商業核電站產氚概念設計及安全影響評價

梅華平，陳 超，張思緯，王海霞

（中國科學院合肥物質科學研究院核能安全技術研究所，安徽，合肥 230031）

聚變反應不產生放射性核廢料、不產生溫室氣體，被認為是最可能從根本上解決未來能源危機的理想能源形式。目前世界各國尤其是發達國家不遺余力競相研究、開發核聚變能［1］。氚是聚變堆的關鍵核燃料，同時也是一種重要的國家戰略物質。聚變堆啟動和運行需要大量的氚，以中國聚變工程實驗堆（CFETR）為例，其啟動氚的需求量約10 kg量級，未來商業聚變電站的需求量會更大［2］。

自然界中的氚由于豐度太低而無法被利用，目前市場上的氚主要為早期專用生產堆和重水堆生產。由于產量有限，價格昂貴，1 g氚約30000美元［3］。利用商業輕水堆核電站產氚，成本僅為專用堆產氚成本的1/2［4］，可極大地降低產氚成本。國際上利用商業輕水堆核電站產氚的技術已經過初步驗證，20世紀80～90年代，美國啟動了氚靶開發計劃（TTDP），通過開展產氚靶棒的制造工藝和驗證試驗研究，獲得了適合輕水堆的產氚靶棒［5］。1998年，為了供應核武器庫存需要，美國能源部（DOE）決定利用田納西谷管理局（TVA）監管且所有權屬于政府的輕水堆進行產氚，經TVA反應堆輻照的產氚靶棒，每組約有300根，這些靶棒最后運輸到薩凡納河場（SRS）的提氚工廠進行處理［6］。

目前利用國內商業輕水堆核電站產氚尚處于理論探索階段，僅有費羅杰等開展了海南昌江核電廠產氚的理論探究，提出了將產氚可燃吸收棒（TPBAR）代替阻流塞組件插入反應堆中，經過輻照、提取、富集之后，理論上可實現海南昌江核電廠產氚［7］。由于國內在運的商業核電站主要為早期引進的法國壓水堆堆型和AFA 2G/3G燃料組件，在產氚靶棒結構設計和產氚靶棒堆芯布置方面，與美國TTDP計劃均存在區別。為了更好地研究國內輕水堆核電站產氚的適用性，本文針對大亞灣核電站和AFA 3G燃料組件的結構特點，研究利用國內現有輕水堆進行產氚的技術方案，探討產氚靶棒裝載對商業核電站的安全影響。

1 產氚靶棒概念方案設計

產氚靶棒的結構和尺寸設計參考了AFA 3G燃料組件燃料棒和可燃毒物棒的設計和要求［8-10］，也參考了美國西北太平洋國家實驗室PNL的產氚靶棒方案［11］，PNL產氚靶棒結構見圖1。

圖1 PNL產氚靶棒結構［11］Fig.1 Structure of the tritium-producing rod of PNL

為了減少產氚靶棒裝載對核電站堆芯既有反應性的影響，設計產氚靶棒用來替換核電站堆芯原有可燃毒物棒。產氚靶棒在實現產氚目標的同時，還具有吸收反應堆內多余中子，抑制過剩反應性并盡可能減少壽期末殘余抑制效應的作用。本文設計的產氚靶棒結構和參數見圖2、表1。設計的產氚靶棒由下端塞、氣室、產氚陶瓷芯塊、鋯吸氚劑、壓緊彈簧、包殼管、上端塞等組成。產氚陶瓷芯塊為偏鋁酸鋰芯塊，偏鋁酸鋰芯塊耐高溫性能好，熔點1900~2000℃，滿足堆內高溫環境下服役的性能要求。產氚靶棒包殼管材料選擇304不銹鋼，且包殼管內壁涂敷防氚滲透的氧化鋁或碳化硅涂層，以減少輻照產氚期間氚從產氚靶棒向反應堆一回路冷卻劑泄露。

圖2 產氚靶棒結構示意圖Fig.2 Scheme of the tritium-producing rod

表1 產氚靶棒設計參數Table 1 Parameters of the tritium-producing rod

2 堆芯首裝料方案

2.1 堆芯產氚靶棒裝載數量

商業輕水堆核電站設計年產氚約3 kg，產氚靶棒設計的卸料周期與反應堆燃料組件換料周期一致，12個月后進行更換。輕水堆熱中子環境下，6Li產氚截面σ≈950×10-24cm2［3］，產氚靶棒內偏鋁酸鋰陶瓷芯塊中6Li的同位素豐度為90%，7Li的產氚截面因遠小于6Li而被忽略，因此該90%6Li豐度的每克鋰產氚截面σ≈84.38 cm2。根據公式（1）可粗略計算每根產氚靶棒在換料周期內的產氚質量。

式中，m為產氚靶棒的產氚質量，g；

nv為每秒每平方厘米中子數，cm-2s-1；

σ為每克鋰產氚截面，cm2g-1；

g為產氚靶棒內鋰的質量，g；

MT為每摩爾氚原子的質量，g；

NA為阿伏加德羅常數；

t為輻照產氚周期，s。

輕水堆熱中子平均通量按照4×1013cm-2s-1估算，每根產氚靶棒在換料周期內可產氚約11 g，堆芯產氚靶棒的裝載數量約為270根。以中廣核CPR1000第一循環堆芯為例［12］，堆芯共裝載1136根硼可燃毒物棒，因此產氚靶棒須替換約1/4的可燃毒物棒，替換時須考慮產氚靶棒和可燃毒物棒在組件內部排布的均勻性，盡量減少替換帶來的功率分布局部不均勻。

2.2 核電站堆芯裝載方案

以中廣核大亞灣核電站為設計參考［13］，產氚堆芯由157盒AFA 3G燃料組件組成，堆芯燃料活性段高度為365.8 cm，等效直徑為304 cm，產氚堆芯內部燃料組件、可燃毒物棒、產氚靶棒的裝載方案如圖3所示。

圖3 堆芯裝載方案Fig.3 Loading scheme of the core

圖3中，燃料組件、可燃毒物棒、產氚靶棒按照中心對稱布置。堆芯內燃料組件按照235U富集度不同分為3種燃料組件，代號分別為A、B、C。組件A中235U富集度為1.9%，組件B中235U富集度為2.6%，組件C中235U富集度為3.25%。按照每盒燃料組件內可燃毒物棒和產氚靶棒裝載數量的不同，又可分為0、12、16根可燃毒物棒（含產氚靶棒）3種類型組件。圖3中可燃毒物棒（含產氚靶棒）數量的記錄格式為8+4，前面的8表示8根可燃毒物棒，后面的4表示4根產氚靶棒。可燃毒物棒采用硼硅酸鹽玻璃（主要成分為B2O3+SiO2）作為吸收體，B2O3質量百分比為13%，10B富集度為天然硼。可燃毒物棒吸收體段的硼線密度為2.93 g/m，棒內含吸收體段長度為3.658 m。燃料組件內可燃毒物棒（含產氚靶棒）的分布位置如圖4所示。

圖4 可燃毒物棒在燃料組件中位置圖Fig.4 Location of poison rods in the fuel assembly

3 產氚靶棒裝載對反應堆安全性的影響

3.1 堆芯反應性

壓水堆核電站堆芯通常設計為欠慢化狀態，以減少冷卻劑的中子吸收，提高中子利用率。反應堆裝料后，堆芯水鈾比固定，可通過調節冷卻劑中的硼濃度來調節反應性，但熱態下冷卻劑中硼濃度一般不高于1300 ppm。本項目利用MCNP程序，對熱態的產氚堆芯進行了臨界計算，計算模型見圖5。模型中堆芯裝載的157盒燃料組件的組成和排布與圖3所示完全一致，堆芯不銹鋼圍桶外徑為1.8 m，壁厚為28.5 mm，燃料組件中235U富集度按照新燃料計算未考慮燃耗。臨界計算結果見表2、圖6。依據表2、圖6數據可知產氚堆芯熱態臨界硼濃度為1052 ppm，滿足核電站的臨界硼濃度限值要求。

圖6 硼濃度對反應性的影響Fig.6 The change of keff in different boron concentration

表2 堆芯反應性計算結果Table 2 Calculation results of the core reactivity

圖5 產氚堆芯物理模型Fig.5 Physical model of the tritium-producing core

3.2 堆芯功率分布

由于燃料芯塊熔化、冷卻劑沸騰、包殼熱點溫度等熱工限值要求，堆芯功率分布不均勻會限制整個商業核電站的輸出功率，同時降低反應堆的安全裕量。本項目中可燃毒物棒和產氚靶棒的裝載布置是否合理，將很大程度上影響產氚堆芯的功率分布。因此利用圖5所示物理模型，進一步計算評價了初裝料堆芯的裂變功率分布情況，獲得的堆芯徑向X方向燃料棒的功率分布見圖7，全堆芯徑向功率分布云圖見圖8。計算結果表明，堆芯燃料棒裂變能徑向功率峰值因子為1.32，滿足大亞灣核電站堆芯徑向功率峰因子Fxy≤1.393的限值要求［14］。

圖7 堆芯徑向功率分布Fig.7 The radial distribution of the power

圖8 堆芯功率分布云圖Fig.8 The power distribution of the core

3.3 對冷卻劑溫度系數的影響

為了避免超臨界事故，核電站運行時通常要求冷卻劑水具有負的溫度反應性系數。可燃毒物棒和產氚靶棒的裝載對堆芯反應性和冷卻劑溫度系數具有一定影響，因此對產氚堆芯的冷卻劑溫度系數進行了分析。在冷卻劑中硼濃度不變，燃料組件、可燃毒物棒和產氚靶棒數量和位置均不變的情況下，通過匹配不同溫度下的冷卻劑密度實現了冷卻劑溫度反應性系數的計算，計算結果見表3。由表3可知，設計的產氚堆芯隨著冷卻劑溫度的升高，反應性減小，各溫度范圍冷卻劑的溫度反應性系數均為負。

表3 冷卻劑溫度反應性系數Table 3 Coolant temperature reactivity coefficient

4 結論

本文結合大亞灣核電站堆芯特點，探討了利用現有商業壓水堆核電站產氚的可能性，結論如下：

（1）提出了利用國內現有商業核電站產氚的概念設計方案，包括產氚靶棒方案和核電站堆芯首裝載方案，方案具有初步的可行性和安全性。

（2）裝載了產氚靶棒的核電站初裝料堆芯，初始臨界硼濃度為1052 ppm，小于硼濃度限值要求；堆芯徑向功率峰因子為1.32，小于功率峰因子限值；在熱態服役溫度范圍內，堆芯冷卻劑溫度反應性系數均為負值。