含釓首循環長周期低泄漏裝載技術研究

馬茲容,宿 健,周 勝

(華龍國際核電技術有限公司堆工所,北京100036)

二代核電廠雖然平衡循環大多為18個月長周期低泄漏換料[1-3],但首循環都是高泄漏年度換料[2],包括早期使用硼玻璃可燃毒物棒的大亞灣核電廠首循環方案,以及后來使用釓作可燃毒物的寧德一期核電廠首循環方案[3]。

長周期能提高機組的可用率,而低泄漏能提高燃料經濟性。三代核電AP1000[4]、EPR[5,6]和“華龍一號”漳州項目[7](簡稱漳州項目)首循環都是長周期換料,卻并不都是低泄漏裝載。

AP1000首循環采用IFBA(Zr B2涂覆在燃料芯塊表面的一體化可燃毒物)和WABA(中心通水的分離型可燃毒物)做可燃毒物,通過復雜的燃料組件和可燃毒物組件設計模擬平衡循環的軸向和徑向反應性布局,實現了長周期低泄漏堆芯裝載[4]。

EPR和漳州項目首循環采用釓做可燃毒物及軸向不分區設計,受含釓堆芯的特性制約實現的是長周期高泄漏堆芯裝載[5-7]。

為了提高“華龍一號”首循環的燃料經濟性和技術先進性,需要研究實現其含釓首循環長周期低泄漏堆芯裝載的設計方法。

本文以漳州項目含釓首循環長周期高泄漏堆芯裝載方案為基礎,研究含釓首循環的堆芯特性及實現長周期低泄漏裝載的制約因素,探索在引入燃料組件軸向分區設計條件下克服各制約因素實現含釓首循環長周期低泄漏堆芯裝載的設計方法,最終完成“華龍一號”含釓首循環長周期低泄漏堆芯裝載方案。

1 漳州項目含釓首循環堆芯特性

漳州項目含釓首循環熱通道焓升因子FΔH由于高泄漏堆芯裝載的關系,大小與二代核電廠高泄漏年度換料相當。漳州項目首循環軸向功率偏移AO隨燃耗變化曲線如圖1所示。

圖1 漳州項目首循環AO隨燃耗變化曲線Fig.1 The AO as a function of BU for Zhangzhou first cycle

圖1 中軸向功率偏移AO為堆芯上下半部功率之比、ARO為全提棒工況、RMBM為R棒處于調節帶中部工況;RMBM工況更接近實際運行工況,由于插棒對AO的影響,RMBM工況下的AO變化比ARO工況更惡劣。

由于采用軸向不分區設計,如圖1所示在堆芯上下半部冷卻劑溫差作用下壽期初AO呈現顯著負值,RMBM工況下的AO最負值達-13.6%;而在壽期中則體現出含釓堆芯AO快速大幅上升的固有特性,RMBM工況下的AO最大值達6.8%,超過了運行圖右邊界(6%),這將影響機組的安全性和運行靈活性。

漳州項目的運行圖如圖2所示[8]。由于首循環壽期初AO呈現顯著負值導致首循環前期運行圖左邊界很寬,首循環后期運行圖相對于二代核電廠被縮小是為了增加安全裕量。圖中軸向功率偏差ΔI為軸向功率偏移AO與功率份額Pr的乘積。

漳州項目首循環基于運行圖的Ⅰ類工況LOCA(失水事故)限值線驗證結果如圖3所示[8]。

漳州項目首循環雖然FΔH和壽期末運行圖都較小,但圖3所示Ⅰ類工況LOCA限值線驗證獲得的裕量卻很小;究其原因,在于壽期初和壽期末的軸向功率分布比較惡劣。

圖2 漳州項目運行圖Fig.2 The operation of Zhangzhou project

圖3 漳州項目首循環Ⅰ類工況LOCA限值線驗證Fig.3 The validation of LOCA limits incondition I for Zhangzhou first cycle

2 優化方向

首循環由高泄漏變為低泄漏,外圍組件功率將降低約40%;這導致首循環低泄漏堆芯的熱通道焓升因子FΔH將增加到與低泄漏平衡循環相當,不包括不確定性的常用計算限值由高泄漏的1.391(設計限值為1.55)升為低泄漏的1.481(設計限值為1.65)。首循環高泄漏堆芯和低泄漏堆芯FΔH計算值對比示意圖如圖4所示。

如果直接把高泄漏裝載變為低泄漏裝載,由于徑向功率分布變得更惡劣的原因,肯定會突破Ⅰ類工況下的LOCA限值線。

漳州項目含釓首循環Ⅰ類工況LOCA限值線驗證裕量較小的主要原因是其軸向功率分布比較惡劣,但同時也說明其軸向功率分布存在較大優化空間。為了實現首循環長周期低泄漏堆芯裝載,需要對軸向功率分布進行優化;首先解決壽期初AO呈現顯著負值和壽期中AO快速大幅上升的問題;在此基礎上再針對Ⅰ類工況LOCA限值線驗證的裕量情況進行針對性優化。

圖4 首循環高泄漏堆芯和低泄漏堆芯FΔH對比Fig.4 The comparison of F△H between high leakage loading and low leakage loading of the first cycle

3 優化方法

3.1 壽期初AO呈現顯著負值的原因及調整方法

圖1 所示的含釓首循環壽期初AO呈現顯著負值,是由額定工況下堆芯上下半部恒定的冷卻劑溫差及軸向不分區設計導致的。在首循環壽期初由于全部是軸向不分區的新組件,上下半部燃料成分無差異,溫差在負慢化劑溫度系數情況下使堆芯下部反應性更高,AO呈現顯著負值;后續堆芯上下半部積累的燃耗差則會對AO形成負反饋,抵消堆芯上下半部的溫差反應性效應。

通過在釓棒頂部設置比釓棒底部更多鈾芯塊的釓棒軸向分區非對稱設計可增加壽期初堆芯上部的功率,把壽期初的AO往正向調整。

釓棒軸向非對稱分區設計示意圖如圖5所示。由于只針對釓棒,對燃料制造的影響較小。為簡化設計,釓棒底部也可不設置鈾芯塊。

3.2 壽期中AO快速大幅上升原因及調整方法

圖1 所示的壽期中AO快速大幅上升,是所有含釓堆芯的固有特點,含釓首循環則由于AO上升幅度最大,在安全評審中曾被重點關注。

圖5 釓棒軸向非對稱分區設計Fig.5 The design of axial asymmetric zoned gadolinium rods

在壽期中AO快速大幅上升的根本原因在于含釓組件的燃耗-反應性曲線在17 000 MWd/t U燃耗附近有一個拐點;含釓組件燃耗-反應性曲線示意圖如圖6所示。

圖6 含釓組件燃耗反應性曲線Fig.6 K inf o f fuel assemblies containing gadolinium rods as a function of BU

如圖6所示,組件中釓棒越多,拐點效應越明顯。而其拐點燃耗與釓芯塊中的Gd2O3重量百分比有關,重量百分比越大拐點燃耗也越大。

在含釓組件位于堆芯下半部的燃耗跨過拐點,而位于堆芯上半部的燃耗還未跨過拐點的這段燃耗區間,含釓組件在堆芯上下半部的反應性差將隨燃耗增加而突增,由此引起堆芯AO快速上升。由于如圖1所示含釓首循環AO在壽期前半段一直呈現顯著負值,導致含釓組件在通過拐點燃耗時堆芯上下半部的燃耗差較大,所以AO上升過程持續時間長,上升幅度大。

根據上述不分區設計的含釓首循環壽期中AO快速大幅上升原因,針對性優化方法如下:

(1)減少釓的使用量以削弱含釓組件燃耗-反應性曲線的拐點效應。這對含釓首循環的循環長度形成制約,因為循環長度越長需要的釓棒必然越多;當釓棒過多時,含釓組件的燃耗-反應性曲線不再是單調下降,在上升段其對堆芯上下半部燃耗差的正反饋效應將使堆芯AO在壽期內大幅振蕩。而在循環長度一定的情況下,采用設置硼濃度限值或棒提出限值的方法可減少釓棒數量且保證功率運行狀態下的慢化劑溫度系數為非正。

(2)對位于堆芯內部和大部分位于堆芯次外圈的兩種含釓富集度組件,分別采用由小到大兩種重量百分比的Gd2O3,可以錯開兩種含釓富集度組件的拐點效應。

(3)把壽期初的AO調整到零或微正,以降低含釓組件在到達反應性拐點燃耗時堆芯上下半部的燃耗差,縮短AO上升的持續時間。

4 含釓首循環長周期低泄漏設計實例

4.1 堆芯裝載設計

采用上述優化方法,嘗試了6%、8%、9%和8%+9%四種Gd2O3重量百分比,22.86 cm、30.48 cm和38.10 cm三種釓棒頂部鈾芯塊高度及釓棒頂部30.48 cm與釓棒底部7.62 cm和10.16 cm組合的釓棒軸向非對稱設計后,優選獲得的“華龍一號”首循環長周期低泄漏堆芯裝載方案(簡稱優化方案)的堆芯裝載圖如圖7所示。

優化方案的主要堆芯設計參數如下:

(1)堆芯由177組活性區長度為365.76 cm(12英尺)的組件組成,堆芯熱功率3 210 MWth,堆芯入口溫度219.5℃,布置69束控制棒;

(2)堆芯裝載32組1.8%、73組2.4%和72組3.1%三種富集度組件,堆芯外圈為富集度1.8%的組件屬低泄漏堆芯裝載模式;

(3)富集度2.4%和3.1%組件中釓芯塊內Gd2O3重量百分比分別為8%和9%,富集度1.8%的組件內不含釓棒;

圖7 優化方案堆芯裝載圖Fig.7 The loading pattern of the optimized case

(4)2.4%和3.1%組件的釓棒頂部30.48 cm(12英寸)分別為2.4%和3.1%的鈾芯塊,釓棒底部無鈾芯塊,軸向示意圖見圖5。

4.2 堆芯計算驗證

4.2.1 主要計算結果

優化方案主要計算結果為:

(1)BOL HZP ARO 0Xe(壽期初、熱態零功率、全提棒、零氙)狀態下的慢化劑溫度系數MTC計算值為-0.4×10-5/℃,滿足設計要求;

(2)最大FΔH計算值為1.430,低于計算限值1.481且有足夠裕量;

(3)循環長度17 024 MWd/tU,合440 EFPD(等效滿功率天),與漳州項目含釓首循環相當,屬長周期換料;

(4)壽期末停堆裕量5 046×10-5,滿足設計要求。

4.2.2 慢化劑溫度系數MTC

優化方案在HZP ARO 0Xe狀態下的MTC計算值隨燃耗變化曲線如圖8所示(前半部分燃耗)。

圖8 所示MTC在壽期初小于零,之后處于微正狀態,通過設置硼濃度限值或棒提出限值可以保證功率運行狀態下的MTC為非正。此設計可少用釓,與寧德一期核電廠等含釓首循環的技術方案類似[3]。

圖8 優化方案MTC隨燃耗變化曲線Fig.8 MTC of the optimized case as a function of BU

4.2.3 R棒調節帶

優化方案與漳州項目首循環R棒調節帶和R棒插入限的對比見圖9,圖中bite為R棒滿足2.5×10-5/步的最高位置,是R棒調節帶的頂部,bite-24為R棒調節帶的底部。

圖9 R棒調節帶和R棒插入限對比Fig.9 The comparison of control bands and insertion limits for the R bank

優化方案采用圖5所示的釓棒軸向分區設計后,堆芯頂部功率提升,如圖9所示優化方案的R棒調節帶上移,與R棒插入限的關系比漳州項目首循環更合理,堆芯控制能力更強。漳州項目首循環沒有如二代核電廠首循環那樣按燃耗分段設置R棒插入限的設計,可以增加前期的安全裕量,但不利于前期的堆芯控制。

4.2.4 軸向功率分布

優化方案與漳州項目首循環在HFP ARO(熱態滿功率、全提棒)工況下BOL(壽期初)、MOL(壽期中)和85%EOL(壽期末)燃耗下的軸向功率分布比較如圖10所示。

圖10 軸向功率分布比較Fig.10 The comparison of axial power distribution

如圖10所示優化方案相對于漳州項目首循環:

(1)在壽期初堆芯頂部功率提升,堆芯中部功率相應降低,軸向功率分布得到改善。

(2)在壽期中,由于前期中部功率降低導致優化方案的駝峰效應出現得更晚,對安全性有利。

(3)在85%EOL(14 500 MWd/t U),優化方案堆芯頂部功率比漳州項目首循環低,而堆芯底部功率更高,這是由二者的AO差異導致;駝峰效應更弱對安全性有利。

在氙振蕩下位于運行圖左右邊界的功率分布將在Ⅰ類工況LOCA限值線驗證中體現。

優化方案與漳州項目首循環在HFP ARO和RMBM工況下的AO隨燃耗變化曲線如圖11所示。

圖11 AO隨燃耗變化曲線Fig.11 The AO as a function of BU

從圖11可見,優化方案的AO在循環長度內相比漳州項目首循環得到大幅改善;含釓首循環壽期初AO呈現顯著負值和壽期中AO快速大幅上升的問題在優化方案中都得到解決。AO較小的變化范圍使采用較小的運行圖成為可能。

4.2.5FΔH和FQ

由于優化方案是低泄漏堆芯裝載模式的原因,FΔH比漳州項目首循環的高泄漏堆芯裝載模式大。FΔH的對比如圖4所示。

RMBM工況下熱通道熱點因子FQ隨燃耗變化的對比圖12所示。

圖12 F Q隨燃耗變化曲線Fig.12 F Q as a function of BU

從圖12可見,優化方案的FQ與漳州項目首循環相當。

4.2.6 Ⅰ類工況LOCA限值線驗證

在軸向功率分布被優化后,優化方案的AO變化范圍縮小,使用與寧德18個月換料平衡循環一致的較小運行圖[9],可在滿足運行靈活性要求的前提下解決安全裕量不足的問題。該運行圖左邊界為11.3%,比圖2所示漳州項目后續循環運行圖的左邊界縮小3%。

基于上述運行圖的優化方案Ⅰ類工況LOCA限值線驗證[10,11]結果如圖13所示。

見圖13所示優化方案Ⅰ類工況LOCA限值線驗證中各堆芯活性段高度處的最大局部線功率密度滿足設計限值要求。但裕量較小,裕量最小的點位于85%EOL燃耗下的堆芯底部。

如果需要提高Ⅰ類工況LOCA限值線驗證裕量,可在釓棒底部設置如10.16 cm高的鈾芯塊,此設置在改善85%EOL燃耗下堆芯底部功率分布的同時不會對MTC和AO帶來大的影響。在釓棒底部設置更多的鈾芯塊對85%EOL燃耗下堆芯底部的功率分布改善會更多,但需要綜合考慮其對MTC和AO的影響。

圖13 優化方案Ⅰ類工況LOCA限值線驗證Fig.13 The validation of LOCA limits in condition I for the optimized case

5 燃料經濟性

5.1 分析方法

以漳州項目首循環的循環長度和燃料費為基礎,插值得到優化方案循環長度下高泄漏方案的燃料費;與優化方案的燃料費之差即為在實現相同循環長度情況下由于低泄漏堆芯裝載模式而減少的首循環燃料費。

5.2 關鍵參數假設

燃料費用計算中采用的燃料經濟性分析[12]關鍵參數如表1所示。

表1 燃料經濟性分析關鍵參數Table 1 Key parameters for the fuel economy analysis

5.3 經濟性分析結果

漳州項目首循環和首循環優化方案的堆芯功率和循環長度如表2所示。首循環優化方案的循環長度經功率差異修正后,與漳州項目首循環的循環長度很接近;所以直接比較漳州項目首循環和首循環優化方案的燃料費差異即可。

表2 首循環堆芯功率和循環長度Table 2 The core power and cycle length of the first cycle

漳州項目首循環和首循環優化方案的堆芯組成如表3所示。由表3可知,由于采用了低泄漏堆芯裝載,在實現與漳州項目首循環循環長度相當的前提下優化方案的組件平均富集度更低;由此減少首循環燃料費約6 300萬元。

表3 首循環堆芯組成Table 3 The core loading of the first cycle

6 結論

本研究在含釓首循環引入釓棒軸向非對稱分區設計,而且對位于堆芯內外區域的組件采用不同Gd2O3重量百分比的含釓芯塊以優化軸向功率分布,得到了含釓首循環長周期低泄漏堆芯裝載優化技術。

通過采用上述優化技術,在保證安全性和運行靈活性的前提下實現了華龍一號首循環長周期低泄漏堆芯裝載設計。相對于長周期高泄漏堆芯裝載技術能為每臺機組減少約6 300萬元的首循環燃料費。