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商業(yè)核電站產(chǎn)氚概念設計及安全影響評價

2021-12-31 02:28梅華平張思緯王海霞
核安全 2021年6期
關鍵詞:堆芯毒物核電站

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(chǎn)生放射性核廢料、不產(chǎn)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(fā)達國家不遺余力競相研究、開發(fā)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(zhàn)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(yè)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(chǎn)堆和重水堆生產(chǎn)。由于產(chǎn)量有限,價格昂貴,1 g氚約30000美元[3]。利用商業(yè)輕水堆核電站產(chǎn)氚,成本僅為專用堆產(chǎn)氚成本的1/2[4],可極大地降低產(chǎn)氚成本。國際上利用商業(yè)輕水堆核電站產(chǎn)氚的技術已經(jīng)過初步驗證,20世紀80~90年代,美國啟動了氚靶開發(fā)計劃(TTDP),通過開展產(chǎn)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(chǎn)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(jiān)管且所有權屬于政府的輕水堆進行產(chǎn)氚,經(jīng)TVA反應堆輻照的產(chǎn)氚靶棒,每組約有300根,這些靶棒最后運輸?shù)剿_凡納河場(SRS)的提氚工廠進行處理[6]。

目前利用國內商業(yè)輕水堆核電站產(chǎn)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(chǎn)氚的理論探究,提出了將產(chǎn)氚可燃吸收棒(TPBAR)代替阻流塞組件插入反應堆中,經(jīng)過輻照、提取、富集之后,理論上可實現(xiàn)海南昌江核電廠產(chǎn)氚[7]。由于國內在運的商業(yè)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(chǎn)氚靶棒結構設計和產(chǎn)氚靶棒堆芯布置方面,與美國TTDP計劃均存在區(qū)別。為了更好地研究國內輕水堆核電站產(chǎn)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(xiàn)有輕水堆進行產(chǎn)氚的技術方案,探討產(chǎn)氚靶棒裝載對商業(yè)核電站的安全影響。

1 產(chǎn)氚靶棒概念方案設計

產(chǎn)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(chǎn)氚靶棒方案[11],PNL產(chǎn)氚靶棒結構見圖1。

圖1 PNL產(chǎn)氚靶棒結構[11]Fig.1 Structure of the tritium-producing rod of PNL

為了減少產(chǎn)氚靶棒裝載對核電站堆芯既有反應性的影響,設計產(chǎn)氚靶棒用來替換核電站堆芯原有可燃毒物棒。產(chǎn)氚靶棒在實現(xiàn)產(chǎn)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(chǎn)氚靶棒結構和參數(shù)見圖2、表1。設計的產(chǎn)氚靶棒由下端塞、氣室、產(chǎn)氚陶瓷芯塊、鋯吸氚劑、壓緊彈簧、包殼管、上端塞等組成。產(chǎn)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(huán)境下服役的性能要求。產(chǎn)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(chǎn)氚期間氚從產(chǎn)氚靶棒向反應堆一回路冷卻劑泄露。

圖2 產(chǎn)氚靶棒結構示意圖Fig.2 Scheme of the tritium-producing rod

表1 產(chǎn)氚靶棒設計參數(shù)Table 1 Parameters of the tritium-producing rod

2 堆芯首裝料方案

2.1 堆芯產(chǎn)氚靶棒裝載數(shù)量

商業(yè)輕水堆核電站設計年產(chǎn)氚約3 kg,產(chǎn)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(huán)境下,6Li產(chǎn)氚截面σ≈950×10-24cm2[3],產(chǎn)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(chǎn)氚截面因遠小于6Li而被忽略,因此該90%6Li豐度的每克鋰產(chǎn)氚截面σ≈84.38 cm2。根據(jù)公式(1)可粗略計算每根產(chǎn)氚靶棒在換料周期內的產(chǎn)氚質量。

式中,m為產(chǎn)氚靶棒的產(chǎn)氚質量,g;

nv為每秒每平方厘米中子數(shù),cm-2s-1;

σ為每克鋰產(chǎn)氚截面,cm2g-1;

g為產(chǎn)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(shù);

t為輻照產(chǎn)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(chǎn)氚靶棒在換料周期內可產(chǎn)氚約11 g,堆芯產(chǎn)氚靶棒的裝載數(shù)量約為270根。以中廣核CPR1000第一循環(huán)堆芯為例[12],堆芯共裝載1136根硼可燃毒物棒,因此產(chǎn)氚靶棒須替換約1/4的可燃毒物棒,替換時須考慮產(chǎn)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(chǎn)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(chǎn)氚堆芯內部燃料組件、可燃毒物棒、產(chǎn)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(chǎn)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(chǎn)氚靶棒裝載數(shù)量的不同,又可分為0、12、16根可燃毒物棒(含產(chǎn)氚靶棒)3種類型組件。圖3中可燃毒物棒(含產(chǎn)氚靶棒)數(shù)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(chǎn)氚靶棒??扇级疚锇舨捎门鸸杷猁}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??扇级疚锇粑阵w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(chǎn)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(chǎn)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(tài),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(jié)冷卻劑中的硼濃度來調節(jié)反應性,但熱態(tài)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(tài)的產(chǎn)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(jù)表2、圖6數(shù)據(jù)可知產(chǎn)氚堆芯熱態(tài)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(chǎn)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(yè)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(chǎn)氚靶棒的裝載布置是否合理,將很大程度上影響產(chǎn)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(shù)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(shù)??扇级疚锇艉彤a(chǎn)氚靶棒的裝載對堆芯反應性和冷卻劑溫度系數(shù)具有一定影響,因此對產(chǎn)氚堆芯的冷卻劑溫度系數(shù)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(chǎn)氚靶棒數(shù)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(xiàn)了冷卻劑溫度反應性系數(shù)的計算,計算結果見表3。由表3可知,設計的產(chǎn)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(shù)均為負。

表3 冷卻劑溫度反應性系數(shù)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(xiàn)有商業(yè)壓水堆核電站產(chǎn)氚的可能性,結論如下:

(1)提出了利用國內現(xiàn)有商業(yè)核電站產(chǎn)氚的概念設計方案,包括產(chǎn)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(chǎn)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(tài)服役溫度范圍內,堆芯冷卻劑溫度反應性系數(shù)均為負值。

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