含钆首循环长周期低泄漏装载技术研究

马兹容,宿 健,周 胜

(华龙国际核电技术有限公司堆工所,北京100036)

二代核电厂虽然平衡循环大多为18个月长周期低泄漏换料[1-3],但首循环都是高泄漏年度换料[2],包括早期使用硼玻璃可燃毒物棒的大亚湾核电厂首循环方案,以及后来使用钆作可燃毒物的宁德一期核电厂首循环方案[3]。

长周期能提高机组的可用率,而低泄漏能提高燃料经济性。三代核电AP1000[4]、EPR[5,6]和“华龙一号”漳州项目[7](简称漳州项目)首循环都是长周期换料,却并不都是低泄漏装载。

AP1000首循环采用IFBA(Zr B2涂覆在燃料芯块表面的一体化可燃毒物)和WABA(中心通水的分离型可燃毒物)做可燃毒物,通过复杂的燃料组件和可燃毒物组件设计模拟平衡循环的轴向和径向反应性布局,实现了长周期低泄漏堆芯装载[4]。

EPR和漳州项目首循环采用钆做可燃毒物及轴向不分区设计,受含钆堆芯的特性制约实现的是长周期高泄漏堆芯装载[5-7]。

为了提高“华龙一号”首循环的燃料经济性和技术先进性,需要研究实现其含钆首循环长周期低泄漏堆芯装载的设计方法。

本文以漳州项目含钆首循环长周期高泄漏堆芯装载方案为基础,研究含钆首循环的堆芯特性及实现长周期低泄漏装载的制约因素,探索在引入燃料组件轴向分区设计条件下克服各制约因素实现含钆首循环长周期低泄漏堆芯装载的设计方法,最终完成“华龙一号”含钆首循环长周期低泄漏堆芯装载方案。

1 漳州项目含钆首循环堆芯特性

漳州项目含钆首循环热通道焓升因子FΔH由于高泄漏堆芯装载的关系,大小与二代核电厂高泄漏年度换料相当。漳州项目首循环轴向功率偏移AO随燃耗变化曲线如图1所示。

图1 漳州项目首循环AO随燃耗变化曲线Fig.1 The AO as a function of BU for Zhangzhou first cycle

图1 中轴向功率偏移AO为堆芯上下半部功率之比、ARO为全提棒工况、RMBM为R棒处于调节带中部工况;RMBM工况更接近实际运行工况,由于插棒对AO的影响,RMBM工况下的AO变化比ARO工况更恶劣。

由于采用轴向不分区设计,如图1所示在堆芯上下半部冷却剂温差作用下寿期初AO呈现显著负值,RMBM工况下的AO最负值达-13.6%;而在寿期中则体现出含钆堆芯AO快速大幅上升的固有特性,RMBM工况下的AO最大值达6.8%,超过了运行图右边界(6%),这将影响机组的安全性和运行灵活性。

漳州项目的运行图如图2所示[8]。由于首循环寿期初AO呈现显著负值导致首循环前期运行图左边界很宽,首循环后期运行图相对于二代核电厂被缩小是为了增加安全裕量。图中轴向功率偏差ΔI为轴向功率偏移AO与功率份额Pr的乘积。

漳州项目首循环基于运行图的Ⅰ类工况LOCA(失水事故)限值线验证结果如图3所示[8]。

漳州项目首循环虽然FΔH和寿期末运行图都较小,但图3所示Ⅰ类工况LOCA限值线验证获得的裕量却很小;究其原因,在于寿期初和寿期末的轴向功率分布比较恶劣。

图2 漳州项目运行图Fig.2 The operation of Zhangzhou project

图3 漳州项目首循环Ⅰ类工况LOCA限值线验证Fig.3 The validation of LOCA limits incondition I for Zhangzhou first cycle

2 优化方向

首循环由高泄漏变为低泄漏,外围组件功率将降低约40%;这导致首循环低泄漏堆芯的热通道焓升因子FΔH将增加到与低泄漏平衡循环相当,不包括不确定性的常用计算限值由高泄漏的1.391(设计限值为1.55)升为低泄漏的1.481(设计限值为1.65)。首循环高泄漏堆芯和低泄漏堆芯FΔH计算值对比示意图如图4所示。

如果直接把高泄漏装载变为低泄漏装载,由于径向功率分布变得更恶劣的原因,肯定会突破Ⅰ类工况下的LOCA限值线。

漳州项目含钆首循环Ⅰ类工况LOCA限值线验证裕量较小的主要原因是其轴向功率分布比较恶劣,但同时也说明其轴向功率分布存在较大优化空间。为了实现首循环长周期低泄漏堆芯装载,需要对轴向功率分布进行优化;首先解决寿期初AO呈现显著负值和寿期中AO快速大幅上升的问题;在此基础上再针对Ⅰ类工况LOCA限值线验证的裕量情况进行针对性优化。

图4 首循环高泄漏堆芯和低泄漏堆芯FΔH对比Fig.4 The comparison of F△H between high leakage loading and low leakage loading of the first cycle

3 优化方法

3.1 寿期初AO呈现显著负值的原因及调整方法

图1 所示的含钆首循环寿期初AO呈现显著负值,是由额定工况下堆芯上下半部恒定的冷却剂温差及轴向不分区设计导致的。在首循环寿期初由于全部是轴向不分区的新组件,上下半部燃料成分无差异,温差在负慢化剂温度系数情况下使堆芯下部反应性更高,AO呈现显著负值;后续堆芯上下半部积累的燃耗差则会对AO形成负反馈,抵消堆芯上下半部的温差反应性效应。

通过在钆棒顶部设置比钆棒底部更多铀芯块的钆棒轴向分区非对称设计可增加寿期初堆芯上部的功率,把寿期初的AO往正向调整。

钆棒轴向非对称分区设计示意图如图5所示。由于只针对钆棒,对燃料制造的影响较小。为简化设计,钆棒底部也可不设置铀芯块。

3.2 寿期中AO快速大幅上升原因及调整方法

图1 所示的寿期中AO快速大幅上升,是所有含钆堆芯的固有特点,含钆首循环则由于AO上升幅度最大,在安全评审中曾被重点关注。

图5 钆棒轴向非对称分区设计Fig.5 The design of axial asymmetric zoned gadolinium rods

在寿期中AO快速大幅上升的根本原因在于含钆组件的燃耗-反应性曲线在17 000 MWd/t U燃耗附近有一个拐点;含钆组件燃耗-反应性曲线示意图如图6所示。

图6 含钆组件燃耗反应性曲线Fig.6 K inf o f fuel assemblies containing gadolinium rods as a function of BU

如图6所示,组件中钆棒越多,拐点效应越明显。而其拐点燃耗与钆芯块中的Gd2O3重量百分比有关,重量百分比越大拐点燃耗也越大。

在含钆组件位于堆芯下半部的燃耗跨过拐点,而位于堆芯上半部的燃耗还未跨过拐点的这段燃耗区间,含钆组件在堆芯上下半部的反应性差将随燃耗增加而突增,由此引起堆芯AO快速上升。由于如图1所示含钆首循环AO在寿期前半段一直呈现显著负值,导致含钆组件在通过拐点燃耗时堆芯上下半部的燃耗差较大,所以AO上升过程持续时间长,上升幅度大。

根据上述不分区设计的含钆首循环寿期中AO快速大幅上升原因,针对性优化方法如下:

(1)减少钆的使用量以削弱含钆组件燃耗-反应性曲线的拐点效应。这对含钆首循环的循环长度形成制约,因为循环长度越长需要的钆棒必然越多;当钆棒过多时,含钆组件的燃耗-反应性曲线不再是单调下降,在上升段其对堆芯上下半部燃耗差的正反馈效应将使堆芯AO在寿期内大幅振荡。而在循环长度一定的情况下,采用设置硼浓度限值或棒提出限值的方法可减少钆棒数量且保证功率运行状态下的慢化剂温度系数为非正。

(2)对位于堆芯内部和大部分位于堆芯次外圈的两种含钆富集度组件,分别采用由小到大两种重量百分比的Gd2O3,可以错开两种含钆富集度组件的拐点效应。

(3)把寿期初的AO调整到零或微正,以降低含钆组件在到达反应性拐点燃耗时堆芯上下半部的燃耗差,缩短AO上升的持续时间。

4 含钆首循环长周期低泄漏设计实例

4.1 堆芯装载设计

采用上述优化方法,尝试了6%、8%、9%和8%+9%四种Gd2O3重量百分比,22.86 cm、30.48 cm和38.10 cm三种钆棒顶部铀芯块高度及钆棒顶部30.48 cm与钆棒底部7.62 cm和10.16 cm组合的钆棒轴向非对称设计后,优选获得的“华龙一号”首循环长周期低泄漏堆芯装载方案(简称优化方案)的堆芯装载图如图7所示。

优化方案的主要堆芯设计参数如下:

(1)堆芯由177组活性区长度为365.76 cm(12英尺)的组件组成,堆芯热功率3 210 MWth,堆芯入口温度219.5℃,布置69束控制棒;

(2)堆芯装载32组1.8%、73组2.4%和72组3.1%三种富集度组件,堆芯外圈为富集度1.8%的组件属低泄漏堆芯装载模式;

(3)富集度2.4%和3.1%组件中钆芯块内Gd2O3重量百分比分别为8%和9%,富集度1.8%的组件内不含钆棒;

图7 优化方案堆芯装载图Fig.7 The loading pattern of the optimized case

(4)2.4%和3.1%组件的钆棒顶部30.48 cm(12英寸)分别为2.4%和3.1%的铀芯块,钆棒底部无铀芯块,轴向示意图见图5。

4.2 堆芯计算验证

4.2.1 主要计算结果

优化方案主要计算结果为:

(1)BOL HZP ARO 0Xe(寿期初、热态零功率、全提棒、零氙)状态下的慢化剂温度系数MTC计算值为-0.4×10-5/℃,满足设计要求;

(2)最大FΔH计算值为1.430,低于计算限值1.481且有足够裕量;

(3)循环长度17 024 MWd/tU,合440 EFPD(等效满功率天),与漳州项目含钆首循环相当,属长周期换料;

(4)寿期末停堆裕量5 046×10-5,满足设计要求。

4.2.2 慢化剂温度系数MTC

优化方案在HZP ARO 0Xe状态下的MTC计算值随燃耗变化曲线如图8所示(前半部分燃耗)。

图8 所示MTC在寿期初小于零,之后处于微正状态,通过设置硼浓度限值或棒提出限值可以保证功率运行状态下的MTC为非正。此设计可少用钆,与宁德一期核电厂等含钆首循环的技术方案类似[3]。

图8 优化方案MTC随燃耗变化曲线Fig.8 MTC of the optimized case as a function of BU

4.2.3 R棒调节带

优化方案与漳州项目首循环R棒调节带和R棒插入限的对比见图9,图中bite为R棒满足2.5×10-5/步的最高位置,是R棒调节带的顶部,bite-24为R棒调节带的底部。

图9 R棒调节带和R棒插入限对比Fig.9 The comparison of control bands and insertion limits for the R bank

优化方案采用图5所示的钆棒轴向分区设计后,堆芯顶部功率提升,如图9所示优化方案的R棒调节带上移,与R棒插入限的关系比漳州项目首循环更合理,堆芯控制能力更强。漳州项目首循环没有如二代核电厂首循环那样按燃耗分段设置R棒插入限的设计,可以增加前期的安全裕量,但不利于前期的堆芯控制。

4.2.4 轴向功率分布

优化方案与漳州项目首循环在HFP ARO(热态满功率、全提棒)工况下BOL(寿期初)、MOL(寿期中)和85%EOL(寿期末)燃耗下的轴向功率分布比较如图10所示。

图10 轴向功率分布比较Fig.10 The comparison of axial power distribution

如图10所示优化方案相对于漳州项目首循环:

(1)在寿期初堆芯顶部功率提升,堆芯中部功率相应降低,轴向功率分布得到改善。

(2)在寿期中,由于前期中部功率降低导致优化方案的驼峰效应出现得更晚,对安全性有利。

(3)在85%EOL(14 500 MWd/t U),优化方案堆芯顶部功率比漳州项目首循环低,而堆芯底部功率更高,这是由二者的AO差异导致;驼峰效应更弱对安全性有利。

在氙振荡下位于运行图左右边界的功率分布将在Ⅰ类工况LOCA限值线验证中体现。

优化方案与漳州项目首循环在HFP ARO和RMBM工况下的AO随燃耗变化曲线如图11所示。

图11 AO随燃耗变化曲线Fig.11 The AO as a function of BU

从图11可见,优化方案的AO在循环长度内相比漳州项目首循环得到大幅改善;含钆首循环寿期初AO呈现显著负值和寿期中AO快速大幅上升的问题在优化方案中都得到解决。AO较小的变化范围使采用较小的运行图成为可能。

4.2.5FΔH和FQ

由于优化方案是低泄漏堆芯装载模式的原因,FΔH比漳州项目首循环的高泄漏堆芯装载模式大。FΔH的对比如图4所示。

RMBM工况下热通道热点因子FQ随燃耗变化的对比图12所示。

图12 F Q随燃耗变化曲线Fig.12 F Q as a function of BU

从图12可见,优化方案的FQ与漳州项目首循环相当。

4.2.6 Ⅰ类工况LOCA限值线验证

在轴向功率分布被优化后,优化方案的AO变化范围缩小,使用与宁德18个月换料平衡循环一致的较小运行图[9],可在满足运行灵活性要求的前提下解决安全裕量不足的问题。该运行图左边界为11.3%,比图2所示漳州项目后续循环运行图的左边界缩小3%。

基于上述运行图的优化方案Ⅰ类工况LOCA限值线验证[10,11]结果如图13所示。

见图13所示优化方案Ⅰ类工况LOCA限值线验证中各堆芯活性段高度处的最大局部线功率密度满足设计限值要求。但裕量较小,裕量最小的点位于85%EOL燃耗下的堆芯底部。

如果需要提高Ⅰ类工况LOCA限值线验证裕量,可在钆棒底部设置如10.16 cm高的铀芯块,此设置在改善85%EOL燃耗下堆芯底部功率分布的同时不会对MTC和AO带来大的影响。在钆棒底部设置更多的铀芯块对85%EOL燃耗下堆芯底部的功率分布改善会更多,但需要综合考虑其对MTC和AO的影响。

图13 优化方案Ⅰ类工况LOCA限值线验证Fig.13 The validation of LOCA limits in condition I for the optimized case

5 燃料经济性

5.1 分析方法

以漳州项目首循环的循环长度和燃料费为基础,插值得到优化方案循环长度下高泄漏方案的燃料费;与优化方案的燃料费之差即为在实现相同循环长度情况下由于低泄漏堆芯装载模式而减少的首循环燃料费。

5.2 关键参数假设

燃料费用计算中采用的燃料经济性分析[12]关键参数如表1所示。

表1 燃料经济性分析关键参数Table 1 Key parameters for the fuel economy analysis

5.3 经济性分析结果

漳州项目首循环和首循环优化方案的堆芯功率和循环长度如表2所示。首循环优化方案的循环长度经功率差异修正后,与漳州项目首循环的循环长度很接近;所以直接比较漳州项目首循环和首循环优化方案的燃料费差异即可。

表2 首循环堆芯功率和循环长度Table 2 The core power and cycle length of the first cycle

漳州项目首循环和首循环优化方案的堆芯组成如表3所示。由表3可知,由于采用了低泄漏堆芯装载,在实现与漳州项目首循环循环长度相当的前提下优化方案的组件平均富集度更低;由此减少首循环燃料费约6 300万元。

表3 首循环堆芯组成Table 3 The core loading of the first cycle

6 结论

本研究在含钆首循环引入钆棒轴向非对称分区设计,而且对位于堆芯内外区域的组件采用不同Gd2O3重量百分比的含钆芯块以优化轴向功率分布,得到了含钆首循环长周期低泄漏堆芯装载优化技术。

通过采用上述优化技术,在保证安全性和运行灵活性的前提下实现了华龙一号首循环长周期低泄漏堆芯装载设计。相对于长周期高泄漏堆芯装载技术能为每台机组减少约6 300万元的首循环燃料费。