Nuclear Safety Evaluation on High Density Spent Fuel Racking in LNPS

周如明

（中国广东核电集团苏州热工研究院，苏州，215004）

摘 要：乏燃料密集贮存是岭澳核电站建造过程中实施的一项设计改造。这项改造涉及燃耗信用值准则在临界计算中的应用以及热工水力、机械设计、辐射屏蔽和土建结构等方面的安全分析，属于安全重要修改项目。本文给出岭澳核电站乏燃料密集贮存核安全评价的内容综述。

关键词：乏燃料 贮存 核安全 评价

Abstract：The high density racking in spent fuel pit is a modification implemented during the construction of Ling'ao Nuclear Power Station. It is referred to the modification important to safety, concerning the application of Burn-up Credit Criteria in criticality calculation and the safety analysis on thermal hydraulics, mechanical design, radiation shielding and civil works etc. This paper introduces the main points of the safety evaluation on the high density fuel racking in LNPS.

Key words：Spent fuel Storage Nuclear safety Evaluation

　　岭澳核电站原设计乏燃料贮存10年。为了使乏燃料后处理成本的提取避开还贷和折旧高峰期，以提高上网电价在电力市场的竞争性，岭澳核电有限公司于1999年上半年开始研究增加乏燃料水池贮存容量的可行性。然而，此时岭澳核电站1号机组燃料厂房土建施工已基本完成，2号机组的施工正在进行中，同时原设计的20个乏燃料镉格架也已完成制造。

　　在上述情况下，岭澳核电站乏燃料密集贮存的改造原则确定为：利用国际上的成熟技术，符合安全准则要求；按年度换料考虑，乏燃料水池贮存容量不小于20年，改造中考虑18个月换料循环的可能性；密集贮存方案的实施对现有系统、设备的改动量应尽可能小，包括仍能利用已经完成改造的20个镉燃料格架；不影响已经完成和正在进行的燃料厂房的土建施工。

　　岭澳核电站1、2号机组各有一个乏燃料水池。各水池原设计放置20个镉格架，共690个燃料（组件）贮存单元，贮存单元中心间距为280 mm。密集贮存设计中将各乏燃料水池分为两个区。1区有11个镉格架，共378个贮存单元，中心间距与原设计相同，用于贮存新燃料组件和非计划的整堆卸料。2区有11个硼不锈钢格架，共828个贮存单元，中心间距减小为240 mm，用于贮存燃耗高于规定值的乏燃料组件。1、2区共有1206个贮存单元。岭澳核电站运行后如实行年度换料，乏燃料贮存容量为20年，如实行18个月换料，贮存容量为23年。

　　通过减小贮存单元中心间距来增加乏燃料贮存容量，主要依靠燃耗信用值准则（美国标准ANSI/ANS/57.2）和硼不锈钢格架材料的应用。前者考虑燃耗对乏燃料水池负反应性的贡献，后者有较高的中子吸收性能，可有效降低乏燃料水池的次临界度。燃耗信用值准则是美国成熟的标准，国家核安全局在本项目可行性研究时就同意其在岭澳核电站乏燃料密集贮存方案中应用，但是要求提供详细的论证分析。

　　岭澳核电站乏燃料密集贮存方案由核岛供应商法国法马通（FRAMATOME）公司负责实施，从1999年10月至2002年9月，共历时3年。其间岭澳核电有限公司共向国家核安全局提交了14份安全评价文件，并已通过审评。这些文件涉及乏燃料水池的临界安全分析、热工水力分析、机械设计论证、辐射屏蔽和土建结构设计校核以及有关计算机程序的质量鉴定等。本文给出该项目安全评价的综述。

1 　临界安全分析

　　乏燃料水池1区与原设计相同，其临界安全分析在初步安全分析报告（PSAR）中已有论述。这里仅给出2区临界安全分析的结果及其与PSAR相应内容的比较。

1.1 燃耗信用值准则的应用

　　PSAR中乏燃料水池的临界安全分析是十分保守的，分析中假定：水池中贮存的元件为新燃料元件，最大U-235富集度为4.5%；在乏燃料水池充满纯水（假定硼浓度为零，水密度为1 g/cm3）时，有效增殖因数Keff≤0.95（实际上，乏燃料水池的硼浓度为2100 ppm）。与PSAR的情况相同，在2区的临界安全分析中也采用在水池充满纯水条件下Keff≤0.95的临界安全准则，但由于采用燃耗信用值准则，2区的计算比考虑新燃料的情况复杂得多，需要计算乏燃料的燃耗及其分布，重同位素和裂变产物在燃料棒中的积存量及其在燃料组件中的径向、轴向分布。此外，计算中考虑了18个月换料和年度换料的两种情况，即考虑不同的燃料元件富集度（最高为4.45%）和相应的燃耗。上述计算由APPOLLO2-F/SCIENCE和MCNP4程序来完成，前者是反应堆运行期间的燃耗分析程序，需要有JEFF2.2的99群截面库，后者是乏燃料水池中的Monte-Carlo临界计算程序，需要有JEFF2.2的连续能量点截面库。

　　需要指出的是，在2区的临界安全分析中用到的燃耗信用水平是较高的，即考虑：12种重金属同位素（U，Pu，Am，Np）的贫化；15种主要裂变产物的产生；其余155种次要裂变产物的产生。前两项对负反应性的贡献占93%，最后一项为7%。此外，计算中采用单个燃料组件的平均卸料燃耗的信用值，而不是轴向低辐照区的最低燃耗。

　　在临界安全计算中必须考虑各种不确定性和惩罚对Keff的影响，即MCNP 4程序计算得到的Keff满足：

　　Keff≤0.95－IP－σ

　　式中，IP为各种不确定性和惩罚的贡献，2σ是Monte-Carlo程序的统计偏差。在2区的临界安全分析中，考虑的惩罚和不确定性包括：计算方法的不确定性，贮存单元中心间距和内直径的误差，硼不锈钢厚度的误差，燃料密集度和燃料密度的不确定性，燃料元件中同位素积存量的不确定性，能谱惩罚等。在对这些不确定性和惩罚作保守的考虑后，它们可能引起反应性增量为0.0234。

1.2 分析结果

　　如前所述，针对18个月换料和年度换料的情况，计算了不同燃料元件富集度和相应燃耗条件下的2区最大有效增殖因素Kmax（考虑不确定性和惩罚）。表1给出几个较大的Kmax数值。

表1 2区中Kmax的计算结果

　　在2区的临界安全分析中，还与PSAR一样分析了三种事故工况：新燃料组件错装在2区的格架中，新燃料组件横向跌落在2区的格架上，新燃料组件垂直跌落在2区的格架上。在这些事故分析中，假定新燃料组件的富集度为4.45%。在PSAR中，这三种事故工况均能满足Keff≤0.95的临界安全准则。2区的计算结果表明，后两种事故工况下也能满足临界安全准则，而新燃料错装在2区格架中，会导致反应性增加4300 pcm，从而使Kmax=0.983。在这种情况下，需要考虑300 ppm硼浓度的信用值，才能满足≤0.95的临界安全准则。根据法国运行核电站825堆年中未发生过燃料错装事故的情况，这类事故发生概率小于10-2/年，而美国标准ASNI/ANS/57.2中规定对于这种概率的事故可以用到硼浓度的信用值。实际上，乏燃料池水中有2100 ppm的可溶硼，这相当20000 pcm以上的负反应性。可以认为，即使发生了新燃料组件错装的事故，乏燃料水池仍有足够的临界安全裕度。

1.3 2区中允许贮存的最小卸料燃耗

　　国家核安全局在岭澳核电站乏燃料密集贮存的核安全审评中特别强调，必须采取严格的管理程序来防止2区的乏燃料误放。为此，计算了按照Kmax≤0.95准则允许乏燃料组件在2区贮存的最小卸料燃耗（见表2），并将其列入岭澳核电站1、2号机组的运行技术规格书。

表2 允许乏燃料组件在2区贮存的最小卸料燃耗

2.1 温度准则与论证分析内容

　　在PSAR中对于乏燃料池水的温度给出了如下的准则：

　　考虑设备冷却水（RRI）温度为35℃以及13个1/3堆芯的例外热负荷（10次年度换料和一个整堆芯的例外卸载），乏燃料水池最高水温为80℃。这是确保乏燃料水池完整性的温度限值。

　　在确定乏燃料池水冷却和处理系统（PTR）热交换器的换热面积时，考虑停堆后1/3堆芯卸料加上已贮存9个1/3堆芯燃料，在1台PTR泵和1台热交换器投入使用下，对应于RRI温度为35℃的乏燃料池水温度限于50℃。这是乏燃料水池在正常运行期间的温度控制值。

　　乏燃料密集贮存方案中与热工水力有关的设计修改包括：通过调节流量孔板使PTR/RRI流量增加20%；8台RRI/SEC（应急厂用水系统）热交换器各增加6块散热板（散热能力增加20%）；PTR冷却水由原设计的从乏燃料底部进入改为从水池上部进入，加上贮存单元从底部开孔，乏燃料水池的流态从自然直接循环改变成自然再循环流态。

　　实施密集贮存后，水池中乏燃料贮存数量增加，加上18个月换料的考虑，需要进行两方面的热工水力分析：验证正常和事故工况下乏燃料水池的冷却情况，这取决于水池的设计和冷却系统；评价贮存单元中燃料组件的冷却情况，即给出"热点"温度，这取决于贮存单元的几何条件。

2.2 衰变热功率的计算

　　乏燃料衰变热功率主要来自裂变产物和锕系同位素的衰变，其大小取决于停堆时这些同位素的数量。通常，衰变热功率随燃料组件的燃耗增加而增加，因此，与临界计算不同，衰变热计算要选择包络的燃耗值。此外，PSAR对正常运行工况考虑1/3堆芯换料，而实际停堆换料时采用整堆卸料方式，因此，也要计算整堆卸料在水池中增加的衰变热功率。

　　在PSAR中，乏燃料衰变热功率是针对年度换料情况由SERMA程序计算得到的。而密集贮存方案论证中采用了新一代的ORIGEN-S程序。表3给出了18个月换料情况下部分卸料和整堆卸料的衰变热功率，该结果对于年度换料情况有包络性，计算中考虑平均燃耗为45000 MWd/t。表3中同时给出了与PSAR相应结果的比较，两者十分相近。可以认为，ORIGEN-S程序的应用，留出了热工水力方面的安全裕度。

表3 部分卸料和整堆卸料方式下的衰变热功率

　　尽管乏燃料水池的流态发生了变化，但热工水力分析计算仍由AQUAREL程序来完成，主要结果如下：

　　正常工况下，停堆后14天部分卸料（77个组件），衰变热功率4.2 MW，1列PTR泵和热交换器运行，乏燃料水池的平均水温为50℃，满足PSAR规定的设计准则。

　　例外工况下，停堆后14天整堆卸料，衰变热功率为7.3 MW，1列PTR泵和热交换器运行，乏燃料水池的平均水温为61℃。由于该计算结果仍具有保守性，例如考虑较高的燃耗，假定RRI水温为35℃（与一年中第七个最高海水温度相对应），因此，实际运行过程中整堆卸料不一定使乏燃料水池温度超过50℃。然而，为了确保乏燃料水池的温度设计准则得以遵守，在1、2号机组的运行技术规格书中明确地规定，在乏燃料池水温不超过50℃的条件下可以在停堆14天进行整堆卸料。

　　计算了乏燃料水池中热组件的轴向温升。停堆后14天部分卸料和整堆卸料情况下，热组件轴向温升均小于14℃，热组件顶部的热点温度分别小于64℃和75℃。

　　假定乏燃料水池已贮满乏燃料，而在刚卸完料时发生乏燃料冷却能力全部丧失的事故工况。结果给出，在部分堆芯卸料情况下，乏燃料池水温度升高达到80℃以及其后因沸腾、汽化使格架顶部裸露的时间分别为9小时和129小时，整堆卸料情况下的相应时间分别为3小时20分和72小时。因此，运行人员有足够的时间采取措施向水池补充冷却水。

3 　硼不锈钢燃料格架的机械设计

　　乏燃料水池2区中采用硼不锈钢格架。因此，需要说明硼不锈钢的性能并给出格架机械设计的分析论证。

3.1 硼不锈钢的主要性能特征

　　硼不锈钢在美国等许多核电国家中已得到广泛应用，其主要性能特征如下：

　　硼吸收体在不锈钢中分布均匀。硼不锈钢系在304或304L不锈钢中添加硼（天然硼的含量为1.7%）的重量百分比。从冶金学的角度来看，奥氏体铬-镍-铁母体含硼后形成复杂的铁-铬-硼金属间化合相，因此，硼的分布十分均匀。

　　硼不锈钢在电站寿期内有很好的抗腐蚀性能，FRAMATOME-ATEA公司在美国GINNA电站进行的腐蚀试验中观测到腐蚀速率为1 μm/年。

　　电站寿期内有非常好的辐照稳定性。辐照试验得出在1013~1017 n/cm2的累积中子辐照水平下，硼不锈钢的机械性能无变化。按燃料贮存50年考虑，最大的累积中子辐照水平为1015 n/cm2。

　　有好的机械性能，电站寿期内不需要作在役检查。

3.2 燃料格架的设计论证

　　需要指出，硼不锈钢板以贴面形式固定在贮存单元内壁，因此，在燃料格架中只作为中子吸收体而不起结构支承作用。硼不锈钢格架和镉格架采用的结构材料是相同的，为X2CrNi18.6不锈钢，屈服强度和极限抗拉强度分别为200 MPa和500 MPa。相应的螺栓材料采用X4CrNi16.5.1不锈钢，屈服强度和极限抗拉强度分别为685 MPa和880 MPa。

　　由于乏燃料格架是抗震1I级设备，其应力设计应满足如下准则：正常运行工况下结构和支撑部件的最大应力应小于20%的极限抗拉强度；正常运行、自重和设计基准地震（OBE）联合作用产生的最大应力应小于30%的极限抗拉强度；格架应能承受安全停堆地震（SSE）而不损坏，SSE和正常运行联合作用产生的应力不超过材料的屈服强度。

　　在设计论证中分析了格架在重力以及地震条件下的应力水平，地震条件下的应力分析采用SYSTUS三维有限元模型。所有的计算值均满足设计准则，其中，10×9型和12×6型硼不锈钢格架在SSE条件下的最大Von Mises应力分别为153 MPa和155 MPa，均小于限值200 MPa。同时，分析中给出了SSE条件下格架的倾斜和滑移特性，结果均满足设计准则。例如，12×6型硼不锈钢格架在SSE作用下，格架板倾角为0.27度（远小于设计限值8.0度），定位凸体螺栓总Von Mises应力为254 MPa（应力限值为685 MPa），而摩擦系数设计使得SSE条件下的格架最大滑移距离小于两个相邻格架间距。需要说明，计算中用到的摩擦系数是对固定螺栓测量得到的，已在法国N4核电站燃料格架设计中得到应用。

　　此外，还计算了装卸料操作时燃料组件及吊装工具（总重1033 kg）跌落到格架顶部（跌落高度为0.75 m）的影响。结果表明垂直跌落情况下在格架漏斗型导向板产生的塑性变形（分别有5.4 mm和2.8 mm的局部屈曲）是可以接受的。

4 　其他的分析论证

　　其他的分析论证涉及乏燃料水池辐射屏蔽设计以及燃料厂房土建结构的校核计算。

4.1 辐射屏蔽设计

　　影响辐射源变化的因素有：乏燃料水池壁与第一排燃料格架的间距缩小以及18个月换料循环采用AFA 3G型燃料组件。乏燃料组件各核素的浓度、放射性、能量谱和源强由ORIGEN-S程序计算。采用PANTHERE V 1.0程序对乏燃料水池的底部、侧墙、燃料组件上方以及燃料输送管坑和装载坑的屏蔽设计进行了校核计算。结果给出，尽管相应的剂量率有所增加，但现有的屏蔽设计仍可将周围的厂房维持在原先的辐射分区内。其中，最大的剂量率位于输送管坑、装载坑与乏燃料水池之间的两个不锈钢闸门（厚度为8 mm），但相邻的两个房间原设计已为红区（意外情况经过批准进入的区域），无常规维修活动；在燃料水池的组件上方只要有261 cm的水层，则水表面剂量率可维持在绿区（经常性出入区）水平。

4.2 燃料厂房土建结构设计

　　实施密集贮存后，乏燃料水池土建结构的承载比原先的约大20%。因此，需要对燃料厂房土建结构承载能力进行校核计算。计算结果表明，由乏燃料密集贮存引起燃料厂房各楼层反应谱的变化在主要设备层均小于5%，因此，是可以接受的。进一步的校核计算表明，燃料厂房各墙体的配筋设计可以包络乏燃料密集贮存载荷的影响。

5 　结束语

　　岭澳核电站乏燃料密集贮存是一项安全重要的设计修改项目。通过全面、深入的安全评价得出，与临界安全、热工水力和燃料格架有关的设计修改符合安全准则要求，原有的乏燃料厂房的屏蔽设计和土建结构设计能够与该项改造相适应。在临界安全方面，乏燃料密集贮存属于一项挖潜改造，但改造后的乏燃料水池仍有足够的安全裕度。

参考文献

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