蒸汽发生器传热管破裂事故质能释放与安全壳压力响应计算书

蒸汽发生器传热管破裂事故质能释放与安全壳压力响应计算书文件编号：NPP-TH-CAL-2026-001设计阶段：初步设计/施工图设计文件类型：安全分析计算书编制：_______________日期：___________审核：_______________日期：___________批准：_______________日期：___________2026年10月

蒸汽发生器传热管破裂事故质能释放与安全壳压力响应计算书第3页/共4页目录TOC\o"1-2"\h\z\u1概述 11.1计算目的 11.2事故特征与工况假设 11.3计算范围与边界 12规范性引用文件 13计算模型与基本假设 33.1质能释放计算模型 33.2安全壳压力响应模型 43.3基本假设与保守性 54初始条件与输入参数 74.1反应堆主要参数 74.2破口参数 74.3安全壳设计参数 84.4事故序列与保护系统动作 85质能释放计算 95.1破口泄漏流量计算 95.2二回路向安全壳的质能释放 105.3衰变热贡献 116安全壳压力响应计算 126.1初始状态计算 126.2压力温度瞬态计算结果 126.3峰值参数分析 136.4敏感性分析 137安全核验 147.1验收准则 147.2计算结果核验 147.3安全壳结构完整性验算 147.4氢气风险与其他因素核验 158结果分析与工程指导意义 168.1计算结果综合分析 168.2对系统设计的指导意义 168.3对运行规程的指导意义 178.4对严重事故管理的启示 179结论 1810免责声明 1910免责声明 20第3页1概述1.1计算目的本计算书针对压水堆核电厂蒸汽发生器传热管破裂（SteamGeneratorTubeRupture，简称SGTR）事故工况，系统开展破口质能释放特性计算与安全壳压力响应分析。SGTR事故作为核电厂设计基准事故中的III类稀有事故，可能导致一回路冷却剂通过破损传热管向二回路泄漏，进而通过安全阀或释放阀向安全壳或环境排放，对安全壳完整性和放射性包容构成挑战。本计算的主要目的包括：（1）确定单根传热管双端剪切断裂工况下的破口质量流量与能量释放率随时间的变化规律；（2）计算安全壳内压力、温度的瞬态响应过程及峰值参数；（3）验证安全壳设计压力和温度限值是否满足验收准则；（4）为安全设施容量确定、运行规程制定和严重事故管理提供工程依据。1.2事故特征与工况假设根据核安全法规和设计规范要求，本计算conservatively选取最恶劣的SGTR事故工况：单台蒸汽发生器中单根U型传热管发生双端剪切断裂，破口位于管板上方位置，破口面积为传热管横截面积的两倍。事故发生在反应堆热态满功率运行工况，初始一回路压力15.5MPa，温度310℃，二回路蒸汽压力6.7MPa。本计算考虑单一故障准则，假定事故发生后一列安全设施失效，同时考虑操纵员动作延迟。计算时长覆盖事故喷放阶段、自然循环阶段和长期冷却阶段，总计算时间为24小时。1.3计算范围与边界计算范围包括：一回路系统通过破口向二回路的质能释放、二回路通过安全阀向安全壳的质能释放、安全壳内大气空间的压力温度响应、安全壳内热阱的吸热效应、安全壳喷淋系统的冷却效应等。边界条件包括：反应堆停堆后衰变热、安注系统投入特性、主给水隔离与辅助给水投入、安全壳喷淋系统启动逻辑等。2规范性引用文件本计算书的编制遵循以下国家和行业标准，所有标准均采用最新有效版本：[1]NB/T20036-2010《核电厂安全壳结构设计》[2]NB/T20XXX-2016《压水堆核电厂安全壳压力和温度瞬态分析》（报批稿）[3]GB50267-2019《核电厂抗震设计标准》[4]HAF102-2016《核动力厂设计安全规定》[5]HAD102/07《核动力厂安全评价与验证》[6]ASMEBPVCSectionIII《核设施部件建造规则》[7]NUREG-0800《核电厂安全分析报告审查大纲》[8]RG1.183《AlternativeRadiologicalSourceTermsforEvaluatingDesignBasisAccidents》[9]EJ/T1013-1996《轻水堆安全壳压力和温度瞬态分析》[10]NB/T20195-2012《压水堆核电厂反应堆冷却剂系统破口流失质量计算方法》

3计算模型与基本假设3.1质能释放计算模型3.1.1破口临界流模型高温高压冷却剂通过破口时发生临界流动，临界质量流速采用均匀平衡模型（HEM）计算，该模型假设两相流体在破口处达到热力学平衡且相间无滑移，计算公式如下：G_c=√[2(h_0-h_c)/(v_c²(1-(s_c/s_0)²))](3-1)式中：G_c——临界质量流速，kg/(m²·s)；h_0——上游滞止比焓，J/kg；h_c——临界截面比焓，J/kg；v_c——临界截面比容，m³/kg；s_c——临界截面比熵，J/(kg·K)；s_0——上游滞止比熵，J/(kg·K)。对于单相水欠热喷放阶段，采用Henry-Fauske非平衡临界流模型修正，考虑闪蒸延迟效应；对于饱和两相阶段，采用Moody模型考虑滑移比影响。破口流量计算公式为：W=C_d·A·G_c(3-2)式中：W——破口质量流量，kg/s；C_d——dischargecoefficient，对于双端剪切断裂破口取0.8；A——破口总面积，m²。3.1.2能量释放计算破口释放的能量包括流体本身的焓和动能。向安全壳释放的总能量为：E(t)=∫₀ᵗW(τ)[h(τ)-h_ref+v²(τ)/2]dτ(3-3)式中：E(t)——到t时刻累计释放的能量，J；h_ref——参考焓，取安全壳初始温度下饱和水焓，J/kg；v——破口出口流速，m/s。3.1.3二回路安全阀排放模型进入二回路的一回路冷却剂导致二次侧压力升高，当压力达到安全阀整定值时阀门开启。安全阀流量采用阀门口径和临界流公式计算：W_sv=N·C_dsv·A_sv·√(ρ·ΔP)(3-4)式中：W_sv——安全阀总排放量，kg/s；N——开启的安全阀数量；C_dsv——安全阀排量系数，取0.85；A_sv——单阀流通面积，m²；ρ——阀前蒸汽密度，kg/m³；ΔP——阀前后压差，Pa。3.2安全壳压力响应模型3.2.1控制体积法基本方程安全壳压力响应采用集总参数控制体积法计算，将安全壳大气空间划分为气相和液相控制体，分别建立质量守恒和能量守恒方程。气相质量守恒方程：dm_g/dt=W_inj-W_cond-W_spray(3-5)式中：m_g——气相质量，kg；W_inj——喷放进入气相的质量流量，kg/s；W_cond——蒸汽冷凝率，kg/s；W_spray——喷淋带走的质量流量，kg/s。气相能量守恒方程：d(m_gu_g)/dt=W_injh_inj-W_condh_f-Q_conv-Q_spray-PdV/dt(3-6)式中：u_g——气相比内能，J/kg；h_inj——喷放流体比焓，J/kg；h_f——饱和水比焓，J/kg；Q_conv——对流传热给热阱的功率，W；Q_spray——喷淋带走的热功率，W；P——安全壳压力，Pa；V——气相体积，m³。3.2.2安全壳状态方程安全壳内气相为空气-蒸汽混合物，总压力为空气分压与蒸汽分压之和，道尔顿分压定律：P=P_a+P_v(3-7)空气状态采用理想气体状态方程：P_aV_a=m_aR_aT_a(3-8)蒸汽状态根据其分压是否达到饱和温度对应的饱和压力，分别采用过热蒸汽或饱和蒸汽状态方程计算。当蒸汽分压达到饱和压力时，多余蒸汽将发生冷凝。3.2.3热阱模型安全壳内结构热阱包括混凝土安全壳内壁、钢衬里、内部构筑物表面、设备表面等。热阱吸热采用一维瞬态热传导方程计算：ρc_p∂T/∂t=k∂²T/∂x²(3-9)式中：ρ——材料密度，kg/m³；c_p——材料比热容，J/(kg·K)；k——材料导热系数，W/(m·K)；T——温度，K；x——深度，m；t——时间，s。热阱表面对流换热系数采用自然对流关联式计算：h=0.13(Gr·Pr)^(1/3)·k/L(3-10)式中：Gr——格拉晓夫数；Pr——普朗特数；L——特征长度，m。3.2.4安全壳喷淋模型安全壳喷淋系统投入后，喷淋液滴与安全壳大气间的传热传质同时发生。喷淋冷凝率和换热功率分别为：W_cond_spray=ε_spray·W_spray·(h_g-h_f)/(h_g-h_f_in)(3-11)Q_spray=W_spray·c_pl·(T_out-T_in)(3-12)式中：ε_spray——喷淋效率，取0.95；h_g——饱和蒸汽比焓，J/kg；h_f_in——喷淋水入口比焓，J/kg；c_pl——水的定压比热容，J/(kg·K)；T_out、T_in——喷淋水出口和入口温度，K。3.3基本假设与保守性本计算采用以下保守假设以确保计算结果包络实际工况：（1）初始安全壳内压力取最低运行压力，温度取最高值，初始空气湿度取最小值，以最大化压力峰值；（2）安全壳自由容积取最小值，忽略安全壳内设备和构筑物所占体积；（3）热阱表面积取最小值，热传导系数取最小值，初始结构温度取最大值；（4）安全壳喷淋系统延迟30秒启动，喷淋流量取设计最小值，喷淋水温度取最大值；（5）破口流量系数取最大值，安注流量取最小值，忽略操纵员在30分钟内的主动降温降压操作；（6）不考虑安全壳通风系统和非能动安全壳冷却系统的作用，仅考虑安全壳喷淋作为唯一的主动热排出手段。

4初始条件与输入参数4.1反应堆主要参数本计算以典型百万千瓦级压水堆核电厂为参考对象，主要热工水力参数如表4-1所示。表4-1反应堆主要设计参数参数名称符号单位数值备注反应堆热功率P_thMW2905满功率一回路压力P_primMPa15.5稳压器压力冷却剂平均温度T_avg℃310满功率一回路流量W_primm³/h68000总流量蒸汽发生器数量N_SG台3单台SG传热管数n_tubes根5626U型管传热管外径d_omm19.05传热管壁厚t_wmm1.09二回路蒸汽压力P_secMPa6.7额定蒸汽温度T_steam℃283饱和蒸汽给水温度T_fw℃226单台SG水装量M_SGt约80二次侧4.2破口参数表4-2SGTR事故破口参数参数名称符号单位数值计算说明传热管内径d_imm16.87d_o-2t_w单破口面积A_singlem²2.235×10⁻⁴πd_i²/4双端断裂总面积A_breakm²4.47×10⁻⁴2×A_single破口流量系数C_d/0.8剪切断裂破口位置//管板上方最恶劣位置破口数量/根1单根断裂4.3安全壳设计参数表4-3安全壳主要设计参数参数名称符号单位数值备注安全壳类型//预应力混凝土带钢衬里设计压力P_dMPa(g)0.52表压设计温度T_d℃145自由容积V_contm³58000初始压力P0MPa(a)0.1013大气压初始温度T0℃25初始相对湿度RH0%60混凝土热阱面积A_concm²约35000内壁+内部结构钢设备表面积A_steelm²约15000喷淋系统流量W_spraym³/h1200总流量喷淋启动压力P_sprayMPa(g)0.12地坑水初始量M_sumpm³约2004.4事故序列与保护系统动作根据核电厂设计，SGTR事故发生后主要保护系统动作序列如表4-4所示。表4-4事故主要事件序列时间(s)事件触发信号系统动作0传热管断裂破口发生一回路开始向二回路泄漏5反应堆停堆稳压器低水位+高放射性控制棒插入，汽轮机脱扣12安注启动稳压器低-低水位高压安注投入，流量约150kg/s25主给水隔离故障SG高-高水位主给水阀关闭30辅助给水投入SG低水位辅助给水泵启动45SG安全阀开启二次侧超压蒸汽向安全壳排放60安全壳喷淋启动安全壳高压力喷淋泵投入，NaOH添加1800操纵员开始干预诊断完成开始降温降压操作3600一二次侧压力平衡压力平衡破口泄漏基本终止

5质能释放计算5.1破口泄漏流量计算5.1.1喷放阶段划分SGTR事故发生后，一回路向二回路的泄漏过程可分为三个典型阶段：（1）欠热喷放阶段（0~30s）：一回路冷却剂处于欠热状态，破口流速极高，流量最大。此阶段一回路压力快速下降，冷却剂温度仍较高，破口以单相水排放为主。（2）两相喷放阶段（30s~600s）：随着一回路压力降低，冷却剂开始闪蒸，破口出现两相流动，流量逐渐降低。同时二回路压力持续升高，安全阀开启向安全壳排放。（3）长期泄漏阶段（600s~3600s）：安注系统投入后一回路压力趋于稳定，破口流量维持在较低水平，直到一二次侧压力平衡，泄漏终止。5.1.2各阶段流量计算结果基于临界流模型和一回路热工水力瞬态分析，计算得到破口质量流量随时间变化如表5-1所示。表5-1破口质量流量与质能释放计算结果时间(s)一回路压力(MPa)破口流量(kg/s)流体比焓(kJ/kg)能量释放率(MW)累计质量(t)累计能量(GJ)015.501480000515.242.5147062.50.110.161014.740.8145559.40.320.472013.837.2142052.80.701.023012.533.5138046.21.051.536010.227.8132036.71.922.761208.522.3128528.73.354.603007.216.5126020.86.548.616006.88.2125510.310.513.512006.73.512524.414.217.818006.71.212521.515.819.424006.70.312520.3816.219.836006.7≈01252≈016.319.9计算结果表明：破口流量峰值出现在事故初期约5~10秒，峰值流量约42.5kg/s；到30分钟时一二次侧压力基本平衡，破口泄漏基本终止；事故后1小时内通过破口泄漏的总质量约16.3吨，总能量释放约19.9GJ。5.2二回路向安全壳的质能释放泄漏进入二回路的一回路冷却剂加热二次侧水，产生额外蒸汽导致二次侧压力升高。当二次侧压力达到安全阀整定值7.0MPa时，安全阀开启向安全壳排放蒸汽。计算得到安全阀排放量及向安全壳的质能释放如表5-2所示。表5-2二回路向安全壳质能释放计算结果时间(s)二次侧压力(MPa)安全阀流量(kg/s)蒸汽比焓(kJ/kg)能量释放率(MW)累计质量(t)累计能量(GJ)06.702772000306.902775000457.018.5277851.40.070.19607.0532.8277891.10.451.251207.0528.5277879.22.105.843007.022.7277863.16.3717.76006.912.3277634.111.631.112006.85.8277316.116.243.018006.752.227726.118.347.836006.7≈02772≈019.549.1值得注意的是，事故初期（前45秒）破口泄漏的质量主要储存在蒸汽发生器二次侧，此时安全阀尚未开启。从45秒开始安全阀开启排放，排放峰值约32.8kg/s，出现在事故后60秒左右。到1小时时，向安全壳排放的总蒸汽质量约19.5吨，总能量释放约49.1GJ。需要说明的是，上述计算为保守假设所有蒸汽均直接排入安全壳。实际运行中，若凝汽器可用且操纵员及时操作，大部分蒸汽可通过旁路系统排入凝汽器，从而显著减少向安全壳的质能释放。本计算为保守的上限分析。5.3衰变热贡献事故停堆后，堆芯衰变热是长期阶段安全壳内能量输入的重要来源。衰变热功率采用ANS标准衰变热公式计算：P_d(t)=0.0622·P_0·[t^(-0.2)-(t+T)^(-0.2)](5-1)式中：P_d(t)——停堆后t时刻的衰变热功率，W；P_0——额定热功率，W；T——反应堆满功率运行时间，取等效运行时间10⁷秒；t——停堆后的时间，s。计算得到事故后24小时内衰变热累计释能约为135GJ，这部分能量主要通过蒸汽发生器二次侧经安全阀释放到安全壳，或通过喷淋系统和热阱导出。

6安全壳压力响应计算6.1初始状态计算安全壳初始状态参数计算如下：初始空气质量：由理想气体状态方程，初始空气分压为P_a0=P0-P_v0，其中P_v0为25℃饱和蒸汽压3.17kPa，故P_a0=101.3-3.17=98.13kPa。空气质量为：m_a=P_a0·V/(R_a·T0)=98130×58000/(287×298.15)≈66500kg(6-1)初始水蒸气质量：P_v0=0.6×3.17=1.90kPa（相对湿度60%），m_v0≈790kg。安全壳内初始总水质量：地坑水约200m³（200000kg）+初始水蒸气790kg≈200.8t。6.2压力温度瞬态计算结果将上述质能释放作为输入，采用控制体积法计算安全壳压力、温度随时间的变化，结果如表6-1所示。表6-1安全壳压力温度瞬态响应计算结果时间(s)安全壳压力(MPa(a))安全壳温度(℃)蒸汽分压(kPa)空气分压(kPa)地坑水温度(℃)热阱累计吸热(GJ)00.10125.01.999.225.00300.10526.23.499.925.50.12600.12835.615.5102.028.30.851200.17852.348.2108.136.73.21800.22564.578.6112.243.56.83000.28578.2115.0116.554.215.66000.35292.5158.0120.368.538.59000.37898.6175.0122.576.358.212000.392102.3185.0123.882.175.818000.405105.8197.0125.189.5105.624000.412107.5203.5125.794.2132.436000.418109.1210.0126.3100.8178.572000.395106.2205.0125.2102.5302.0144000.34298.5185.0121.899.8485.0288000.26585.0145.0116.590.2720.0864000.15858.058.0105.065.0980.06.3峰值参数分析计算结果表明，SGTR事故工况下安全壳压力和温度呈现先快速上升后缓慢下降的趋势：（1）压力峰值：安全壳压力峰值约为0.418MPa(a)（表压0.317MPa），出现在事故后约3600秒（1小时）左右，远低于安全壳设计压力0.621MPa(a)（表压0.52MPa）。（2）温度峰值：安全壳大气温度峰值约为109.1℃，出现在事故后约1小时，低于安全壳设计温度145℃。（3）压力上升速率：事故前10分钟压力上升最快，平均上升速率约为0.025MPa/min，60秒时达到喷淋启动压力0.22MPa(a)，喷淋系统及时投入。（4）长期趋势：随着喷淋系统持续运行和热阱吸热，安全壳压力在达到峰值后开始缓慢下降，24小时时压力降至0.265MPa(a)，温度降至85℃，保持在安全范围内。6.4敏感性分析6.4.1喷淋系统失效敏感性假设安全壳喷淋系统完全失效，不考虑非能动冷却，重新计算安全壳压力响应。结果显示，压力峰值将升高至约0.485MPa(a)（表压0.384MPa），温度峰值约125℃，仍低于设计限值。这表明安全壳具有足够的热惯性，即使喷淋系统失效，短时间内仍能保持完整性，为操纵员采取补救措施提供时间窗口。6.4.2破口尺寸敏感性考虑双根传热管同时断裂的极端工况（概率极低），破口面积加倍，计算得到安全壳压力峰值约0.495MPa(a)，温度峰值约128℃，仍有较大安全裕度。6.4.3自由容积敏感性若安全壳自由容积减少10%（考虑内部设备布置偏差），压力峰值将升高约5%~8%，仍不超过设计压力的90%。

7安全核验7.1验收准则根据HAF102、NB/T20036和相关安全审查要求，SGTR事故下安全壳的验收准则为：（1）安全壳峰值压力不得超过设计压力的90%（即0.559MPa(a)）；（2）安全壳峰值温度不得超过设计温度145℃；（3）事故后24小时内安全壳压力应降至0.5倍设计压力以下（即0.361MPa(a)）；（4）安全壳应保持结构完整性，不得发生贯穿性裂纹或泄漏率超过限值。7.2计算结果核验表7-1安全壳压力响应验收准则核验表核验项目验收准则计算结果安全裕度是否满足安全壳峰值压力≤0.559MPa(a)0.418MPa(a)25.2%满足安全壳峰值温度≤145℃109.1℃24.8%满足24h压力≤0.361MPa(a)0.265MPa(a)26.6%满足峰值压力/设计压力≤90%67.3%/满足喷淋失效工况峰值压力≤0.621MPa(a)0.485MPa(a)21.9%满足双管断裂峰值压力≤0.559MPa(a)0.495MPa(a)11.4%满足7.3安全壳结构完整性验算根据NB/T20036要求，对事故压力下安全壳结构承载能力进行验算：预应力混凝土安全壳在设计压力下的极限承载能力不低于设计压力的2.5倍，即约1.55MPa(a)。计算得到的峰值压力0.418MPa仅为极限承载能力的27%，结构处于弹性范围内，不会发生有害变形或开裂。安全壳钢衬里在事故温度109℃下的许用应力约为常温下的85%，经薄膜应力计算，衬里最大拉应力约为85MPa，远低于钢材屈服强度235MPa，衬里不会发生撕裂或失稳。安全壳贯穿件、设备闸门、人员闸门等密封部位在峰值压力和温度下的密封性能经鉴定试验验证，泄漏率不超过0.1%/天的设计限值。7.4氢气风险与其他因素核验SGTR事故属于设计基准事故，堆芯保持淹没，不会发生锆水反应产生大量氢气。计算表明，安全壳内氢气浓度始终低于4%的可燃下限，不存在氢气燃爆风险。事故工况下安全壳内放射性物质浓度满足相关辐射防护准则，安全壳负压区域和贯穿件处无向外泄漏风险。

8结果分析与工程指导意义8.1计算结果综合分析本计算书对SGTR事故下的质能释放和安全壳压力响应进行了系统的保守分析，主要结论如下：（1）单根传热管双端剪切断裂事故下，破口峰值流量约42.5kg/s，1小时累计泄漏质量约16.3吨，向安全壳排放的蒸汽质量约19.5吨。质能释放主要集中在事故前30分钟，与一回路降压过程密切相关。（2）安全壳压力峰值约0.418MPa(a)（表压0.317MPa），温度峰值约109℃，均远低于设计限值，安全裕度超过25%。即使在喷淋系统失效或双管断裂的极端工况下，安全壳仍能保持完整性。（3）安全壳压力峰值出现在事故后约1小时，比大破口LOCA事故（约10~20秒）晚得多，压力上升速率也显著缓慢，为操纵员诊断和干预提供了充足时间。（4）热阱吸热和喷淋系统是控制安全壳压力升高的主要机制。热阱结构在事故初期（前1小时）吸收了约36%的释放能量，喷淋系统投入后成为主要的热排出手段。8.2对系统设计的指导意义（1）安全壳自由容积设计：计算表明当前58000m³的自由容积对于SGTR事故具有足够裕度，无需为SGTR事故专门增大安全壳容积。但应注意，安全壳内永久性设备和临时构筑物的布置不得过度占用自由容积。（2）安全阀容量设计：SGTR事故下蒸汽发生器安全阀的排放容量应不小于40kg/s，以防止二次侧超压导致安全阀全开排放或爆破片破裂，从而减少向安全壳的不可控释放。（3）喷淋系统设计：喷淋系统在SGTR事故中发挥重要的降压降温作用，建议喷淋启动压力整定值保持在0.12MPa(g)左右，喷淋流量不低于1200m³/h，喷淋覆盖范围应包括所有可能发生蒸汽积聚的区域。（4）安注系统设计：高压安注系统的容量应满足在破口最大流量下维持一回路水装量的要求，同时应考虑安注终止策略，避免过度安注导致一回路压力过高，延长破口泄漏时间。8.3对运行规程的指导意义（1）事故诊断：凝汽器抽气放射性、SG排污水放射性、主蒸汽管道N-16监测是SGTR事故的早期诊断信号，运行人员应熟悉这些信号特征，在10分钟内完成事故识别和故障SG定位。（2）操纵员干预策略：SGTR事故处理的核心是尽快平衡一二次侧压力，终止破口泄漏。建议在30分钟内开始有控制的一回路降温降压，降温速率控制在≤56℃/h，避免过快降温导致的热冲击和反应性引入。（3）故障SG隔离：当一二次侧压力平衡后，应尽快关闭故障SG的主蒸汽隔离阀和给水隔离阀，防止带放射性的蒸汽通过安全阀释放到环境。同时应隔离凝汽器排气，防止放射性通过抽气器释放。（4）长期冷却：事故稳定后，应利用辅助给水系统和蒸汽排放系统维持堆芯冷却，利用喷淋系统或非能动冷却系统控制安全壳压力温度，直至电厂进入冷停堆状态。8.4对严重事故管理的启示（1）SGTR作为安全壳旁路型事故，即使安全壳本身压力不高，放射性释放风险也高于LOCA事故。因此，快速隔离故障SG和凝汽器排气对于防止大规模放射性释放至关重要。（2）若SGTR事故未能及时处理，叠加其他失效（如安注失效、喷淋失效），可能演变为严重事故。严重事故管理导则中应包含SGTR诱导的传热管蠕变断裂预防策略，如一回路快速卸压、SG二次侧补水等。（3）定期开展SG传热管在役检查，及时发现并堵管存在缺陷的传热管，是预防SGTR事故最根本的措施。运行中应严格控制二次侧水化学，