적 100 gallons 또는 400 L

설계압력 대기압

3.1.4 주요 설비

주입펌프

1) 주입탱크 저-저수위시 펌프는 자동으로 정지된다.

2) 펌프의 흡입조건은 스트레이너의 교체 차압을 고려해야 한다.

3) 펌프는 0.5 마력 이하이어야 한다.

4) 펌프는 운전 중에 설계유량의 0∼100 %까지 주입유량 조절이 가능해야 한다.

유량조절은 1 mL/min 이하의 단위로 조절이 가능해야 한다.

5) 펌프 출구압력은 완충기 등을 통해 압력펄스나 맥동이 발생하지 않도록 해야 한다.

주입탱크

정상운전온도 40∼120 ℉ (4.4∼48.9 ℃)

정상운전압력 대기압

재 질 오스테나이트 스테인리스강

코 드 없 음

유 체 최대 아연농도 10,000 ppm 수용액

1) 탱크는 수위 계측설비를 갖추어야 하며, 수위 계측노즐 사이 체적은 최소 90 gallons 또는 360 L 이상(탱크 내부체적에 따라 설정)이어야 한다.

2) 탱크 상부에는 혼합기(mixer)가 설치되어야 하며, 0.3 마력 이하이어야 한다.

3) 탱크는 뚜껑이 설치되어야 하며, 아연 수용액의 혼합작업에 불편함이 없어야 한다.

3.1.5 아연주입 위치

그림 3-2. 한빛 제3발전소의 아연주입 위치

3.2 1차계통 영향 평가

아연주입장치는 사고 예방 및 완화 기능을 수행하지 않는 비안전 계통이다. 본 절에 서는 아연주입 운전에 따른 1차계통 기기 및 재료, 방사선 및 수화학 설계에 미치는 영향에 대한 평가결과를 기술하였다.

3.2.1 1차계통 기기 및 재료에 미치는 영향

한빛 제3발전소 원자로냉각재계통 압력경계를 구성하고 있는 기기는 크게 저합금강, 오스테나이트 스테인리스강, Alloy 600, Alloy 690, 그리고 기타 소량의 오스테나이트상을 가지는 금속재료로 제작되어 있다. 하지만 1차계통 중의 저합금강으로 제작한 기기의 내면은 오스테나이트 스테인리스강이나 Alloy 600 재료 등으로 피복되어 있다. 따라서 피복되어 있는 이들 저합금강 재료는 원자로냉각재와 직접 접촉하지 않으므로 아연주 입에 의한 영향을 받지 아니한다. 또한 오스테나이트 스테인리스강의 열화는 발전소 수화학 조건의 철저한 관리와 예민한 발생이 없도록 제작시 관리되므로 국내 발전소에 서 스테인리스강의 부식은 크게 문제되지 않는다(여기에는 피복재도 포함된다). 그리고 기타 소량의 금속재료와 Alloy 690 역시 부식과 관련한 열화기구가 아직 없다.

아연주입 운전은 용출된 부식생성물인 Co-58, Co-60, 니켈을 정화이온교환기에서 제 거하여 1차계통 산화막의 안정화를 통해 계통 선량율을 낮추고, 구조재료의 부식을 억제 할 수 있는 수질관리 방안이다. 주입된 아연은 계통 산화막 내층의 결정구조에서 니켈 과 코발트 등을 치환하여 산화막을 1차계통 운전환경에서 가장 안정한 화합물 형태로 전환시켜 산화막을 통한 부식 생성물의 이동·확산을 억제함으로써 계통 선량율을 낮추 고, 부식 저항성을 향상시킨다. 그림 3-3에는 아연주입을 한 경우(3.5 개월 동안 20 ppb 아연 주입)와 아연주입을 하지 않는 경우에 대한 1차계통 주요 재료의 부식율 실 험결과를 비교하여 나타내었다. 이 그림을 보면 아연을 주입한 경우가 그렇지 않은 경 우에 비해 재료의 부식속도가 3배 이상 감소됨을 알 수 있다. 또한 실험실에서의 결과 나 발전소에서의 아연주입 운전결과를 보면 Alloy 600 재료의 응력부식균열의 개시도 지연되는 긍정적인 효과가 있다는 점도 보여준다[7].

그림 3-3 일반부식 속도에 대한 아연의 효과[9]

3.2.2 방사선 영향평가

아연주입 운전을 적용 중인 국외 발전소의 분석결과와 한빛 제3발전소 FSAR에 명 시된 설계자료를 근거로 한빛 제3발전소의 아연주입 운전을 고려한 방사선 영향, 즉 아연주입 운전이 발전소의 방사능 운영에 미치는 영향, 방사성 유출물에 미치는 영향 등을 평가하였다.

3.2.2.1 방사능 운영에 미치는 영향 평가

발전소의 방사능 운영에 미치는 영향 평가는 정화이온교환기의 운영에 미치는 영향, 운영기술지침서에 미치는 영향, 기기 및 계기의 방사선 검증에 미치는 영향으로 구분 하여 수행하였다.

1) 정화이온교환기의 운영에 미치는 영향

한빛 제3발전소 화학 및 체적제어계통에는 2대의 정화이온교환기와 1대의 리튬제거

이온교환기가 설치되어 있다. 정화이온교환기는 양이온과 음이온 핵분열 생성물과 방 사화 부식생성물(크러드)을 제거하는 주요 수단을 제공하며, 리튬제거 이온교환기는 원자로냉각재의 리튬농도를 일정하게 조절할 수 있어 원자로냉각재 pH를 6.9∼7.4로 유지하여 방사성 물질의 생성을 최소화하는데 활용된다.

한빛 제3발전소 차폐설계 방사선원항은 핵연료 피복재 손상율 0.25 %인 상태에서 원자로 전출력 운전 및 탈기기 미운전 방식의 가정에 근거하여 계산된다. 차폐설계를 위한 핵분열 생성물과 방사화 부식생성물의 총 방사능량에서 방사화 부식생성물이 차지하는 비중은 0.02 %(H-3과 N-16 제외) 수준이며(한빛 제3발전소 FSAR 표 12.2-5 참조), 한울1호기 사례처럼 Co-58은 1.0E-3 μCi/cc에서 4.2E-3 μCi/cc로 약 4배 , Co-60은 7.4E-6 μCi/cc에서 8.42E-5 μCi/cc로 약 11배 증가, 니켈은 4.5 ppb까지 증 가를 감안하더라도. Co-58과 Co-60의 비방사능 농도 증가는 0.1 %를 넘지 않는다. 즉, 아연주입 운전이 정화이온교환기 등의 차폐설계에 미치는 영향은 미미하다.

따라서, 한빛 제3발전소 아연주입 운전으로 1차계통 방사화 부식생성물 증가에 의한 정화 이온교환기의 운영에는 문제가 없다.

2) 운영기술지침서에 미치는 영향

한빛 제3발전소의 운영기술지침서 3.4.15항에는 원자로냉각재의 비방사능과 관련하여 다음과 같이 제한하고 있다.

○ 요오드 (I-131) 등가선량 ≤ 3.7×10⁴ Bq/g

○ 총비방사능 ≤ 3.7×10⁶/Ē Bq/g (Ē : 평균붕괴에너지)

즉, 원자로냉각재 방사능 준위와 관련한 운영기술지침서에는 개별 핵종에 대한 방사 능 준위의 제한값이 없으며, 제한조건의 변수 설정 시에도 방사화 부식생성물에 의한 영향을 별도로 고려하지 않는다.

한빛 제3발전소 운영기술지침서에는 요오드 (I-131) 등가선량이 제한값을 초과할 경 우 방사능 준위 감시를 강화하여 일정 시간마다 I-131 등가선량을 확인하고 제한값

핵 종 농도, Bq/g*

Co-58 1.43E+03

Co-60 1.64E+02

Zn-65 1.58E+02

결함의 경과에도 부정적인 영향을 미치지 않는다. 또한, 만일 아연주입 운전으로 인해 I-131 등가선량이 증가한다면 운전원은 CVCS 정화유량의 증가 등 원자로냉각재의 I-131 등가선량을 낮추기 위한 운전을 수행할 수 있다.

아연주입 운전으로 인해 증가될 것으로 예상되는 Co-58, Co-60, Zn-65의 비방사능 값은 표 3-1에서처럼 운영기술지침서의 총비방사능 제한값에는 훨씬 못 미치는 값으 로서(한빛 제3발전소에서 최근 측정한 Ē 값은 2.11(5호기), 1.85(6호기)이므로, 총비방 사능 제한값은 1.8×10⁶∼2.0×10⁶ Bq/g 임), 현행 운영기술지침서의 총비방사능 제한값은 실제 운전 중인 발전소의 총 비방사능 측정값에 비해 충분한 여유가 있는 값이다. 따 라서, 한빛 제3발전소의 아연주입 운전으로 인해 냉각재 내의 방사화 부식생성물의 방 사능 값은 원자로냉각재 총비방사능 준위 제한조건에는 아무런 영향이 없다.

표 3-1. 100% 출력에서 정상상태 원자로냉각재 비방사능

* ANSI/ANS-18.1-1999에 따라 기존 FSAR 비방사능 값에 보정계수 10을 곱해 설정한 값임

3) 기기 및 계기의 방사선 검증에 미치는 영향

기기 및 계기의 내환경 검증을 위한 방사선량은 정상운전 중 예상되는 방사선원항, 차폐 설계기준 방사선원항 및 냉각재상실사고(LOCA) 방사선원항을 기준으로 기기 및 계기의 작동이 요구되는 사고 종류에 따라 결정된다.

한빛 제3발전소 FSAR 표 11.1-6에 제시된 정상운전 방사선원항은 전적으로 핵분열 생성물의 비방사능 값에 의해 결정된다(핵분열생성물의 총 비방사능량은 방사화 부식 생성물(크러드)의 총 비방사능량의 850배 정도에 해당). 특히 아연주입 운전 후 방사화 부식생성물의 총 비방사능 값(표 3-1 참조)보다 핵분열생성물의 총 비방사능량이 차지

하는 비중이 월등히 높다.(약 160배) 또한, 구조재료의 일반부식율 감소(그림 3-3 참 조)로 인해 아연주입 운전이 설계수명을 고려한 기기 및 계기의 누적 방사선량에 별다 른 영향이 없다.

차폐 설계기준 방사선원항의 핵분열생성물 비방사능은 0.25 %의 핵연료 손상율을 가정하여 계산되는데, 한빛 제3발전소의 경우 N-16과 H-3을 포함한 총 비방사능 농도는 1.13×10⁷ Bq/g (한빛 제3발전소 FSAR 표 12.2-5)이다. 한빛 제3발전소 아연주입 운전 으로 예상되는 원자로냉각재 방사화 부식생성물의 비방사능 증가량 (표 3-1 참조)은 차폐 설계기준 방사선원항의 핵분열생성물 총 비방사능 값에 비하여 무시할 수 있을 정도로 작기 때문에 기존의 차폐 설계기준 방사선원항에도 별다른 영향이 없다.

기기 및 계기의 내방사선 검증을 위한 방사선량 평가의 LOCA 방사선원항은 노심 핵분열생성물 방사능에 근거하여 산정되었는데, TID-14844 기준에 따라 LOCA 발생 즉시 노심 핵분열생성물 중 모든 불활성기체와 50 %의 요오드 동위원소 등이 환경으 로 방출된다는 매우 보수적인 가정을 적용한다. 이러한 핵분열생성물의 방사능에 비하면 한빛 제3발전소 아연주입 운전으로 예상되는 냉각재의 방사화 부식생성물 방사능 증가 량은 무시할 수 있을 정도로 작다.

따라서, 한빛 제3발전소 아연주입 운전은 기기 및 계기의 내방사선 검증을 위한 방 사선량 평가 및 그 결과에 영향을 미치지 않는 것으로 평가된다.

3.2.2.2 방사성 유출물에 미치는 영향 평가

예상 방사선원항은 정상운전 시 발전소에서부터 환경으로의 연간 평균 방사성물질 방출량 평가에 이용된다. 한빛 제3발전소 아연주입 운전에 의한 원자로냉각재 방사선 원항의 변화는 방사화 부식생성물(Co-58, Co-60, Zn-65)에 대한 것만을 고려하므로 발전소 기체폐기물 계통으로의 방출량 변화는 없으며, 따라서 액체방출물과 폐수지, 폐 필터에 대한 영향만을 평가하면 된다.

한빛 제3발전소에 아연주입 운전을 적용할 경우 원자로냉각재에 추가적인 유량이 공 급되기 때문에 아연주입 전과 비교했을 때보다는 액체방출물 양이 증가하게 되며, 따

(75.7 L/min; 한빛 제3발전소 FSAR 표 9.3-5)의 처리용량을 갖는 붕소회수계통(BRS)의 붕산농축기 활용을 통해 아연주입과 관련하여 증가된 방출유량을 1차계통의 보충수로 재활용하기 때문에 액체방출물 양에 별다른 영향을 주지 않는다. 또한 아연주입에 의 해 증가된 방출유량(아연주입 펌프의 최대 설계유량 고려시 16 ㎖/min (0.004 gpm))은 BRS 처리용량의 0.02 %에 불과하므로 붕소회수계통 운전에도 문제가 없다.

아연주입으로 인해 일시적으로 부식생성물의 증가가 예상됨에 따라 현 정화탈염기의 용량으로 수용 가능한지 여부도 평가하였다. 먼저 발전소 구조재료의 일반부식에 의해 생성되는 부식생성물인 철과 니켈을 제거하는데 소요되는 이온교환수지의 양은 1.5 ft³ 에 해당한다(18개월 운전주기, 정상운전 시 정화유량 75 gpm, 원자로냉각재 중의 철과 니켈의 농도합계 10 ppb, 양이온수지의 이온교환능 1.9 당량/L 가정시). 한빛 제3발전 소에서 한 주기 동안 최대 20 ppb의 아연농도를 일정하게 유지하고, 주입된 아연을 모두 정화이온교환기에서 제거한다고 가정한 경우에 요구되는 이온교환수지의 양은 2.5 ft³으로 계산된다. 한빛 제3발전소 CVCS 정화이온교환기의 수지 용량이 32.0 ft³(한 빛 제3발전소 FSAR 표 9.3-5)임을 감안한다면, 혼상수지 내 양이온수지와 음이온수지가 단순부피비로 1:1 충전되었다고 가정하더라도 한 주기 아연주입 운전 후에도 CVCS 정화용 수지탑은 충분한 정도의 이온교환능을 계속 유지할 수 있다. 즉, 한빛 제3발전 소에서 아연주입 운전을 시행하더라도 여전히 수지교체 없이 1 대의 정화이온교환기만 으로도 정화운전이 가능하며, 따라서 아연주입 운전이 폐수지 발생량에 부가적인 영향 을 주지 않는다. 특히, 국내 타 발전소와 마찬가지로 한빛 제3발전소의 경우에도 수지 포화여부와는 관계없이 매 O/H 기간 중 수지 교체운전을 실시하므로 아연주입으로 인해 탈염기 운영에 미치는 영향은 없다. 그리고, 아연주입 시의 필터 교체량에 대한 한울1 호기의 사례를 보면 아연주입 운전이 필터 교체량 증가에도 별다른 영향을 미치지 않 은 것을 알 수 있다[2] (표 3-2 참조).

아연주입

전/후 운전 주기 교체이력

정상운전 중 O/H 시 소계

아연주입 전 15 1 1 2

아연주입 전 16 5 1 6

아연주입 후 17 4 - 4

아연주입 후 18 5 3 8

아연주입 후 19 2 3 5

표 3-2. 한울1호기 아연주입 전후 주기별 정화필터 교체이력

방사능 농도 측면에서 고려해볼 때, 한빛 제3발전소 FSAR 표 11.2-12에 제시되어 있는 제한구역경계에서의 액체방출물에 함유되어 있는 핵종별 설계기준 방사능 농도는 발전 소 배수 중의 배출관리기준(10 CFR 20 또는 원자력안전위원회 고시 제2019-10호)에 따른 제한값에 비해 매우 작은 값이다. 또한 한빛 제3발전소에서 아연주입 운전으로 증가될 것으로 예상되는 방사화 핵종(Co-58, Co-60, Zn-65)별 설계기준 방출물 농도를 고려하더라도 원자력안전위원회 고시에서 규정하는 방출 제한치와의 비율은 0.002 %에 지나지 않는다. 따라서, 한빛 제3발전소 아연주입 운전으로 인해 원자로냉각재의 예상 방사선원항의 일부에 변화가 생기더라도 그 결과가 방사성 핵종의 연간 평균 예상 방 출량에 미치는 영향은 매우 제한적이며 방출 제한값에 대한 연간 평균 예상 방출량의 여유도도 거의 감소되지 않는다.

3.3 수화학 영향 평가

아연주입으로 인한 1차계통 수화학에 미치는 영향으로써 정상운전 시 원자로냉각재의 용존산소 농도에 대한 영향, 사고후 수소농도에 미치는 영향, 비상노심냉각계통 재순환 집수조 성능 및 pH에 미치는 영향 등에 대한 평가를 수행하였으며, 또한 아연주입 운 전 시의 수질 점검항목 및 점검주기에 대해서도 기술하였다.

3.3.1 용존산소 농도에 미치는 영향

아연주입장치는 화학 및 체적제어계통의 체적제어탱크 후단에 설치될 예정이다. 대 기압 탱크로 설계되는 아연주입장치의 아연주입탱크는 순수공급계통에서 탈염수를 공 급받아 초산아연(zinc acetate)을 용해시키고, 용해된 초산아연이 원자로냉각재계통으로 공급될 때까지 보관하는 기능을 담당한다.

한빛 제3발전소 아연주입탱크가 공기와 접촉하여 용존산소로 포화되고(상온에서 8 ppm O2), 보수적으로 두 대의 아연주입 펌프 모두가 최대 유량으로 운전된다고 가 정할 시(즉 0.5 gal/hr), 아연주입 운전에 의해 시간당 15 mg의 용존산소가 원자로냉각 재로 유입된다. 즉, 한빛 제3발전소의 원자로냉각재 질량이 1.97E+05 kg(FSAR 표 11.1-1)임을 감안하면 시간당 용존산소 농도가 0.08 ppb 증가하는 효과가 발생한다. 하 지만 1차계통에는 용존산소의 농도 상승을 억제하기 위한 수단으로 화학 및 체적제어 계통의 체적제어탱크 기상부에 수소를 가압하여 원자로냉각재 중의 용존수소 농도를 25∼50 cc/kg 범위로 유지하고 있다. 이 경우 1차계통으로 유입된 용존산소는 용존수 소와의 반응에 의해 효과적으로 제거되기 때문에 아연주입 운전으로 인한 실질적인 용존산소 농도 증가효과는 없을 것으로 평가된다.(아연주입으로 인해 증가되는 용존 산소를 제거하기 위해 소모되는 용존수소는 시간당 0.0001 cc/kg 이므로 용존수소 소모량에도 거의 영향이 없다.)

3.3.2 사고후 수소농도에 미치는 영향

금속 아연은 산(Acid)과 반응하여 수소를 생산할 수 있는데, 원자로건물 대기 중의 수소기체 농도가 과도하게 증가하는 경우 원자로건물의 폭발 위험성이 증가되므로 원자로건물 내의 금속 아연의 양에 대해서는 엄격한 관리를 필요로 한다.

원자로냉각재 아연주입에 의한 아연은 중성의 아연 원자(금속)의 형태가 아닌 수용 액 또는 1차계통 산화물 내의 +2가 형태로 존재하므로 산과의 반응에 의한 수소를 생 산하지 않는다. 즉, 아연주입으로 인해 원자로건물 내 사고후 수소기체의 생성, 축적에 영향이 없다.

냉각재상실사고 전 냉각재 아연농도 (ppb)

냉각재상실사고 발생 후 재순환집수조 아연농도 (M)

5 7.77 × 10^-9

10 1.55 × 10^-8

20 3.11 × 10^-8

40 6.22 × 10^-8

50 7.77 × 10^-8

100 1.55 × 10^-7

3.3.3 비상노심냉각계통 재순환집수조 성능에 미치는 영향

원자로건물 재순환집수조는 냉각재상실사고시 장기적인 안전주입 및 살수의 수원으로 활용하기 위해 원자로건물 하부에 설치되어 있는 설비로서, 파단면을 통한 고에너지 제트에 의해 발생하는 이물질은 재순환집수조 여과기에 모여서 여과기를 통한 유동의 흐름을 방해하고, 이로 인해 비상노심냉각계통 및 원자로건물 살수계통의 성능을 저하 시킬 수 있다.

보수적으로 한빛 제3발전소 원자로냉각재의 아연농도가 20 ppb라고 가정한 경우, 냉각재상실사고시 원자로냉각재계통에서 방출된 아연이 재순환집수조로 유입되었을 때의 아연 농도는 3.11×10^-8 M로 계산된다. 이 값은 미국원자력규제위원회의 후원으로 수행된 LANL(Los Alamos National Laboratories) 실험 결과에 의하여 재순환집수조 여과기에서 현저한 수두 손실을 발생시키는 것으로 나타난 금속염 농도인 10^-4 M 보다 약 3,200배 정도 작기 때문에 한빛 제3발전소의 경우 아연주입에 의한 재순환집수조 성능 저하 가능성은 매우 낮은 것으로 평가된다. 표 3-3에는 원자로냉각재계통 아연농 도에 따른 재순환집수조 아연농도 계산결과를 나타냈다.

표 3-3. 원자로냉각재 아연농도에 따른 재순환집수조 아연농도 계산결과

특히 냉각재상실사고시 원자로냉각재와 재장전수탱크의 붕산수가 재순환집수조에서

재순환집수조 냉각재 온도는 출력운전 시의 원자로냉각재 온도에 비해 낮기 때문에 아연의 용해도가 증가하여 아연이 침전될 가능성이 낮으므로 아연주입에 의해 재순환 집수조의 성능이 저하될 가능성은 매우 낮다.

3.3.4 비상노심냉각계통 재순환집수조 pH에 미치는 영향

냉각재상실사고 후 재순환집수조에 유입되는 붕산수와 삼인산나트륨(TSP; Tri-Sodium Phosphate)은 재순환집수조의 pH에 영향을 주는 주요 인자이며, 재순환집수조의 pH가 7.0∼8.5 범위를 유지하도록 거의 같은 몰 비가 유지된다. 정상운전 중 원자로냉각재로 주입되어 있던 아연을 포함하여 산화막 층으로 유입되었던 아연 역시 냉각재로 재용해 되어 나온다고 가정하여 재순환집수조에서의 아연 농도를 보수적으로 40 ppb로 설정한 경우에도, 냉각재상실사고 후 한빛 제3발전소 재순환집수조에서의 아연 농도는 6.22×10^-8 M로 계산된다. 이때, 붕산과 삼인산나트륨의 몰 농도는 아연의 몰 농도보다 106배 이상 크기 때문에 재순환집수조에서 아연 이온이 pH에 미치는 영향은 무시할 정도이며, 따라서 격납건물 살수계통의 핵분열생성물 제거능에 미치는 영향은 없다.

3.3.5 아연주입 운전 중의 수화학 점검항목 및 점검주기

한빛 제3발전소 원자로냉각재에 아연을 주입하는 경우 아연의 농도와 기타 항목에 대한 감시 및 조절이 필요하다. 표 3-4에는 한빛 제3발전소 아연주입 운전 적용시의 수질 점검항목과 점검주기를 나타내었다.(아연주입 관련인자만 표기). 만약 아연주입이 수행되는 동안 아연의 농도가 제한값을 초과하는 경우에는 아연주입율을 낮추거나, 필요시 아연주입 운전을 잠시 중단하는 조치를 취할 예정이다. 또한 아연주입 운전에 의해 냉각재를 매개로 한 크러드의 이동이 급격히 증가하는 것을 억제하기 위하여 냉 각재 중의 니켈 농도도 감시할 예정인데, 만약 니켈의 농도가 6 ppb를 초과하는 경우 에는 연료공급사와 협의하여 AOA(또는, CIPS) 발생 위험도의 실질적인 증가 여부를 진단하고, 필요한 경우 아연주입 운전을 잠시 중단하는 조치를 취할 예정이다.

변수 분석 주기 제한값 비고

아연 1회/주²⁾ ≤20 ppb 최초 목표 운전농도는 5 ppb 실리카¹⁾ 1회/주 ≤1 ppm 연료 크러드 침적 최소화 니켈¹⁾ 1회/주²⁾ ≤6 ppb³⁾ AOA/CIPS 위험 진단 변수

철¹⁾ 1회/주²⁾ N/A 경향 분석

방사성 부식생성물¹⁾

(58Co, 60Co, 65Zn 등) 1회/주 N/A 경향 분석

표 3-4. 한빛 제3발전소 아연주입 시의 원자로냉각재 점검항목 및 점검주기

1) 아연주입 전후 분석값 비교평가를 위하여 아연주입 전부터 시료채취 및 분석을 수행한다.(아연주입 최초 주입주기)

2) 최소 점검 주기는 1회/주이며, 최초 아연주입 또는 과도상태 시에는 아연이 안정화 되고 목표 농도로 조절될 때까지 2∼3회/주 분석한다.

3) 6 ppb 초과시 연료공급사에 통보하고 a) 출력분포 측정을 통해 CIPS로 인한 축방향출력편차(ASI)가 3 % 이상인지 확인하고 b) 연료공급사와 협의하여 아연 주입 일시중지 여부를 결정한다.

3.4 1차계통 안전성 평가 종합

아연주입 운전에 따른 1차계통 기기 및 재료, 방사선 및 수화학 설계에 미치는 영향 에 대한 평가결과 1차계통 산화막의 안정화를 통해 계통 선량율을 낮추고, 구조재료의 부식을 억제할 수 있다.

발전소의 방사능 운영에 미치는 영향에 있어서도 생성된 방사화 부식생성물인 Co-58, Co-60의 비방사능 값은 총비방사능 값 미만이므로 운전 제한조건에도 영향이 없다.

수화학 영향 평가에서도 보수적으로 아연주입량을 0.5 gal/hr으로 주입하더라도 아연 주입에 따른 용존산소는 체적제어탱크에 가압된 수소와의 반응으로 충분히 제거될 수 있으며 수용액 형태인 아연은 산과의 반응에서도 수소를 생성하지 않으며 비상노심냉

제 4 장 FSAR 15장 사고해석에 미치는 영향

4.1 이차계통에 의한 열제거 증가

4.1.1 급수온도 감소[FSAR 15.1.1 항목] 및 급수유량 증가[FSAR 15.1.2 항목]

급수온도 감소 또는 급수유량 증가 사건은 2차계통 열제거 증가효과를 가져온다.

급수온도의 감소는 고압급수가열기의 상실로 인해 발생되며, 급수유량의 증가는 급수 제어밸브가 더 개방되거나 급수펌프의 속도 증가에 의해 발생된다. 급수온도의 감소 또는 급수유량 증가에 의해 2차계통 열제거가 증가되면 원자로냉각재 온도의 감소, 감속재 부온도계수로 인한 원자로 출력 증가 및 RCS와 증기발생기 압력 감소를 유발 하며, 또한 급수유량 증가사건의 경우에는 증기발생기의 수위 증가도 야기한다. 이러한 과도상태는 가압기와 증기발생기의 저압 경보 및 증기발생기 고수위 경보 등에 의해 탐지되며, 만약 과도상태가 허용핵연료설계제한치에 접근할 경우 노심보호연산기계통 에서 원자로 정지신호를 발생시켜 저핵비등이탈률이나 국부 고출력밀도 한계가 초과되 지 않도록 방지된다. 또한 증기발생기 고수위는 증기발생기 고수위 정지신호에 의해 방지된다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 급수온도 감소 또는 급수유량 증가와 같은 급수 계통 오작동 사건의 발생빈도와 사고결말에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 1차계 통의 원자로냉각재로 주입된 아연은 급수계통과 직접 접촉할 가능성이 매우 낮으며(허 용 누설율 범위에서만 극미량의 농도로 접촉, 주입된 아연은 증기발생기 재료의 응력 부식균열에 대한 저항성을 약화시키지 않으므로 1차측에서 2차측으로의 누설 가능성을 증가시키지 않음), 증기발생기 수위계측기의 성능에도 어떠한 영향을 주지 않기 때문이다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.1.1과 15.1.2의 사고해석 결과는 유효하다.

4.1.2 주증기유량 증가[FSAR 15.1.3 항목]

터빈조절밸브가 부주의하게 많이 열림으로써 발생되는 주증기유량 증가 사건은 주로 운전원의 실수 또는 터빈부하제어의 오작동에 의해 유발된다.

주증기유량의 증가는 원자로냉각재 온도의 증가, 노심출력 및 열속의 증가, RCS와 증 기발생기 압력의 감소를 일으킨다. 이러한 과도상태는 가압기와 증기발생기의 저압 경보 및 원자로 고출력 경보 등에 의해 탐지되며, 만약 과도상태가 허용핵연료설계제 한치에 접근할 경우 노심보호연산기계통에서 원자로 정지신호를 발생시켜 저핵비등이 탈률이나 국부 고출력밀도 한계가 초과되지 방지된다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 주증기 유량 증가 사건의 발생 빈도와 사고 결말에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 아연주입 운전이 터빈조절밸브의 과도한 개방과 관련한 운전원의 실수와는 무관하며, 또한 앞선 4.1.1절에서도 언급하였듯이 주입된 아연이 2차계통 터빈부하제어 계측기와 직접 접촉할 가능성도 매우 낮기 때문이다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.1.3의 사고해석 결과는 유효하다.

4.1.3 증기발생기 방출밸브 또는 안전밸브의 부주의한 개방[FSAR 15.1.4 항목]

대기방출밸브나 터빈우회밸브는 운전원에 의하여 부주의하게 열려지거나 그 밸브를 작동시키는 제어계통의 고장으로 인해 열려질 수 있다. 주증기 안전밸브는 밸브가 파 손되었을 때만 열린 채로 있게 된다. 이런 밸브 중 어느 것이 개방되더라도 모두 똑같은 최대 증기유량(전출력 증기유량의 11 %)을 방출하기 때문에 유사한 결과를 보여준다.

이러한 사건들의 한 예로서 증기발생기 대기방출밸브의 부주의한 개방을 선택하고, 단일고장으로 주급수제어계통의 오동작을 가정한다.

증기발생기 대기방출밸브의 부주의한 개방 사고시에는 원자로 운전원이 원자로와 터 빈 사이의 큰 출력 불일치 및 증기방출로 인한 소리 발생을 감지하여 발전소가 비정상 상태에 있음을 인지하고 원자로를 수동으로 트립시키고, 대기방출밸브를 수동으로 닫 아 손상된 증기발생기로부터 대기로의 증기 방출을 중지시킨다. 이후 발전소 안정이나 냉각을 위한 RCS의 열제거는 대기방출밸브의 수동제어로 달성된다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 동 사건의 발생 빈도에 영향을 주지 않는다.

또한 동 사고에서는 사고기간 동안 붕소농도가 변하지 않는 것으로 모사한다. 그러므로 사고 발생 후에도 아연주입과 관련하여 비붕산수의 아연 수용액이 부주의하게 RCS로

계속 주입되었다고 가정하더라도(주입되는 아연 수용액의 총량은 아연주입설비의 주입 탱크 용량인 100 gallon으로 제한됨) 이 사고의 결말에 별다른 영향을 주지 않는다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.1.4의 사고해석 결과는 유효하다.

4.1.4 격납건물 내외부의 증기계통 배관 파단[FSAR 15.1.5 항목]

증기계통 배관 파단사고는 주증기계통의 배관이 파단되는 사고로 정의한다. 이로 인해 증기유량이 증가하여 계통의 과냉각이 이루어지며, RCS와 증기발생기로부터 에너지가 과도하게 제거된다. 그 결과 RCS 온도와 압력 및 증기발생기의 압력이 감소한다. RCS 온도 감소는 감속재 및 도플러 부반응도 계수에 의해 노심의 반응도 증가를 발생시킨다.

RCS의 냉각은 가압기 또는 증기발생기의 저압력 경보, 원자로 고출력 경보, 증기발 생기 저수위 경보에 의해서 탐지된다. 증기관 파단사고로 인한 원자로 정지는 증기발 생기 저압력, 원자로냉각재계통 저압력, 증기발생기 저수위, 원자로 고출력, 노심보호연 산기에 의해 발생되는 저 핵비등이탈률 트립 그리고 격납건물 내부 증기관 파단사고 시에는 격납건물 고압력 등과 같은 원자로 정지신호 중 하나에 의해서 발생된다. 파단 측 증기발생기의 감압으로 인해 주증기격리신호가 발생하며, 이 신호에 의해 주증기 격리밸브(MSIV : Main Steam Isolation Valve)들이 닫혀서 건전한 측 증기발생기로부 터의 증기 방출이 차단되며, 또한 주급수 격리밸브들이 닫혀 양측 증기발생기로 공급 되는 주급수가 격리된다. 가압기 압력은 안전주입작동신호(SIAS : Safety Injection Actuation Signal)가 발생되는 설정치까지 감소된다. 건전한 측의 증기발생기가 격리되 고 파단측 증기발생기가 고갈되면 계통 냉각이 중지되고, 안전주입작동신호에 의한 기 동된 안전주입펌프에 의해 주입된 고농도의 붕소가 노심 반응도를 감소시킨다.

원자로냉각재계통으로 주입된 아연은 2차계통 배관, 구성품 등과 직접 접촉할 가능 성이 매우 낮기 때문에 동 사고의 발생 빈도에 영향을 주지 않는다. 이 사고분석에는 안전주입의 작동을 가정한다. 안전주입 발생 시 아연주입에 따른 비붕산수 주입량만큼 원자로냉각재의 붕소농도가 낮아지게 된다. 그러나 안전주입이 발생하게 되면 RCS 압 력에 따라 매우 큰 유량의 안전주입이 이루어지며(사고 발생 후 원자로냉각재계통의 압력은 점차 감소하므로 안전주입 유량은 지속적으로 증가함) 주입수의 초기 붕소농도

역시 매우 높다. 또한 아연주입에 따른 비붕산수의 주입유량(0.0084 gpm)은 안전주입 유량에 비해 매우 적으므로 아연주입 운전은 사고의 진행 경과와 결말 분석에도 영향을 주지 않는다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.1.5의 사고해석 결과는 유효하다.

4.2 이차계통에 의한 열제거 감소

4.2.1 소외부하상실[FSAR 15.2.1 항목] 및 터빈정지[FSAR 15.2.2 항목]

소외부하 상실이 발생하면 터빈이 정지되고 터빈정지밸브가 닫혀서 증기발생기로부 터 터빈까지의 증기유량이 차단된다. 증기우회계통과 원자로출력급감발계통이 정상적인 자동운전 상태이면 터빈정지시 불필요한 원자로 정지나 주증기안전밸브의 개방 없이 부하감발의 조절이 가능하다. 만약 이 계통들이 수동운전 상태일 때 터빈정지가 발생 한다면 주증기 유량이 완전히 상실되고 가압기 고압력에 의한 원자로 정지가 발생할 것이다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 소외부하 상실사건과 터빈정지 사건의 발생 빈도와 사고 결말에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 아연주입 운전이 발전소 전원공급계 통의 신뢰도에 어떠한 영향을 주지 않으며, 주입된 아연이 주증기 계통 또는 터빈제어 밸브와 접촉할 가능성도 매우 낮기 때문이다. 또한 아연주입 운전은 원자로냉각재계통의 구조적인 건전성과 운전성에 부정적인 영향을 초래하지 않으며, 저농도로 주입된 아연은 터빈정지 이후 원자로가 정지되기 이전의 원자로냉각재 온도가 상승하는 기간 동안에도 연료의 건전성에 별다른 영향을 주지 않기 때문이다. 아울러 동 사고에서는 사고기간 동안 붕소농도가 변하지 않는 것으로 모사하므로 비붕산수인 아연 수용액이 부주의하게 RCS 유입되어도 사건의 경과에 별다른 영향을 주지 않는다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.2.1과 15.2.2의 사고해석 결과는 유효하다.

4.2.2 복수기 진공 상실[FSAR 15.2.3 항목]

복수기 진공 상실은 냉각수를 공급하는 순환수계통의 파손, 비응축성 기체를 제거하

한다. 터빈과 주급수펌프는 복수기 진공 상실의 원인이 발생함과 동시에 정지된다고 가정하며, 이에 따라 RCS의 열제거가 크게 감소하여 원자로냉각재계통의 압력이 증가 하고 가압기 고압력에 의해 원자로가 정지된다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 복수기 진공 상실 사건의 발생 빈도와 사고 결말에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 아연주입 운전이 복수기 진공 상실 사건을 유발하 는 순환수계통의 파손이나 주복수기 진공계통의 파손에 영향을 주지 않기 때문이다.

또한 앞선 4.2.1절에서 언급한 것과 같이 복수기 진공 상실로 인한 터빈정지 이후의 사 고결말에도 영향을 주지 않기 때문이다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.2.3의 사고해석 결과는 유효하다.

4.2.3 주증기 격리밸브 폐쇄[FSAR 15.2.4 항목]

주증기 격리밸브 폐쇄사건은 가상의 주증기격리신호에 의해서 모든 주증기 격리밸브 가 폐쇄됨으로써 발생하며 터빈정지를 유발한다. 모든 주증기 격리밸브가 폐쇄되면 주 증기 유량이 완전 차단되어 열제거가 감소하고 RCS와 증기발생기의 온도와 압력이 증가된다. 원자로 정지는 가압기 고압력에 의해 발생한다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 주증기 격리밸브 폐쇄 사건의 발생 빈도와 사고 결말에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 주입된 아연이 주증기 격리밸브와 직접 접 촉할 가능성이 매우 낮기 때문이며, 앞선 4.2.1절에서 언급한 것과 같이 주증기 격리밸 브 폐쇄로 인한 터빈정지 이후 사고 결말에도 영향을 주지 않기 때문이다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.2.4의 사고해석 결과는 유효하다.

4.2.4 발전소 보조계통용 비(非)비상교류전원 상실[FSAR 15.2.6 항목]

발전소 보조계통용 비(非)비상교류전원상실은 외부 급전망의 완전상실이나 소내 교 류 배전계통의 상실에 의해 발생한다. 모든 정상교류전원이 상실되면 원자로냉각재 유 량감소와 2차측 열제거 감소에 따른 노심보호연산기 작동에 의해 원자로 정지가 발생 한다. 원자로가 정지되면 대기 중인 비상디젤발전기가 자동으로 기동되어 모든 필요한

공학적안전설비계통에 전원을 공급하고 발전소를 안전한 정지조건에서 유지할 수 있도 록 충분한 전원을 제공한다. 원자로 정지 이후 노심의 붕괴열은 RCS 자연순환에 의해 제거되고, 증기발생기 2차측에서 생성된 증기는 주증기 안전밸브 개방을 통해 대기로 방출된다. 1E급인 비상디젤발전기의 전원은 유용하므로 보조급수는 증기발생기 저수위 신호에 의해 자동 주입된다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 외부 급전망의 완전상실 등 발전소 보조계통용 외부전원 상실 사건의 발생빈도와 발생 가능성에 어떠한 영향도 주지 않는다. 또한 아 연주입 운전은 노심보호연산기의 원자로 정지신호 설정치와 비상디젤발전기의 운전성 및 가용성에도 어떠한 영향을 주지 않으며, 주증기 안전밸브의 성능 및 증기발생기 저 수위 신호 설정치에도 별다른 영향을 주지 않으므로 발전소 보조계통용 외부전원 상실 사건의 결말에도 영향을 주지 않는다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.2.6의 사고해석 결과는 유효하다.

4.2.5 정상 급수유량 상실[FSAR 15.2.7 항목]

주급수펌프의 상실 또는 급수제어밸브의 폐쇄에 의해 야기되는 정상 급수유량 상실 사고는 증기발생기 내 수위를 감소시키고 압력과 온도를 증가시키는 결과를 가져온다.

증기발생기 저수위 또는 가압기 고압력에 의해 원자로 정지가 발생할 때까지 RCS 압 력과 온도는 증가한다. 증기우회제어계통이 수동운전 상태라고 가정하면 원자로 정지 이후에 터빈정지밸브의 폐쇄로 인해 주증기 유량이 차단되어 증기발생기와 RCS를 일 시적으로 가압시킨다. 제어봉집합체가 삽입되어 노심의 열생성률이 감소하고 주증기 안전밸브가 개방되면 RCS는 새로운 정상상태에 도달한다. 보조급수는 증기발생기 저 수위 신호에 의해 자동으로 주입되어 노심 붕괴열을 제거하고 정지냉각 진입조건까지 충분히 냉각시킬 수 있도록 증기발생기의 재고량을 보장한다.

원자로냉각재로의 아연주입 운전은 정상급수 유량 상실사건의 발생빈도와 사고결말 에 부정적인 영향을 주지 않는다. 이는 주입된 아연이 2차계통의 설비와 직접 접촉할 가능성이 매우 낮으며. 또한 주증기 안전밸브와 가압기 안전밸브의 운전성에도 영향을 주지 않기 때문이다.

즉, 아연주입 운전이 적용되어도 현행 FSAR 15.2.7의 사고해석 결과는 유효하다.