破损燃料组件修复后的物理特性分析

陈秋炀，薛 峰，高拥军

(苏州热工研究院有限公司,核安全技术中心，江苏 苏州 215004)

破损燃料组件修复后的物理特性分析

陈秋炀，薛 峰，高拥军

(苏州热工研究院有限公司,核安全技术中心，江苏 苏州 215004)

破损燃料组件修复后再次入堆使用是必须进行安全评估,以确保核安全。本文以采用AFA3G燃料组件的CPR1000机组为研究对象，对装入反应堆后的正常燃料组件和修复燃料组件的核物理和功率分布进行分析评估。结果表明：燃料组件内更换一根燃料棒对燃料组件反应性的影响很小，该影响可以忽略。更换不锈钢棒的数量越大，燃料组件反应性变化幅度越大。随着燃耗的加深，燃料组件反应性变化幅度也增大。修复的燃料组件虽然在换棒位置局部区域发生功率畸变，相对功率略微的升高，但离换棒位置较远的燃料棒的相对功率没有变化，换棒不会导致组件内功率峰发生象限的偏移。

燃料组件;修复;反应性;功率

核电厂使用的燃料组件由于格架-燃料棒振动磨损、异物磨蚀、制造缺陷、磨蚀/结垢、芯块-包壳相互作用(PCI)、围板射流、一次氢化等原因，会出现燃料组件破损或损坏的现象[1-3]。世界各国核电设计、运营和监管机构均对核燃料组件的失效给予了极大的关注。近年来，我国压水堆核电厂也出现了少量的燃料组件破损现象。燃料组件破损后，为避免组件不可用带来的经济损失，通常要修复燃料组件。将破损燃料组件修复后再次入堆使用具有巨大的经济效益。

大多数文献都是针对正常的燃料组件进行设计计算。Robert[4]详细介绍反应堆物理计算的过程，包括中子输运方程、核截面数据、反应堆换料计算等内容。章宗耀[5-6]介绍了大亚湾核电站堆芯换料设计准则、计算机程序、设计内容以及设计预计值与测量值的比较。李冬生[7]介绍了大亚湾核电站第九循环堆芯18个月换料设计需提交给核电站的设计文件和所用的计算机软件,并对启动物理试验实测值与设计预计值进行了比较分析。

破损燃料组件修复后再次入堆使用必须以安全为前提，破损组件修复后需要进行安全评估，才可以将安全可靠的“已修复的破损燃料组件”再次入堆使用。

本文对装入反应堆后的正常燃料组件和修复燃料组件的核物理和功率分布进行分析评估。

1 计算模型

1.1 燃料组件模型

本报告以采用AFA3G燃料组件的CPR1000机组为研究对象。CPR1000堆型是三环路、轻水慢化和冷却的压水堆核电站。反应堆热功率为2895MW，运行压力为15.5MPa，冷却剂总热工水力设计流量为68520m3/h。

反应堆堆芯装有157个AFA3G燃料组件。AFA3G是法国法马通公司推出的第三代17×17型先进压水堆燃料组件。燃料组件安全限值为52 GWD/tU。修复的燃料组件采用1/4对称模型，模型见图1。

图1 修复的燃料组件模型示意图Fig.1 Schematic diagram of the repaired fuel assembly model

在燃料组件的建模中，采用APOLLO2-F程序求解99群输运方程,并为SMART 程序提供两群均匀化的截面。采用临界曲率搜索来进行通量计算，并计算燃耗。

在堆芯反射层建模中，根据不同的材料组成，将反射层划分为几个子区，计算反射层各子区的厚度和材料体积份额。再用APOLLO2-F程序计算反射层截面参数。

1.2 三维堆芯扩散-燃耗计算模型

采用三维两群堆芯扩散-燃耗计算程序SMART建立反应堆堆芯模型，结合多参数数据库进行反馈修正，求解与时间无关的两群稳态中子扩散方程，用燃料的微观燃耗模型来处理谱效应和燃耗效应，考虑了主要的重原子核和裂变产物链，分析中需进行硼浓度临界搜索、功率分布、燃耗分布计算等。

堆芯模型中，每个燃料组件径向上划分为4个节块，活性区轴向上划分为16个节块。

由于堆芯内放置修复燃料组件的位置和使用的循环的组合非常多，本报告选择烧过一个循环后出现破损的乏燃料组件作为研究对象，研究修复后的燃料组件在反应堆内第二个循环的特性。

2 计算结果

2.1 燃料组件特性

2.1.1 燃料组件反应性

将破损的燃料棒替换为不锈钢棒的修复燃料组件反应性会有所降低。

图2给出了更换一根燃料棒的燃料组件在反应堆内反应性变化特性。由图可知，燃料组件反应性有所下降。下降幅度在一个循环寿期内变化较小，小于-0.03%。随着燃耗的加深，燃料组件反应性的变化幅度加大。

图2 反应性变化特性(换1根棒)Fig.2 Comparison of reactivity change characteristics (change 1 rod)

计算结果还表明在17×17的燃料组件内更换一根燃料棒对反应性的影响很小，该燃料组件反应性影响可以忽略。

对反应堆J06位置布置富集度3.1%的修复燃料组件，图3给出了更换不同数量的不锈钢棒后燃料组件反应性变化的特性。

图3 反应性与换棒数量的关系(富集度3.1%)Fig.3 Comparison of reactivity change characteristics with change rods number (enrichment 3.1%)

对于G09位置布置富集度4.45%的修复燃料组件，图4给出了更换不同数量的不锈钢棒后燃料组件反应性变化的特性。

由图3和图4可知，更换不锈钢棒的数量越大，燃料组件反应性变化幅度越大。随着燃耗的加深，燃料组件反应性变化幅度也增大。

图4 反应性与换棒数量的关系(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

对于修复的燃料组件，由于更换了不锈钢棒，在不锈钢棒附近燃料组件内部产生的相对功率分布会发生变化。

图5给出了EOL时，H08位置，富集度1.8%的燃料组件内功率分布。图5(b)中模型将左上角(3-3位置)一根燃料棒更换为一根不锈钢棒。由图5(a)可知，正常燃料组件内燃料棒归一化功率是对称分布。由图5(b)可知，在修复后换棒燃料组件中，组件左上角(3-3位置)更换了一根不锈钢棒。在正常的组件模型中，3-3位置的燃料棒归一化功率为0.918；换成不锈钢棒后，归一化功率为0。在修复的燃料组件中，换成不锈钢棒位置周围的燃料棒相对功率会发生小区域的局部畸变，相对功率上升4.8%。离换棒位置较远的燃料棒的相对功率没有变化。换棒后的燃料组件虽然局部区域发生功率畸变，但总体影响较小。

图6给出了EOL时，J06位置，富集度3.1%的燃料组件内功率分布。图6(b)模型将右下角(15-15位置)一根燃料棒更换为一根不锈钢棒。在正常的组件模型中，3-3位置的燃料棒归一化功率为1.123；换成不锈钢棒后，归一化功率为0。由图6(a)可知，正常燃料组件内燃料棒归一化功率峰值出现在左上角的象限，峰值为1.261。由图6(b)可知，在修复后换棒燃料组件中，组件右下角(15-15位置)更换了一根不锈钢棒，该位置周围的燃料棒相对功率会发生小区域的局部畸变，相对功率上升5.6%。离换棒位置较远的燃料棒(左上角)的相对功率没有变化，功率峰值还是维持在左上方，相对功率峰值同样为1.261。换棒后的燃料组件虽然局部区域发生功率畸变，但影响较小，不会导则燃料棒功率峰发生象限的偏移。

CPR1000核电站燃料组件栅元为欠慢化设计。在组件修复后，破损燃料棒被不锈钢棒替换后，不锈钢棒周围燃料棒栅元的水-铀比增大，更有利于快中子慢化成热中子，因而周围燃料棒功率上升。

综上所述，修复的燃料组件虽然在换棒位置局部区域发生功率畸变，但影响较小；离换棒位置较远的燃料棒的相对功率没有变化；换棒不会导致组件内燃料棒功率峰发生象限的偏移。

图5 燃料组件内功率分布(富集度1.8%，H08位置，EOL)Fig.5 Power distribution of fuel rod (enrichment 1.8%, H08, EOL)(a) 正常组件;(b) 换棒组件(3-3位置换棒)

3 结论

本报告以采用AFA3G燃料组件的CPR1000机组为研究对象，对装入反应堆的正常和修复燃料组件局部的中子物理和功率分布进行分析评估。结果表明：

(1) 燃料组件内更换一根燃料棒对燃料组件反应性的影响很小，该影响可以忽略。

(2) 更换不锈钢棒的数量越大，燃料组件反应性变化幅度越大。随着燃耗的加深，燃料组件反应性变化幅度也增大。

(3) 修复的燃料组件虽然在换棒位置局部区域发生功率畸变，相对功率略微的升高，但离换棒位置较远的燃料棒的相对功率没有变化，换棒不会导致组件内燃料棒功率峰发生象限的偏移。

图6 燃料组件内功率分布(富集度3.1%，J06位置，EOL)Fig.6 Power distribution of fuel rod (enrichment 3.1%, J06, EOL)(a) 正常组件;(b) 换棒组件(15-15位置换棒)

[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,张虹,等.核电厂反应堆换料安全评价原理与应用[J]，核动力工程，1997,18(06).

[6] 章宗耀，大亚湾核电站堆芯换料设计[J]，核动力工程，2000(1)，52-55.

[7] 李冬生，大亚湾核电站第九循环堆芯换料设计[J]，核动力工程，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

陈秋炀(1981—)，男，广东潮阳人，高级工程师，博士，主要从事核电厂燃料管理和核安全分析工作

TL38+4

A

0258-0918(2016)01-0874-05