CARR乏燃料在49-2游泳池式反應堆使用的堆芯方案研究

張亞東，劉振華，岳芷廷，冉懷昌，喬雅馨

(中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究部，北京 102413)

中國先進研究堆(CARR)燃料出堆燃耗與最大考驗燃耗之間有較大的裕量，CARR乏燃料有繼續加深燃耗的可行性；CARR燃料和49-2游泳池式反應堆(簡稱49-2堆)燃料的包殼同為鋁合金材料[1]，所以CARR乏燃料在49-2堆使用不存在材料相容性問題；49-2堆運行參數低，CARR乏燃料在低參數水平下運行更安全。以上3點是CARR乏燃料可在49-2堆繼續使用的主要原因。如果CARR乏燃料能繼續在49-2堆使用，將更有效利用核材料，并為49-2堆節省大量新燃料采購經費，減小大量的乏燃料儲存、后處理費用。

CARR燃料芯體較49-2堆燃料芯體長，所以CARR乏燃料在49-2堆繼續使用能有效降低49-2堆的軸向功率峰因子，垂直輻照孔道中也可裝入更長的輻照樣品。

雖然國內有些科研院所已進行了直接使用乏燃料的研究，并在乏燃料直接使用方面已有了20多年的經驗，但目前僅新建一個反應堆來再使用乏燃料，即岷江試驗堆是為利用高通量工程試驗堆乏燃料而專門設計建造的，而無通過改造舊反應堆來直接再使用另一個反應堆乏燃料的先例。國外也無直接使用乏燃料建成研究堆的先例。本文根據49-2堆本身、應用需求和CARR乏燃料的特點，研究CARR乏燃料在49-2堆直接再使用的堆芯方案，計算物理和熱工參數，并進行典型事故分析。

1 CARR燃料和49-2堆概況

CARR燃料芯體為U3Si2-Al彌散體，包殼為6061-0鋁合金的平板型燃料組件，富集度為19.75%。標準燃料組件截面尺寸為76.2 mm×76.2 mm，全長為1 375 mm[2]。

CARR標準燃料組件的平均燃耗為34.9%，最大燃耗為57.4%[3]。在CARR進行的先驗實驗中，小燃料板堆內輻照考驗的最大燃耗為71.8%，未見芯體從包殼脫開及自身裂紋，芯體與基體鋁的反應層小，未發現包殼材料晶粒結構變化，燃料板厚度基本無變化[3-4]，還可繼續使用。

49-2堆始建于1959年，其堆芯柵距為71.5 mm。燃料元件為棒狀燃料，外徑10 mm，長588 mm，芯體長500 mm，10%富集度的UO2與Mg彌散體燃料，鋁合金包殼。

2 CARR乏燃料在49-2堆直接使用的堆芯設計要求

堆芯設計要求如下：1) 考慮49-2堆水池深度、廠房屏蔽能力及氣體流出物濃度等的限制，反應堆功率與49-2堆原加強功率5 MW相當；2) 輻照孔道中的熱中子、快中子注量率在滿功率下與現49-2堆相當或更高；3) 有較長的換料周期，以滿足科研生產需求；4) 有足夠空間布置輻照孔道；5) 堆芯尺寸滿足49-2堆水池內現有系統設備的空間限制。

3 物理設計

物理設計使用了MCNP、MVP-BURN、WIMSD4、CITATION、ORIGEN2、NJOY、RXSP Beta2.0等程序。

3.1 堆芯結構

選用CARR標準組件乏燃料設計堆芯。采用CARR原柵格間距(77.2 mm)，無反射層，裝載21個乏燃料組件時堆芯有效增殖因數keff僅為0.999 72。新設計堆芯也不宜過大，否則在相當功率情況下熱中子注量率較低。由于CARR設計為反中子阱[5]，堆芯內中子慢化不充分，所以可增加組件柵距來增加慢化，從而提高反應性。

設計確定了由17組CARR標準乏燃料組件組成的堆芯方案、柵距82.2 mm、功率5 MW的輕水反應堆(圖1、2)。反射層材料為鈹，反射層有兩種。堆芯外邊一層為正方形反射層，尺寸為80.2 mm；每個濕孔道內側有兩塊長方形反射層，長為80.2 mm，寬為39.1 mm。

控制棒有3種：安全棒、自動調節棒和功率補償棒。十字型安全棒4根，布置在中間一組燃料的四角，十字的長度為50 mm，吸收體為厚度2 mm的B4C。T型功率補償棒6根(圖1中綠色)，T型的橫邊長為32 mm，豎邊長為16 mm，吸收體為厚度2 mm的B4C。T型自動調節棒2根(圖1中黃色)，T型的橫邊長為9 mm，豎邊長為4.5 mm，吸收體為厚度2 mm的B4C。

圖1 用CARR乏燃料的49-2堆的堆芯布置Fig.1 Core arrangement of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

圖2 用CARR乏燃料的49-2堆的堆芯軸向布置Fig.2 Core axial arrangement of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

使用17組CARR乏燃料組件的新堆芯長寬均為595 mm，49-2堆原堆芯長為878 mm，寬為663 mm。新設計的堆芯較原堆芯更緊湊，不受堆水池內不可拆卸的熱柱和水平孔道的限制。

3.2 物理參數

1) 控制棒價值

單根安全棒的價值為3.19×10-2Δk/k，考慮干涉效應后4根安全棒的總價值為13.48×10-2Δk/k；自動調節棒的價值為0.64×10-2Δk/k，考慮干涉效應后的總價值為1.21×10-2Δk/k；單根補償棒的價值為1.89×10-2Δk/k，考慮干涉效應后的總價值為11.33×10-2Δk/k；所有控制棒在考慮干涉效應后的總價值為25.3×10-2Δk/k。

2) 溫度系數

20～100 ℃之間的平均多普勒系數為-2.58×10-5Δk/k·℃-1。20～60 ℃之間的平均慢化劑溫度系數為-8.87×10-5Δk/k·℃-1，60～100 ℃之間的平均慢化劑溫度系數為-1.12×10-4Δk/k·℃-1，20～100 ℃之間的平均慢化劑溫度系數為-1.00×10-4Δk/k·℃-1。

3) 堆功率和中子注量率

堆芯設計為額定功率5 MW，軸向熱中子分布的不均勻因子為1.33。四角是濕孔道時其內最大熱中子注量率為6.5×1013cm-2·s-1，最大快中子注量率為8.76×1012cm-2·s-1。四角是干孔道時其內最大熱中子注量率為2.02×1013cm-2·s-1，最大快中子注量率為2.04×1013cm-2·s-1。反射層外緊貼反射層處熱中子注量率最大為7.56×1013cm-2·s-1。冷態無中毒時燃料板間隙中軸向中子注量率相對分布示于圖3(相對于-20 cm高的熱中子注量率)，各組件燃料板水隙中熱中子(<1 eV)注量率示于圖4。

圖3 燃料板間隙中軸向中子注量率相對分布Fig.3 Axial neutron fluence rate relative distribution of fuel plate clearance

使用CARR乏燃料的49-2堆的輻照孔道中熱中子注量率高于現49-2堆的，干輻照孔道的熱中子注量率提高了21.3%，濕輻照孔道的熱中子注量率提高了28.2%。

新設計堆芯內垂直輻照孔道的輻照空間較現49-2堆的大。如果以1×1013cm-2·s-1的熱中子注量率為有效輻照段，新設計堆芯反射層內垂直輻照孔道有效輻照段長為110 cm，49-2堆現垂直輻照孔道的有效輻照段長為60 cm；新設計堆芯內垂直輻照孔道的內徑為8 cm，49-2堆現堆內垂直輻照孔道的內徑為6.8 cm。

4) 中子能譜

用CARR乏燃料的49-2堆輻照孔道中子能譜分布列于表1。

5) 中心為輻照孔道時的反應性和中子注量率

中心燃料組件可取出變為輻照孔道。中心和四角均是濕輻照孔道時最大后備反應性為4.97×10-2Δk/k，中心和四角均是干輻照孔道時為1.074×10-2Δk/k，中心干孔道而四角濕輻照孔道時為1.067×10-2Δk/k(表2)。

圖4 各組件燃料板水隙中熱中子注量率Fig.4 Thermal neutron fluence rate in water gap of fuel plate

表1 用CARR乏燃料的49-2堆輻照孔道中子能譜分布Table 1 Neutron spectrum in irradiation channel of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

表2 有中心孔道時孔道內中子注量率Table 2 Neutron fluence rate in channel at core with central channel

6) 毒性、燃耗變化和換料周期

CARR中毒平衡時149Sm的濃度能達8×1017cm-3，而新設計的用CARR乏燃料的49-2堆在中毒平衡時149Sm的濃度為1.7×1017cm-3，149Sm的濃度基本達平衡需運行20 EFPD(滿功率天)(圖5)。由149Sm的濃度降低引入的正反應性達2.32×10-2Δk/k。新設計堆芯運行時239Pu的濃度在逐漸減小，從入堆時的5.78×1019cm-3降至4.98×1019cm-3(圖6)。

圖5 149Sm濃度隨運行時間的變化Fig.5 149Sm concentration vs. operation time

圖6 239Pu濃度隨運行時間的變化Fig.6 239Pu concentration vs. operation time

換料周期為292 EFPD，其中考慮了反應堆從停堆到功率運行過程中溫度升高引入的反應性約-0.43×10-2Δk/k，反射層內四角干輻照孔道全換為濕孔道時反應性降低0.83×10-2Δk/k，從零功率到滿功率中毒引入的反應性約-2.82×10-2Δk/k，樣品引入反應性約0.5×10-2Δk/k，共計-4.58×10-2Δk/k的負反應性引入。運行292 EFPD后燃料組件最深燃耗為82 781 MW·d/t(U)(圖7)，未達到燃料考驗的最大燃耗。

壽期初反應堆的后備反應性為 8.64×10-2Δk/k，壽期末的后備反應性為3.75×10-2Δk/k(未考慮輻照孔道干濕變化的影響)。

4 熱工計算

熱工計算分析使用了CARRthA和RELAP5程序等。一次水系統使用現在的49-2堆一次水系統、主泵和換熱器等主要設備。49-2堆二回路是直接通過風塔向外環境排熱的，受室外溫度的影響較大。49-2堆在3.5 MW運行時二次側入口水溫夏天一般為30 ℃左右，冬天為18 ℃左右。49-2堆曾經4.5 MW運行時二次側入口水溫較3.5 MW時約提高2～3 ℃。新設計堆芯熱工計算時選擇夏天二次側入口水溫為33.3 ℃。

圖7 燃耗隨運行時間的變化Fig.7 Burnup vs. operation time

在5 MW中毒平衡工況下堆芯入口溫度為51.29 ℃，入口壓力為150.6 kPa，此時冷卻劑出口溫度為55.70 ℃，燃料芯體最高溫度僅71.74 ℃，燃料包殼外表面最高溫度僅70.21 ℃(表3、4)。泡核沸騰比最小值為9.02，與最小偏離泡核沸騰比運行限值1.4相比還有很大裕量。泡核沸騰起始點溫度從堆芯入口熱通道的126.72 ℃到出口的118.25 ℃，較穩態運行時燃料包殼表面溫度高得多。泡核沸騰裕度有56 ℃以上。

初始裝料時由于無中毒平衡，功率分布較不均勻，此時第2圈每邊中心的組件功率最高，為熱通道。熱通道燃料包殼表面最高溫度為67.53 ℃，燃料芯體最高溫度為68.61 ℃，泡核沸騰比最小值為6.76。僅從熱工角度分析，冷卻劑入口溫度的運行限值可取接近100 ℃，此時池表不沸騰，此值距不致堆芯產生泡核沸騰的109.8 ℃尚有裕量，但考慮池壁腐蝕和堆頂蒸發的不利影響后冷卻劑入口溫度的運行限值可取70 ℃左右。芯塊和包殼的安全限值應為其熔點，遠高于正常運行值。

表3 堆功率5 MW時平均通道溫度Table 3 Average channel temperature at power of 5 MW

表4 堆功率5 MW時熱通道溫度Table 4 Hot channel temperature at power of 5 MW

5 事故分析

5.1 滿功率時控制棒失控提升

反應堆在額定功率5 MW下價值最大的1根補償棒以8 mm/s的速度失控提升事故中，隨著控制棒的提出引入正反應性，功率達到5 MW的120%，即6 MW時，保護系統發出事故停堆信號，落棒時間為1 s，隨即功率下降。此事故中元件包殼外表面最高溫度為73.84 ℃，燃料芯體最高溫度為75.55 ℃，均遠低于其安全限值(圖8)。

圖8 控制棒失控事故中燃料芯體、 包殼外表面及冷卻劑溫度隨時間的變化Fig.8 Fuel meat, shell outside surface and coolant temperatures vs. time in control rod runaway accident

5.2 反應堆啟動事故

圖9 反應堆啟動事故中燃料芯體、 包殼外表面及冷卻劑溫度隨時間的變化Fig.9 Fuel meat, shell outside surface and coolant temperatures vs. time in start-up accident

初始時反應堆已處于臨界，堆功率假定為50 W，假定一次水入口溫度為42 ℃。此時1根功率補償棒失控提升，功率達6 MW時，保護系統發出事故停堆信號，落棒時間為1 s。此事故中堆功率變化范圍很大，達到了5個量級，但起作用的功率釋放時間很短。元件包殼外表面最高溫度為60.45 ℃，燃料芯體最高溫度為62.11 ℃，均遠低于其安全限值(圖9)。

5.3 全廠斷電事故

全廠斷電事故中，不考慮應急冷卻泵的緩解作用，即在失去外電源的情況下，主泵惰轉完成后，通過建立自然循環帶出堆芯衰變熱，如圖10所示。該事故中，元件包殼外表面最高溫度為106.14 ℃，燃料芯體最高溫度為106.16 ℃，均遠低于其安全限值，如圖11所示。

圖10 全廠斷電事故下回路漏流與堆芯流量隨時間的變化Fig.10 Leakage and core flow rates vs. time in station blackout accident

6 小結

新設計的在49-2堆直接使用CARR乏燃料組件的5 MW堆芯繼續保持游泳池式反應堆的運行費用低、啟停堆方便、輻照裝置出入堆方便、常溫低壓等優點，同時主要參數優于現49-2堆的。主要輻照孔道中子注量率較現49-2堆的提高了20%以上，垂直輻照孔道內有效輻照空間為現49-2堆的2.5倍。新設計堆芯滿功率運行時包殼外表面最高溫度為70.21 ℃，燃料芯體最高溫度為71.74 ℃，均低于現49-2堆的。