CARR乏燃料在49-2游泳池式反应堆使用的堆芯方案研究

张亚东，刘振华，岳芷廷，冉怀昌，乔雅馨

(中国原子能科学研究院 反应堆工程技术研究部，北京 102413)

中国先进研究堆(CARR)燃料出堆燃耗与最大考验燃耗之间有较大的裕量，CARR乏燃料有继续加深燃耗的可行性；CARR燃料和49-2游泳池式反应堆(简称49-2堆)燃料的包壳同为铝合金材料[1]，所以CARR乏燃料在49-2堆使用不存在材料相容性问题；49-2堆运行参数低，CARR乏燃料在低参数水平下运行更安全。以上3点是CARR乏燃料可在49-2堆继续使用的主要原因。如果CARR乏燃料能继续在49-2堆使用，将更有效利用核材料，并为49-2堆节省大量新燃料采购经费，减小大量的乏燃料储存、后处理费用。

CARR燃料芯体较49-2堆燃料芯体长，所以CARR乏燃料在49-2堆继续使用能有效降低49-2堆的轴向功率峰因子，垂直辐照孔道中也可装入更长的辐照样品。

虽然国内有些科研院所已进行了直接使用乏燃料的研究，并在乏燃料直接使用方面已有了20多年的经验，但目前仅新建一个反应堆来再使用乏燃料，即岷江试验堆是为利用高通量工程试验堆乏燃料而专门设计建造的，而无通过改造旧反应堆来直接再使用另一个反应堆乏燃料的先例。国外也无直接使用乏燃料建成研究堆的先例。本文根据49-2堆本身、应用需求和CARR乏燃料的特点，研究CARR乏燃料在49-2堆直接再使用的堆芯方案，计算物理和热工参数，并进行典型事故分析。

1 CARR燃料和49-2堆概况

CARR燃料芯体为U3Si2-Al弥散体，包壳为6061-0铝合金的平板型燃料组件，富集度为19.75%。标准燃料组件截面尺寸为76.2 mm×76.2 mm，全长为1 375 mm[2]。

CARR标准燃料组件的平均燃耗为34.9%，最大燃耗为57.4%[3]。在CARR进行的先验实验中，小燃料板堆内辐照考验的最大燃耗为71.8%，未见芯体从包壳脱开及自身裂纹，芯体与基体铝的反应层小，未发现包壳材料晶粒结构变化，燃料板厚度基本无变化[3-4]，还可继续使用。

49-2堆始建于1959年，其堆芯栅距为71.5 mm。燃料元件为棒状燃料，外径10 mm，长588 mm，芯体长500 mm，10%富集度的UO2与Mg弥散体燃料，铝合金包壳。

2 CARR乏燃料在49-2堆直接使用的堆芯设计要求

堆芯设计要求如下：1) 考虑49-2堆水池深度、厂房屏蔽能力及气体流出物浓度等的限制，反应堆功率与49-2堆原加强功率5 MW相当；2) 辐照孔道中的热中子、快中子注量率在满功率下与现49-2堆相当或更高；3) 有较长的换料周期，以满足科研生产需求；4) 有足够空间布置辐照孔道；5) 堆芯尺寸满足49-2堆水池内现有系统设备的空间限制。

3 物理设计

物理设计使用了MCNP、MVP-BURN、WIMSD4、CITATION、ORIGEN2、NJOY、RXSP Beta2.0等程序。

3.1 堆芯结构

选用CARR标准组件乏燃料设计堆芯。采用CARR原栅格间距(77.2 mm)，无反射层，装载21个乏燃料组件时堆芯有效增殖因数keff仅为0.999 72。新设计堆芯也不宜过大，否则在相当功率情况下热中子注量率较低。由于CARR设计为反中子阱[5]，堆芯内中子慢化不充分，所以可增加组件栅距来增加慢化，从而提高反应性。

设计确定了由17组CARR标准乏燃料组件组成的堆芯方案、栅距82.2 mm、功率5 MW的轻水反应堆(图1、2)。反射层材料为铍，反射层有两种。堆芯外边一层为正方形反射层，尺寸为80.2 mm；每个湿孔道内侧有两块长方形反射层，长为80.2 mm，宽为39.1 mm。

控制棒有3种：安全棒、自动调节棒和功率补偿棒。十字型安全棒4根，布置在中间一组燃料的四角，十字的长度为50 mm，吸收体为厚度2 mm的B4C。T型功率补偿棒6根(图1中绿色)，T型的横边长为32 mm，竖边长为16 mm，吸收体为厚度2 mm的B4C。T型自动调节棒2根(图1中黄色)，T型的横边长为9 mm，竖边长为4.5 mm，吸收体为厚度2 mm的B4C。

图1 用CARR乏燃料的49-2堆的堆芯布置Fig.1 Core arrangement of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

图2 用CARR乏燃料的49-2堆的堆芯轴向布置Fig.2 Core axial arrangement of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

使用17组CARR乏燃料组件的新堆芯长宽均为595 mm，49-2堆原堆芯长为878 mm，宽为663 mm。新设计的堆芯较原堆芯更紧凑，不受堆水池内不可拆卸的热柱和水平孔道的限制。

3.2 物理参数

1) 控制棒价值

单根安全棒的价值为3.19×10-2Δk/k，考虑干涉效应后4根安全棒的总价值为13.48×10-2Δk/k；自动调节棒的价值为0.64×10-2Δk/k，考虑干涉效应后的总价值为1.21×10-2Δk/k；单根补偿棒的价值为1.89×10-2Δk/k，考虑干涉效应后的总价值为11.33×10-2Δk/k；所有控制棒在考虑干涉效应后的总价值为25.3×10-2Δk/k。

2) 温度系数

20～100 ℃之间的平均多普勒系数为-2.58×10-5Δk/k·℃-1。20～60 ℃之间的平均慢化剂温度系数为-8.87×10-5Δk/k·℃-1，60～100 ℃之间的平均慢化剂温度系数为-1.12×10-4Δk/k·℃-1，20～100 ℃之间的平均慢化剂温度系数为-1.00×10-4Δk/k·℃-1。

3) 堆功率和中子注量率

堆芯设计为额定功率5 MW，轴向热中子分布的不均匀因子为1.33。四角是湿孔道时其内最大热中子注量率为6.5×1013cm-2·s-1，最大快中子注量率为8.76×1012cm-2·s-1。四角是干孔道时其内最大热中子注量率为2.02×1013cm-2·s-1，最大快中子注量率为2.04×1013cm-2·s-1。反射层外紧贴反射层处热中子注量率最大为7.56×1013cm-2·s-1。冷态无中毒时燃料板间隙中轴向中子注量率相对分布示于图3(相对于-20 cm高的热中子注量率)，各组件燃料板水隙中热中子(<1 eV)注量率示于图4。

图3 燃料板间隙中轴向中子注量率相对分布Fig.3 Axial neutron fluence rate relative distribution of fuel plate clearance

使用CARR乏燃料的49-2堆的辐照孔道中热中子注量率高于现49-2堆的，干辐照孔道的热中子注量率提高了21.3%，湿辐照孔道的热中子注量率提高了28.2%。

新设计堆芯内垂直辐照孔道的辐照空间较现49-2堆的大。如果以1×1013cm-2·s-1的热中子注量率为有效辐照段，新设计堆芯反射层内垂直辐照孔道有效辐照段长为110 cm，49-2堆现垂直辐照孔道的有效辐照段长为60 cm；新设计堆芯内垂直辐照孔道的内径为8 cm，49-2堆现堆内垂直辐照孔道的内径为6.8 cm。

4) 中子能谱

用CARR乏燃料的49-2堆辐照孔道中子能谱分布列于表1。

5) 中心为辐照孔道时的反应性和中子注量率

中心燃料组件可取出变为辐照孔道。中心和四角均是湿辐照孔道时最大后备反应性为4.97×10-2Δk/k，中心和四角均是干辐照孔道时为1.074×10-2Δk/k，中心干孔道而四角湿辐照孔道时为1.067×10-2Δk/k(表2)。

图4 各组件燃料板水隙中热中子注量率Fig.4 Thermal neutron fluence rate in water gap of fuel plate

表1 用CARR乏燃料的49-2堆辐照孔道中子能谱分布Table 1 Neutron spectrum in irradiation channel of 49-2 SPR loading CARR spent fuel assembly

表2 有中心孔道时孔道内中子注量率Table 2 Neutron fluence rate in channel at core with central channel

6) 毒性、燃耗变化和换料周期

CARR中毒平衡时149Sm的浓度能达8×1017cm-3，而新设计的用CARR乏燃料的49-2堆在中毒平衡时149Sm的浓度为1.7×1017cm-3，149Sm的浓度基本达平衡需运行20 EFPD(满功率天)(图5)。由149Sm的浓度降低引入的正反应性达2.32×10-2Δk/k。新设计堆芯运行时239Pu的浓度在逐渐减小，从入堆时的5.78×1019cm-3降至4.98×1019cm-3(图6)。

图5 149Sm浓度随运行时间的变化Fig.5 149Sm concentration vs. operation time

图6 239Pu浓度随运行时间的变化Fig.6 239Pu concentration vs. operation time

换料周期为292 EFPD，其中考虑了反应堆从停堆到功率运行过程中温度升高引入的反应性约-0.43×10-2Δk/k，反射层内四角干辐照孔道全换为湿孔道时反应性降低0.83×10-2Δk/k，从零功率到满功率中毒引入的反应性约-2.82×10-2Δk/k，样品引入反应性约0.5×10-2Δk/k，共计-4.58×10-2Δk/k的负反应性引入。运行292 EFPD后燃料组件最深燃耗为82 781 MW·d/t(U)(图7)，未达到燃料考验的最大燃耗。

寿期初反应堆的后备反应性为 8.64×10-2Δk/k，寿期末的后备反应性为3.75×10-2Δk/k(未考虑辐照孔道干湿变化的影响)。

4 热工计算

热工计算分析使用了CARRthA和RELAP5程序等。一次水系统使用现在的49-2堆一次水系统、主泵和换热器等主要设备。49-2堆二回路是直接通过风塔向外环境排热的，受室外温度的影响较大。49-2堆在3.5 MW运行时二次侧入口水温夏天一般为30 ℃左右，冬天为18 ℃左右。49-2堆曾经4.5 MW运行时二次侧入口水温较3.5 MW时约提高2～3 ℃。新设计堆芯热工计算时选择夏天二次侧入口水温为33.3 ℃。

图7 燃耗随运行时间的变化Fig.7 Burnup vs. operation time

在5 MW中毒平衡工况下堆芯入口温度为51.29 ℃，入口压力为150.6 kPa，此时冷却剂出口温度为55.70 ℃，燃料芯体最高温度仅71.74 ℃，燃料包壳外表面最高温度仅70.21 ℃(表3、4)。泡核沸腾比最小值为9.02，与最小偏离泡核沸腾比运行限值1.4相比还有很大裕量。泡核沸腾起始点温度从堆芯入口热通道的126.72 ℃到出口的118.25 ℃，较稳态运行时燃料包壳表面温度高得多。泡核沸腾裕度有56 ℃以上。

初始装料时由于无中毒平衡，功率分布较不均匀，此时第2圈每边中心的组件功率最高，为热通道。热通道燃料包壳表面最高温度为67.53 ℃，燃料芯体最高温度为68.61 ℃，泡核沸腾比最小值为6.76。仅从热工角度分析，冷却剂入口温度的运行限值可取接近100 ℃，此时池表不沸腾，此值距不致堆芯产生泡核沸腾的109.8 ℃尚有裕量，但考虑池壁腐蚀和堆顶蒸发的不利影响后冷却剂入口温度的运行限值可取70 ℃左右。芯块和包壳的安全限值应为其熔点，远高于正常运行值。

表3 堆功率5 MW时平均通道温度Table 3 Average channel temperature at power of 5 MW

表4 堆功率5 MW时热通道温度Table 4 Hot channel temperature at power of 5 MW

5 事故分析

5.1 满功率时控制棒失控提升

反应堆在额定功率5 MW下价值最大的1根补偿棒以8 mm/s的速度失控提升事故中，随着控制棒的提出引入正反应性，功率达到5 MW的120%，即6 MW时，保护系统发出事故停堆信号，落棒时间为1 s，随即功率下降。此事故中元件包壳外表面最高温度为73.84 ℃，燃料芯体最高温度为75.55 ℃，均远低于其安全限值(图8)。

图8 控制棒失控事故中燃料芯体、 包壳外表面及冷却剂温度随时间的变化Fig.8 Fuel meat, shell outside surface and coolant temperatures vs. time in control rod runaway accident

5.2 反应堆启动事故

图9 反应堆启动事故中燃料芯体、 包壳外表面及冷却剂温度随时间的变化Fig.9 Fuel meat, shell outside surface and coolant temperatures vs. time in start-up accident

初始时反应堆已处于临界，堆功率假定为50 W，假定一次水入口温度为42 ℃。此时1根功率补偿棒失控提升，功率达6 MW时，保护系统发出事故停堆信号，落棒时间为1 s。此事故中堆功率变化范围很大，达到了5个量级，但起作用的功率释放时间很短。元件包壳外表面最高温度为60.45 ℃，燃料芯体最高温度为62.11 ℃，均远低于其安全限值(图9)。

5.3 全厂断电事故

全厂断电事故中，不考虑应急冷却泵的缓解作用，即在失去外电源的情况下，主泵惰转完成后，通过建立自然循环带出堆芯衰变热，如图10所示。该事故中，元件包壳外表面最高温度为106.14 ℃，燃料芯体最高温度为106.16 ℃，均远低于其安全限值，如图11所示。

图10 全厂断电事故下回路漏流与堆芯流量随时间的变化Fig.10 Leakage and core flow rates vs. time in station blackout accident

6 小结

新设计的在49-2堆直接使用CARR乏燃料组件的5 MW堆芯继续保持游泳池式反应堆的运行费用低、启停堆方便、辐照装置出入堆方便、常温低压等优点，同时主要参数优于现49-2堆的。主要辐照孔道中子注量率较现49-2堆的提高了20%以上，垂直辐照孔道内有效辐照空间为现49-2堆的2.5倍。新设计堆芯满功率运行时包壳外表面最高温度为70.21 ℃，燃料芯体最高温度为71.74 ℃，均低于现49-2堆的。