先进非能动压水堆核电站燃料组件轴向燃耗分布研究

杨海峰,霍小东,于 淼

(中国核电工程有限公司,北京100840)

先进非能动压水堆核电站燃料组件轴向燃耗分布研究

杨海峰,霍小东,于 淼

(中国核电工程有限公司,北京100840)

燃料组件的轴向燃耗分布以及末端效应是燃耗信任制技术应用中的难点。基于先进非能动压水堆核电站的运行模式及组件设计特点,结合可能的燃料管理策略,统计轴向两端使用低富集度抑制区的乏燃料组件,生成轴向燃耗包络线。以AP1000堆型的乏燃料贮存单元为例,通过分析统计,证明生成的轴向燃耗包络线用于临界安全分析是保守的。在此基础上,详细研究燃料组件顶部的低富集度抑制区对末端效应的贡献,并对燃料组件进行设计改进,减小至消除末端效应,为简化乏燃料组件相关的临界安全分析提供了一个方法。相关研究工作及成果,是先进非能动压水堆核电站乏燃料组件相关的设施设备的临界安全设计的基础,可为其他堆型的相应研究提供参考和借鉴。

轴向燃耗分布;末端效应;燃耗信任制;密集贮存

在临界安全分析中,考虑燃料组件在堆内辐照导致的反应性降低,即为燃耗信任制。相对于简单的新燃料组件假设,燃耗信任制技术可在保证安全的前提下,显著提高乏燃料组件贮存、运输、后处理的经济性,但却大大增加了临界安全分析的难度和复杂度。其中,燃料组件在堆内辐照造成的轴向燃耗非均匀分布及相应的末端效应是一个关键的难点。

通常情况下,堆芯顶部慢化剂温度较高、密度较低,燃耗很浅。先进非能动压水堆核电站,如AP1000[1]等,采用机械补偿模式(MSHIM),依靠控制棒来调节反应性变化,减少硼化和稀释的频率从而简化硼相关系统。在核电站循环寿期的相当长时间内,控制棒都插入堆芯,使得燃料组件顶部的燃耗更浅。同时,为减少中子泄漏并提高经济性,燃料组件的轴向两端使用低富集度抑制区,使得乏燃料组件的轴向燃耗分布更为复杂。因此,不能直接套用现有的基于轴向均一富集度的乏燃料组件的轴向燃耗包络线。

本文基于先进非能动压水堆核电站的燃料管理策略,统计分析含轴向抑制区的乏燃料组件,生成轴向燃耗包络线,并详细研究轴向抑制区对末端效应的贡献和临界安全分析的影响。所开展的工作,是先进非能动压水堆核电站乏燃料组件相关的密集贮存格架、运输容器等设施设备的临界安全设计的基础。

1 计算程序

使用从美国引进的APA程序系统完成燃料管理的计算。在APA程序系统中,主要有组件计算程序PARAGON[2、3]、堆芯计算程序ANC[4、5]、接口程序 ALPHA[6]等。PARAGON程序是一个模块化的、两维多群输运理论的组件计算程序,用于生成组件截面参数。ALPHA程序根据用户输入,建立组件计算模型,调用PARAGON程序执行计算,为ANC程序准备截面数据库。ANC程序用于堆芯的建模和燃料管理计算。

使用从英国引进的蒙特卡罗程序MONK-9A[7]进行临界安全分析。MONK-9A程序通过模拟中子的产生、输运、死亡来计算系统的有效增殖因子(keff),同时也可计算中子流、反应率、界面流等。

2 堆芯燃料管理方案

先进非能动压水堆核电站,大多采用低泄漏装载模式,采用18个月或16/20个月交替的平衡循环燃料管理策略,以提高核电站运行的经济性。

在两种燃料管理策略下,从第二循环开始,燃料组件中均不再配置离散型可燃毒物,依靠整体型可燃毒物(IFBA,燃料芯块表面的ZrB2涂层)来控制功率分布,补偿循环堆芯寿期初的后备反应性。普通燃料棒(芯块表面不含ZrB2涂层)和IFBA棒(芯块表面含Zr B2涂层)的轴向两端20.32 cm的区段是富集度为3.20%的轴向抑制区,区别在于普通燃料棒的轴向抑制区使用实心芯块,IFBA棒的轴向抑制区使用环状芯块。燃料棒的主体部分,富集度较高,且轴向两端各有10.16 cm的区段不含ZrB2涂层。在本文中,燃料组件富集度特指燃料棒主体部分的富集度。

在进行堆芯燃料管理计算时,将堆芯轴向分为42个4英寸的节块。为了模拟基负荷MSHIM运行模式下控制棒的插入情况,同时简化计算分析,采用最佳估算MSHIM模型进行堆芯燃耗计算。目前,我国的核电站大部分以满功率基负荷模式运行,很少进行负荷调整。因此,最佳估算MSHIM模型贴近我国核电站的实际情况,既考虑控制棒的插入效应,又不至于过分保守。

2.1 18个月平衡循环

18个月平衡循环方案[1],每次装入36组富集度4.45%和28组富集度4.95%的新燃料组件,其中4.45%富集度的燃料组件分别有128、156个IFBA棒,4.95%富集度的燃料组件分别有64、128个IFBA棒。平衡循环的循环长度为20 200兆瓦天每吨初始铀(MWd/t U),对应的循环寿期为500有效满功率天(EFPD)。平衡循环堆芯装载如图1所示。

图1 18个月平衡循环堆芯装载图Fig.1 18-Month Equilibrium Cycle Fuel Loading

图2 16个月循环堆芯装载图Fig.2 16-Month Equilibrium Fuel Loading

2.2 16/20个月交替平衡循环

16/20个月交替平衡循环方案[1]中,16个月循环堆芯每次装入33组富集度4.27%和24组富集度4.70%的新燃料组件,其中4.27%富集度的燃料组件分别有80、104、128个IFBA棒,4.70%富集度的燃料组件分别有48、104个IFBA棒。20个月循环堆芯每次装入36组富集度4.67%和36组富集度4.95%的新燃料组件,其中4.67%富集度的燃料组件分别有156、200个IFBA棒,4.95%富集度的燃料组件分别有104、128个IFBA棒。16个月循环堆芯的循环长度为17 750 MWd/t U,对应的循环寿期为439EFPD。20个月循环堆芯的循环长度为22 750 MWd/t U,对应的循环寿期为563EFPD。16个月循环的堆芯装载图如图2所示,20个月循环的堆芯装载图如图3所示。

图3 20个月循环堆芯装载图Fig.3 20-Month Equilibrium Fuel Loading

3 轴向燃耗包络线

大部分压水堆乏燃料组件具有相似的轴向燃耗分布,中间燃耗很深,两端燃耗较浅。在临界安全分析中,轴向燃耗分布模型与平均燃耗模型的keff之差即为末端效应。末端效应是燃耗信任制技术应用中的一个关键因素。末端效应的考虑,可使用轴向燃耗包络线来保守地考虑,也可在平均燃耗模型的计算结果上叠加一个Δkeff来保守地考虑。

3.1 轴向燃耗包络线生成

目前已知的轴向燃耗包络线,都是基于轴向均一富集度的乏燃料组件的数据汇编而来的,不适合于包含轴向低富集度抑制区的乏燃料组件相关的临界安全分析。

基于先进非能动压水堆可能的燃料管理策略,包括18个月平衡循环和16/20个月交替平衡循环等,进行堆芯燃料管理计算,统计首循环、过渡循环、平衡循环等堆芯带轴向抑制区的乏燃料组件的卸料燃耗及轴向燃耗分布信息。乏燃料组件的统计如图4所示,组件富集度为3.70%～4.95%,卸料燃耗为30 000～57 000 MWd/tU。

基于统计的乏燃料组件信息,生成轴向燃耗包络线。首先,对每个乏燃料组件的轴向燃耗分布进行归一化处理。经汇总统计,活性区底部的5个节块和顶部的7个节块,平均归一化燃耗值小于1.0或者在1.0左右,因此,针对此12个节块,统计所有乏燃料组件的相应节块的最小归一化燃耗值,作为相应节块包络的归一化燃耗值。针对中间30个节块,统计所有乏燃料组件的相应节块的最大归一化燃耗值,作为相应节块的归一化燃耗值。然后,按公式(1)计算中间30个节块的重新归一化因子F,最后将中间30个节块的归一化燃耗值乘以重新归一化因子F,作为相应节块包络的归一化燃耗值。最终得到归一化的轴向燃耗包络线,如图5所示。

式中:Bui——节块i的归一化燃耗。

所统计的乏燃料组件是源自同一堆型的同类型组件,其轴向燃耗分布形状相似,因此得到的轴向燃耗包络线是一个典型的、适合于该堆型及其燃料组件的轴向燃耗包络线。

3.2 包络线的保守性分析

为了验证生成的轴向燃耗包络线,选定两个典型组件放入AP1000堆型的乏燃料贮存格架中,分析汇总统计的每一个轴向燃耗分布和轴向燃耗包络线对应的keff。典型组件I,初始富集度5.0%、含128根IFBA棒。典型组件II,初始富集度4.5%、含156根IFBA棒。根据燃料管理的计算结果,结合贮存格架的装载曲线,分别选择42 600 MWd/t U和35 500 MWd/t U作为两个典型组件的平均燃耗。

组件燃耗计算采用硬化的中子能谱,使得指定燃耗深度下的核素密度用于临界安全分析是保守的。热功率为3 400 MWt(对应于157个组件),慢化剂温度为323.37℃,对应的慢化剂密度为0.670 9 g/cm3,平均硼浓度为1 000 ppm,控制棒插入。

AP1000堆型的乏燃料贮存格架的贮存单元有两种:单独的套管贮存单元和组合贮存单元。套管贮存单元为不锈钢方管,方管外壁附着含B4C的铝基中子吸收板(硼铝板),硼铝板外有不锈钢包覆。硼铝板厚度为0.55 cm,宽度为21.50 cm。组合贮存单元是单独的套管贮存单元对角焊接的结果。贮存单元中心距为25.00 cm。贮存单元的计算模型如图6所示。在贮存单元计算模型的四周设置周期性边界条件,相当于平面上有无穷多个贮存单元,顶部和底部设置足够厚的水反射层。

图6 AP1000堆型乏燃料贮存单元计算模型示意图Fig.6 Calculation model of the spent fuel storage cell of AP1000

在进行临界分析时,采用锕系加裂变产物的置信水平,考虑主要的锕系核素与裂变产物,忽略强吸收、短寿命的裂变产物以及一些非主要的裂变产物。由于忽略强吸收、短寿命的裂变产物的反应性贡献,不考虑乏燃料组件的冷却是保守的。因为在冷却过程中,155Gd的累积以及241Pu衰变成241Am等引入的负反应性大于由239Np衰变成239Pu引入的正反应性。

临界计算时,设置足够的抽样粒子数与计算代数,保证计算结果的统计偏差不大于0.000 3。

基于典型组件Ⅰ和典型组件Ⅱ的统计分析结果如图7、图8所示。在图7、图8中,除了给出每个轴向燃耗分布对应的keff外,还给出所有keff的平均值,加上3倍统计偏差以后的值,以及轴向燃耗包络线对应的keff值。相对于平均keff,轴向燃耗包络线引入了很大的保守性,远远超过3倍统计偏差。相对于每一个的轴向燃耗分布,轴向燃耗包络线也是足够保守的,只有极少的燃耗分布对应的keff与轴向燃耗包络线对应的keff在3倍统计偏差之内。

基于所汇编的轴向燃耗包络线,研究末端效应随平均燃耗的变化。计算结果如表1所示,对于上述两个典型燃料组件,平均燃耗分别高于35 000 MWd/t U、30 000 MWd/t U时,平均燃耗模型不再保守。相对于轴向均一富集度的乏燃料组件,包含轴向低富集度抑制区的乏燃料组件,其平均燃耗模型保守与不保守的转换点有所提高。主要是对keff贡献很大的顶部区域采用了低富集度抑制区,使得平均燃耗模型在更大的燃耗范围内是保守的。

图7 典型组件Ⅰ的轴向燃耗分布对应的k eff统计Fig.7 Summary of k eff of the axial burnup profiles for typical spent fuel assemblyⅠ

图8 典型组件Ⅱ的轴向燃耗分布对应的keff统计Fig.8 Summary of keff of the axial burnup profiles for typical spent fuel assemblyⅡ

表1 典型组件不同燃耗深度下的keff值Table 1 keff of different burnup of typical spent fuel assemblies

3.3 轴向抑制区的影响

与基于轴向均一富集度的乏燃料组件的轴向燃耗分布相比,燃料组件轴向两端低富集度抑制区的存在,一方面减小了组件轴向两端,特别是顶部的燃耗,使其从平均燃耗的50%降至30%,增大了末端效应。另一方面,轴向抑制区初始富集度的降低又减小了末端效应。

根据图4所示的乏燃料组件统计,使用42 600 MWd/t U的平均燃耗,采用同样的轴向低富集度区域、不同的主体部分富集度,研究末端效应的变化趋势。结果如表2所示。从计算结果可以看出,在相同的轴向抑制区下,随着主体部分富集度的不断提高,即主体部分与轴向抑制区富集度差距越来越大,末端效应越来越小。

表2 轴向抑制区对末端效应的影响Table 2 Impact of axial blanket on end effect

统计上述计算的裂变份额轴向分布,如图9所示。从图中可以看出,裂变峰集中于活性区顶部区域。在燃料组件主体部分富集度与顶部抑制区富集度差别比较小的情况下,趋近于轴向均一富集度的情况,顶部几个节块的裂变份额很高。随着主体部分富集度与顶部抑制区富集度的差别越来越大,顶部节块的裂变份额逐渐减小。另外,初始富集度越低,达到同样的燃耗深度,燃料组件顶部裂变份额越高,末端效应越大。

燃料组件顶部2个节块为低富集度抑制区,且有较高的中子泄漏。第3个节块为高富集度主体部分,且距离组件活性区顶端有一定的距离,泄漏比较低。因此,第3个节块的裂变份额很高。为了降低顶部节块的裂变份额,减小末端效应,考虑适当减小燃料组件顶部第3个节块的初始富集度,将原4.50%～4.95%富集度统一降为4.0%富集度,将原4.00%～4.45%富集度统一降为3.5%富集度。在不改变堆芯燃料装载方案的基础上,进行堆芯燃料管理计算。结果表明,平衡循环长度减小约100 MWd/t U,对应于2.5EFPD,对于焓升因子FΔH、热点因子FQ等参数的影响很小。由于只改变整个燃料组件42个节块中的一个节块,且处于顶部,对于整个燃料管理的影响很小,对于轴向燃耗分布的影响也很小,只有顶部2个节块的归一化燃耗减小约0.01,第3个节块的归一化燃耗减小约0.04。研究第3个节块的富集度降低对末端效应的影响,计算结果如表3所示。

图9 裂变份额的轴向分布Fig.9 The axial distribution of the fission fraction

表3 改进组件不同燃耗深度下的keff计算结果Table 3 keff of different burnup of improved spent fuel assemblies

图10 改进组件的裂变份额轴向分布Fig.10 The axial distribution of the fission fraction for the modified fuel assemblies

统计其轴向裂变份额的分布,如图10所示。与图9对比可知,顶部第3个节块降低富集度后,顶部裂变份额明显降低,使得改进组件在典型卸料燃耗下,末端效应为零或为负值,从而可以在临界安全分析中使用组件平均燃耗模型。根据此研究结果,在进行组件设计时,可考虑适当降低燃料组件顶部芯块的富集度,一方面提高燃料组件的经济性,另一方面可有效简化乏燃料组件相关的临界安全分析。不利的方面在于增加了燃料组件的复杂度。

4 结论

基于先进非能动压水堆的燃料管理策略,包括18个月平衡循环和16/20个月交替的平衡循环,统计含轴向低富集度抑制区的乏燃料组件,生成先进非能动压水堆乏燃料组件的轴向燃耗包络线。基于AP1000乏燃料贮存单元,经统计分析,证明生成的轴向燃耗包络线具有足够的保守性。详细研究了顶部低富集度抑制区对末端效应的贡献和临界计算的影响,并在此基础上,对燃料组件的设计进行改进,减小甚至消除末端效应,使得简单的平均燃耗模型可等效复杂的轴向燃耗分布模型,为先进非能动压水堆核电站乏燃料组件相关的临界计算的简化提供一个新的方法。所开展的工作及所取得的研究结果,可应用于先进非能动压水堆核电站乏燃料组件相关的临界设计,研究方法及研究结果,对于其他类型的核电站也有一定的参考作用。

[1] 孙汉虹等．第三代核电技术AP1000[M]．北京:中国电力出版社,2012．

[2] M．Ouisloumen,et al． PARAGON:The New Westinghouse Assembly Lattice Code[C]．Salt Lake City,International Meeting on Mathematical Methods for Nuclear Application,2001

[3] M.Ouisloumen,H．Huria,L.T．Mayhue,et al．Qualification of the Two-Dimensional Transport Code PARAGON[R]．[S.l.]:Westinghouse Electric Company,2004

[4] Y.S．Liu,et al．ANC:A Westinghouse Advanced Nodal Computer Code[R]．[S.l.]:Westinghouse Electric Company．2012

[5] T.Q．Nguyen,K.C．Hoskins,M.M.Weber,et al．Qualification of the phoenix-p/anc nuclear design system for pressurized water reactor cores[R]．[S.l.]:Westinghouse Electric Company,1988

[6] Westinghouse Electric Company．ALPHA User Manual[M]．2012

[7] ANSWERS.MONK,A Monte Carlo Program for Nuclear Criticality Safety and Reactor Physics Analyses[M]．[S.l.]:ANSWERS,2006．

Study of the axial burnup profiles for passive advanced PWR

YANG Hai-feng,HUO Xiao-dong,YU Miao
(China Nuclear Power Engineering Co．Ltd．,Beijing 100840,China)

The axial burnup profiles of the fuel assemblies and the associated end effect play an important role in burnup credit(BUC)．Based on the operational strategy and the fuel assemblies'characteristics of the passive advanced PWR,as well as the possible fuel management schemes,the burnup information of the spent fuel assemblies including low enrichment axial blankets is summarized,and the bounding axial burnup profile is generated．The spent fuel storage cell model of AP1000 is used to statistically evaluate the adequacy of the bounding profile,and the results demonstrate that the bounding axial burnup profile is conservative for criticality analyses．And the impact of the axial blankets on the end effect is studied in detail．Based on the results,fuel assemblies are improved to mitigate and eliminate the end effect,which provides a method to simplify the criticality analyses．The results can be used for the criticalityanalyses related to the spent fuel assemblies of the passive advanced PWR,and the study can be referenced by other PWRs．

2015-07-23

杨海峰(1981—),男,河南南阳人,高级工程师,硕士,现从事反应堆物理及临界安全分析工作

Axial Burnup Profile;End Effect;Burnup Credit;High Density Storage

TL371

A

0258-0918(2016)01-0279-08