破損燃料組件修復后的物理特性分析

陳秋煬，薛 峰，高擁軍

(蘇州熱工研究院有限公司,核安全技術中心，江蘇 蘇州 215004)

破損燃料組件修復后的物理特性分析

陳秋煬，薛 峰，高擁軍

(蘇州熱工研究院有限公司,核安全技術中心，江蘇 蘇州 215004)

破損燃料組件修復后再次入堆使用是必須進行安全評估,以確保核安全。本文以采用AFA3G燃料組件的CPR1000機組為研究對象，對裝入反應堆后的正常燃料組件和修復燃料組件的核物理和功率分布進行分析評估。結果表明：燃料組件內更換一根燃料棒對燃料組件反應性的影響很小，該影響可以忽略。更換不銹鋼棒的數量越大，燃料組件反應性變化幅度越大。隨著燃耗的加深，燃料組件反應性變化幅度也增大。修復的燃料組件雖然在換棒位置局部區域發生功率畸變，相對功率略微的升高，但離換棒位置較遠的燃料棒的相對功率沒有變化，換棒不會導致組件內功率峰發生象限的偏移。

燃料組件;修復;反應性;功率

核電廠使用的燃料組件由于格架-燃料棒振動磨損、異物磨蝕、制造缺陷、磨蝕/結垢、芯塊-包殼相互作用(PCI)、圍板射流、一次氫化等原因，會出現燃料組件破損或損壞的現象[1-3]。世界各國核電設計、運營和監管機構均對核燃料組件的失效給予了極大的關注。近年來，我國壓水堆核電廠也出現了少量的燃料組件破損現象。燃料組件破損后，為避免組件不可用帶來的經濟損失，通常要修復燃料組件。將破損燃料組件修復后再次入堆使用具有巨大的經濟效益。

大多數文獻都是針對正常的燃料組件進行設計計算。Robert[4]詳細介紹反應堆物理計算的過程，包括中子輸運方程、核截面數據、反應堆換料計算等內容。章宗耀[5-6]介紹了大亞灣核電站堆芯換料設計準則、計算機程序、設計內容以及設計預計值與測量值的比較。李冬生[7]介紹了大亞灣核電站第九循環堆芯18個月換料設計需提交給核電站的設計文件和所用的計算機軟件,并對啟動物理試驗實測值與設計預計值進行了比較分析。

破損燃料組件修復后再次入堆使用必須以安全為前提，破損組件修復后需要進行安全評估，才可以將安全可靠的“已修復的破損燃料組件”再次入堆使用。

本文對裝入反應堆后的正常燃料組件和修復燃料組件的核物理和功率分布進行分析評估。

1 計算模型

1.1 燃料組件模型

本報告以采用AFA3G燃料組件的CPR1000機組為研究對象。CPR1000堆型是三環路、輕水慢化和冷卻的壓水堆核電站。反應堆熱功率為2895MW，運行壓力為15.5MPa，冷卻劑總熱工水力設計流量為68520m3/h。

反應堆堆芯裝有157個AFA3G燃料組件。AFA3G是法國法馬通公司推出的第三代17×17型先進壓水堆燃料組件。燃料組件安全限值為52 GWD/tU。修復的燃料組件采用1/4對稱模型，模型見圖1。

圖1 修復的燃料組件模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the repaired fuel assembly model

在燃料組件的建模中，采用APOLLO2-F程序求解99群輸運方程,并為SMART 程序提供兩群均勻化的截面。采用臨界曲率搜索來進行通量計算，并計算燃耗。

在堆芯反射層建模中，根據不同的材料組成，將反射層劃分為幾個子區，計算反射層各子區的厚度和材料體積份額。再用APOLLO2-F程序計算反射層截面參數。

1.2 三維堆芯擴散-燃耗計算模型

采用三維兩群堆芯擴散-燃耗計算程序SMART建立反應堆堆芯模型，結合多參數數據庫進行反饋修正，求解與時間無關的兩群穩態中子擴散方程，用燃料的微觀燃耗模型來處理譜效應和燃耗效應，考慮了主要的重原子核和裂變產物鏈，分析中需進行硼濃度臨界搜索、功率分布、燃耗分布計算等。

堆芯模型中，每個燃料組件徑向上劃分為4個節塊，活性區軸向上劃分為16個節塊。

由于堆芯內放置修復燃料組件的位置和使用的循環的組合非常多，本報告選擇燒過一個循環后出現破損的乏燃料組件作為研究對象，研究修復后的燃料組件在反應堆內第二個循環的特性。

2 計算結果

2.1 燃料組件特性

2.1.1 燃料組件反應性

將破損的燃料棒替換為不銹鋼棒的修復燃料組件反應性會有所降低。

圖2給出了更換一根燃料棒的燃料組件在反應堆內反應性變化特性。由圖可知，燃料組件反應性有所下降。下降幅度在一個循環壽期內變化較小，小于-0.03%。隨著燃耗的加深，燃料組件反應性的變化幅度加大。

圖2 反應性變化特性(換1根棒)Fig.2 Comparison of reactivity change characteristics (change 1 rod)

計算結果還表明在17×17的燃料組件內更換一根燃料棒對反應性的影響很小，該燃料組件反應性影響可以忽略。

對反應堆J06位置布置富集度3.1%的修復燃料組件，圖3給出了更換不同數量的不銹鋼棒后燃料組件反應性變化的特性。

圖3 反應性與換棒數量的關系(富集度3.1%)Fig.3 Comparison of reactivity change characteristics with change rods number (enrichment 3.1%)

對于G09位置布置富集度4.45%的修復燃料組件，圖4給出了更換不同數量的不銹鋼棒后燃料組件反應性變化的特性。

由圖3和圖4可知，更換不銹鋼棒的數量越大，燃料組件反應性變化幅度越大。隨著燃耗的加深，燃料組件反應性變化幅度也增大。

圖4 反應性與換棒數量的關系(富集度4.45%)Fig.4 Comparison of reactivity change characteristics with change rods number (enrichment 4.45%)

2.1.2 局部功率分布

對于修復的燃料組件，由于更換了不銹鋼棒，在不銹鋼棒附近燃料組件內部產生的相對功率分布會發生變化。

圖5給出了EOL時，H08位置，富集度1.8%的燃料組件內功率分布。圖5(b)中模型將左上角(3-3位置)一根燃料棒更換為一根不銹鋼棒。由圖5(a)可知，正常燃料組件內燃料棒歸一化功率是對稱分布。由圖5(b)可知，在修復后換棒燃料組件中，組件左上角(3-3位置)更換了一根不銹鋼棒。在正常的組件模型中，3-3位置的燃料棒歸一化功率為0.918；換成不銹鋼棒后，歸一化功率為0。在修復的燃料組件中，換成不銹鋼棒位置周圍的燃料棒相對功率會發生小區域的局部畸變，相對功率上升4.8%。離換棒位置較遠的燃料棒的相對功率沒有變化。換棒后的燃料組件雖然局部區域發生功率畸變，但總體影響較小。

圖6給出了EOL時，J06位置，富集度3.1%的燃料組件內功率分布。圖6(b)模型將右下角(15-15位置)一根燃料棒更換為一根不銹鋼棒。在正常的組件模型中，3-3位置的燃料棒歸一化功率為1.123；換成不銹鋼棒后，歸一化功率為0。由圖6(a)可知，正常燃料組件內燃料棒歸一化功率峰值出現在左上角的象限，峰值為1.261。由圖6(b)可知，在修復后換棒燃料組件中，組件右下角(15-15位置)更換了一根不銹鋼棒，該位置周圍的燃料棒相對功率會發生小區域的局部畸變，相對功率上升5.6%。離換棒位置較遠的燃料棒(左上角)的相對功率沒有變化，功率峰值還是維持在左上方，相對功率峰值同樣為1.261。換棒后的燃料組件雖然局部區域發生功率畸變，但影響較小，不會導則燃料棒功率峰發生象限的偏移。

CPR1000核電站燃料組件柵元為欠慢化設計。在組件修復后，破損燃料棒被不銹鋼棒替換后，不銹鋼棒周圍燃料棒柵元的水-鈾比增大，更有利于快中子慢化成熱中子，因而周圍燃料棒功率上升。

綜上所述，修復的燃料組件雖然在換棒位置局部區域發生功率畸變，但影響較小；離換棒位置較遠的燃料棒的相對功率沒有變化；換棒不會導致組件內燃料棒功率峰發生象限的偏移。

圖5 燃料組件內功率分布(富集度1.8%，H08位置，EOL)Fig.5 Power distribution of fuel rod (enrichment 1.8%, H08, EOL)(a) 正常組件;(b) 換棒組件(3-3位置換棒)

3 結論

本報告以采用AFA3G燃料組件的CPR1000機組為研究對象，對裝入反應堆的正常和修復燃料組件局部的中子物理和功率分布進行分析評估。結果表明：

(1) 燃料組件內更換一根燃料棒對燃料組件反應性的影響很小，該影響可以忽略。

(2) 更換不銹鋼棒的數量越大，燃料組件反應性變化幅度越大。隨著燃耗的加深，燃料組件反應性變化幅度也增大。

(3) 修復的燃料組件雖然在換棒位置局部區域發生功率畸變，相對功率略微的升高，但離換棒位置較遠的燃料棒的相對功率沒有變化，換棒不會導致組件內燃料棒功率峰發生象限的偏移。

圖6 燃料組件內功率分布(富集度3.1%，J06位置，EOL)Fig.6 Power distribution of fuel rod (enrichment 3.1%, J06, EOL)(a) 正常組件;(b) 換棒組件(15-15位置換棒)

[1] NUCLEAR ENERGY AGENCY， Nuclear Fuel Safety Criteria Technical Review (Second Edition)[M],2012，NEA No. 7072

[2] EPRI, Fuel Reliability Guidelines: PWR Fuel Cladding Corrosion and Crud[R], Electic Power Research Institute, 1015449, 2008.

[3] US Nuclear Regulatory Commission, Review Plan for the Review of Safety Analysis Reports for Nuclear Power Plants: LWR Edition[R], Report NUREG-0800, Chapter 4 (Reactor), March 2007.

[4] Cochran R.G.，Tsoulfanidis N.，The nuclear fuel cycle analysis and management[M]，1993

[5] 章宗耀,咸春宇,張虹,等.核電廠反應堆換料安全評價原理與應用[J]，核動力工程，1997,18(06).

[6] 章宗耀，大亞灣核電站堆芯換料設計[J]，核動力工程，2000(1)，52-55.

[7] 李冬生，大亞灣核電站第九循環堆芯換料設計[J]，核動力工程，2002, 23(5).

AnalysisofthePhysicalCharacteristicsofDamagedFuelAssembliesafterRepair

CHENQiu-yang,XUEFeng,GAOYong-jun

(Suzhou Nuclear Power Research Institute, Nuclear safety technology center，Suzhou Jiangsu, 215004, China)

Damaged fuel assembly which being repaired can be used in reactor only after evaluation and nuclear safety being ensured for the reactor. This report takes CPR1000 unit with AFA3G fuel assembly as the research object, and analyzes the physical characteristics and power distribution of normal fuel assembly and damaged fuel assembly after repair. It can be found that the effect on fuel assembly reactivity is very small for the fuel assembly replaced with a stainless steel rod, and the effect can be ignored. The more stainless steel bars been inserted in the fuel assembly, the greater magnitude of the fuel assembly reactivity changes. The fuel assembly reactivity variation range also increases along with burnup increase. The relative power of fuel rods which near stainless steel rod increase slightly. The relative power of the fuel rods farther away from the stainless steel rod does not change. The power peak still remained in the same quadrant.

Fuel assembly; Repair; Reactivity; Power

2016-09-02

陳秋煬(1981—)，男，廣東潮陽人，高級工程師，博士，主要從事核電廠燃料管理和核安全分析工作

TL38+4

A

0258-0918(2016)01-0874-05