楊小磊　劉盧果　何航行

【摘 要】核電站的安全性是至關重要的，彈棒事故作為IV類設計基準事故，必須在事故發(fā)生后保證核電站仍能到達其安全目標。隨著自主化燃料組件的研制，彈棒事故下的燃料安全準則也備受重視。因此本文對反應堆彈棒事故下的典型模擬實驗、各國準則以及準則制定方法進行詳細研究，為建立彈棒事故下的燃料安全準則提供理論支撐。

【關鍵詞】反應堆;彈棒事故;安全準則

中圖分類號： TL352 文獻標識碼： A 文章編號： 2095-2457（2019）10-0016-005

DOI：10.19694/j.cnki.issn2095-2457.2019.10.005

Study on Fuel Safety Criterion for Rod Ejection Accident

YANG Xiao-lei1，2 LIU Lu-guo1，2 HE Hang-xing1，2

（1.Nuclear Power Institute of China，Chengdu Sichuan 610041，China

2.Science and Technology on Reactor System Design Technology Laboratory，

Nuclear Power Institute of China，Chengdu Sichuan 610041，China）

【Abstract】Safety of nuclear power plants is crucial.The rod ejection accident is a Class IV design basis accident， nuclear power plants must ensure that its safety target should beachievable after the accident happened.The fuel safety criterion for rod ejection accident attracts much attention with the independent fuel assembly developed.This paper studied the typical simulation experiment of rod ejection accident，the criterion in other countries and approaches of standard setting，in order to provide theory support for setting fuel safety criterion of rod ejection accident.

【Key words】Reactor;Rod ejection accident;Safety criterion

0 前言

核電站的工作原理是將反應堆中核燃料裂變所釋放的熱能傳遞給水使其蒸發(fā)，并通過汽輪機做功從而產(chǎn)生電力。由于核燃料具有放射性，在設計、建造和運行階段，對于電站安全性的關注度極高。其中事故安全準則是確定反應堆在事故條件下是否滿足安全要求的判斷準則，在核安全方面具有極其重要的作用。我國核電站大多數(shù)采用壓水型反應堆，其中彈棒事故（REA，rod ejection accident）作為第IV類設計基準事故，在事故安全分析中具有重要地位。

彈棒事故的產(chǎn)生原因是控制棒驅動機構耐壓殼體破裂導致的巨大內(nèi)外壓差，使得控制棒彈出堆芯。最直接后果是燃料功率和溫度的快速上升，導致燃料棒損壞使得放射性產(chǎn)物進入冷卻劑。更嚴重情況下，燃料棒粉碎，擴散至冷卻劑中的碎片可能導致蒸汽快速產(chǎn)生并形成壓力脈沖，破壞壓力容器的完整性。因此，在安全論證階段必須針對彈棒事故建立合適的燃料安全準則，以保證事故下反應堆仍能達到其安全目標。

因此，本文主要論述了國際上與彈棒事故的典型模擬實驗、各國安全準則與準則制定方法，為針對我國自主設計的燃料組件建立彈棒事故下燃料安全準則提供理論支撐。

1 彈棒事故的典型模擬實驗

1.1 SPERT-CDC實驗

SPERT-CDC裝置[1]是帶有中心孔的UO2燃料反應堆，如圖1所示。冷卻劑為常壓常壓的靜態(tài)水。每根測試棒包含長度為132mm的燃料區(qū)域，包殼材料為冷加工Zr-2合金。UO2芯塊密度為0.94TD，U235富集度為7wt%。試驗中功率脈沖寬度為13-31ms。其中布置溫度與壓力傳感器檢測冷卻劑溫度與壓力變化。

1.2 IGR實驗

IGR是均勻的鈾-石墨脈沖堆，如圖2所示。反應堆中心的實驗通道用于放置裝有測試棒的測試容器。測試棒來源于VVER反應堆中。UO2燃耗為47-49MWd/kgU。燃料芯塊的內(nèi)外直徑分別為2.20-2.40mm和7.56mm，測試棒的燃料長度為141-167mm。二次加工測試棒中填充1.7MPa的氦氣，包殼外徑9.1mm，壁厚0.69mm，氧化層厚度為5微米。所有測試都是以靜止水作為冷卻劑，水的壓力為常壓，溫度為293K。試驗中脈沖寬度為500-900ms。

1.3 BIGR實驗

BIGR是鈾—石墨脈沖反應堆[2]，堆芯高度和直徑分別為670和760mm，脈沖寬度為2-3ms，是所有RIA模擬裝置中脈沖最短的，其主要目的是為了補充窄脈沖對燃料性能的影響。密封實驗室內(nèi)的冷卻劑初始為靜止狀態(tài)。BIGR試驗棒的燃耗范圍為47-60MWd/kgU，燃料芯塊外部直徑為7.54-7.6mm，二次加工的燃料棒的燃料堆疊長度在149-155mm之間，內(nèi)部充滿了氦氣，壓力在0.1-2.1MPa之間。

1.4 NSRR實驗

NSRR是改進型的TRIGA-ACPR池式反應堆[3]，堆芯內(nèi)包含149根U-Zr氫化物燃料-慢化劑組件，如圖3所示。反應堆能夠產(chǎn)生半高寬為4.4-7ms的功率脈沖。預輻照燃料棒的RIA實驗在包含常溫常壓水的測試容器中進行的。目前，通過改進測試容器結構以提高冷卻劑壓力和溫度以滿足后續(xù)實驗需要。測試容器安置在堆芯中央直徑220mm的空孔中，其包括內(nèi)外兩層，內(nèi)層容器通過熱電偶測量燃料棒表面溫度，通過壓力傳感器測量脈沖輻照期間燃料棒內(nèi)壓，軸向延伸傳感器測量芯塊和包殼的形變。內(nèi)層實驗管內(nèi)布置一個熱電偶用于測量冷卻劑的水溫，布置壓力傳感器和應變計用于檢測內(nèi)層管道內(nèi)由于包殼失效而產(chǎn)生的脈沖壓力。

1.5 CABRI實驗

CABRI堆[4]是池式輕水UO2燃料型的反應堆，其中心區(qū)域包括實驗環(huán)路，可以插入實驗測量儀器，如圖4所示。測試棒安放在位于堆芯內(nèi)部儀器化的測試通道內(nèi)，用于監(jiān)測瞬態(tài)過程中的燃料行為。實驗脈沖寬度為9.5～75ms。CABRI冷卻劑和包殼溫度為533K，與壓水堆熱側狀態(tài)相同。冷卻劑流速為5m/s。CABRI燃料棒的富集度為4.5～6.85wt%。CABRI實驗裝置配備了無損檢測能力：γ射線掃描、x射線等?？蓽y量實驗參數(shù)包括：流量、壓力、溫度和包殼的軸向位移等的儀器，并安特殊掃描儀用于測量在功率瞬變時的燃料行為。

2 彈棒事故的安全準則

彈棒事故的安全目標主要有4點：堆芯反應性的有效控制、確保堆芯的可冷卻性、保證放射性釋放低于可接受限值、保證二次屏障（壓力容器和冷卻劑回路）的完整性。根據(jù)以上安全目標，彈棒事故的安全準則主要分為兩方面：包殼失效相關限值，以確定燃料包殼是否失效;與堆芯可冷卻性相關的限值。

在研究彈棒事故燃料性能時，將復雜的失效過程利用相關物理量進行描述，因此燃料安全準則主要給出表征物理量的失效限值。由于每個國家的研究對象、研究基礎和重視程度的不同，因此燃料安全準則的內(nèi)容也稍有差異，以下主要列舉幾個核大國對于該準則的相關內(nèi)容。

2.1 美國

根據(jù)CSNI（2003）文獻[5]，美國RG1.77中針對于彈棒事故提出安全準則：燃料徑向平均焓值峰值為280cal/g，該限值的確定是為阻止產(chǎn)生燃料碎片化。該限值是基于早期未輻照或低燃耗燃料棒的模擬實驗得到的。

隨著對于彈棒事故的深入認識，SRP4.2（2007）[6]中提出新的安全準則如下：

（1）零功率情況下，當棒內(nèi)部壓力低于系統(tǒng)壓力時，包殼徑向焓值峰值不超過170cal/g;當棒內(nèi)部壓力高于系統(tǒng)壓力時，包殼徑向焓值峰值不超過150cal/g。對于中等功率和滿功率時，燃料包殼失效主要考慮局部熱流密度不超過設計值（如DNBR）。

（2）對于PCMI導致的燃料包殼失效，燃料徑向平均焓值限值與氧化層厚度相關，如圖5所示。

（3）燃料徑向平均焓值峰值低于230cal/g。

（4）燃料溫度峰值低于對應熔點。

（5）由于燃料-冷卻劑相互接觸和棒爆裂產(chǎn)生的作用于反應堆壓力邊界、堆內(nèi)構件和燃料組件的機械能量必須得到釋放。

（6）燃料芯塊、包殼碎片和燃料鼓泡均不會影響可冷卻幾何。

對于（5）（6），最保守的假設就是燃料包殼未發(fā)生失效。且為避免包殼高溫氧化、脆化和熔化，包殼最高溫度必須低于1482℃;對于包殼鼓泡和爆裂，利用環(huán)狀應力進行評價，根據(jù)不同的包殼材料得到包殼溫度相關限值。

2015年，NRC對于SRP4.2中的彈棒事故安全準則進行修正[7]，修正內(nèi)容包括：

（1）零功率情況下，高溫包殼失效的燃料平均焓值峰值與包殼內(nèi)外壓差的關系如圖6所示。

（2）對于PCMI失效，峰值燃料平均焓升與包殼氫濃度的關系如圖7（RXA包殼，完全重結晶包殼）和圖8（SRA包殼，應力消除退火型包殼）所示。

（3）燃料中心區(qū)域的熔化區(qū)域必須小于10%，對于外圍90%燃料區(qū)域，燃料溫度峰值必須低于初始燃料的熔點。

2.2 法國

法國提出的彈棒事故安全準則：

（1）熱點處燃料芯塊平均焓，對于輻照過的燃料應低于200cal/g;

（2）即使燃料芯塊平均焓值峰值低于上述限值，熱點處燃料芯塊熔化的份額也應限制在燃料體積的10%以內(nèi);

（3）熱點處包殼的平均溫度應低于包殼可能發(fā)生脆化的溫度（對無氧化或極少氧化情況該溫度為1482℃）;

2.3 日本

日本提出的燃料安全準則[5]：

（1）PCMI相關的燃料失效準則

由于RIA事故中不正常的瞬態(tài)引起的燃料焓升不超過這些限值。

（2）棒爆裂相關的燃料失效準則

棒內(nèi)外壓差<6kg/cm2：燃料平均焓值限值為170cal/g;

6kg/cm2=<棒內(nèi)外壓差<44.4kg/cm2：燃料平均焓值限值為隨壓差的線性函數(shù)，在6kg/cm2為137cal/g，在44.4kg/cm2為65cal/g;

44.4kg/cm2=<棒內(nèi)外壓差：燃料平均焓值限值為65cal/g;

（3）燃料平均焓值峰值必須低于230cal/g;由于燃料芯塊溫度下降、Gd、Pu等影響，限值可能會發(fā)生變化。

2.4 瑞典

3 準則制定方法

制定彈棒事故下燃料安全準則包括兩種方法：直接法與間接法。

直接法是通過實驗結果直接限值的方法[8]。目前日本采用的安全準則限值便是由此獲得。對于PCMI相關的安全準則限值，日本對于大部分已進行的實驗結果（包括NSRR，CABRI等）進行整理，根據(jù)燃料是否失效確定燃料焓升與燃耗的限值關系，如圖9所示。圖上黑色實點表示模擬RIA實驗中燃料破裂失效的狀態(tài)點，空心點表示燃料未破裂失效的狀態(tài)點，根據(jù)失效與未失效的狀態(tài)點分布，最后給出如實線表示出來的燃料失效準則限值線。

對于高溫下的燃料破裂失效，給出如圖10所示的燃料焓值與燃料棒內(nèi)外壓差的關系圖。實線表示NSRR實驗中燃料組件樣本是否失效的分界線，虛線表示最終確定的安全限值線。安全限值線與實驗線之間的差異是考慮了實驗中的不確定性（NSRR樣本實驗較少），以及事故中所應保留的裕量。

對于任何情況下的燃料失效形式，包括燃料融化、PCMI燃料失效、高溫氧化脆化、斷裂等，燃料焓值峰值不允許超過230cal/g，這是所有實驗結果匯總后，根據(jù)狀態(tài)點的分布規(guī)律得到的。

實際情況下由于室溫、壓力、溫度、氧化和氫化程度等不同，很難直接利用實驗確定失效限值與燃耗的關系，因此可以結合實驗數(shù)據(jù)與分析評價，發(fā)展新的方法確定燃料失效限值，即間接法[8]。其中需要建立燃料行為分析方法，即利用計算程序分析彈棒事故中燃料的機械性能變化，如FALCON，SCANAIR和FRAPTRAN等。

間接法用于開發(fā)燃料失效限值準則，主要包括5個步驟，具體如圖11所示：

（1）利用包殼材料的機械特性實驗數(shù)據(jù)定義包殼脆性（利用CSED-臨界應變能密度描述）與外表面氧化層厚度的關系。

（2）建立包殼氧化層厚度與燃料棒平均燃耗之間的關系。

（3）梳理步驟（1）和步驟（2）的關聯(lián)性，確定CSED與燃料燃耗的關系，如圖12所示，但是需考慮包殼脆性下降導致氧化物厚度累積和輻照損傷所帶來的不確定性。

（4）計算彈棒事故下功率脈沖引入過程中，由于PCMI造成的包殼脆化特征值（應變能密度，SED）與燃料棒平均燃耗的關系，當SED大于該燃耗下的CSED，即認定燃料棒發(fā)生失效。其中，利用燃料行為程序計算運行工況與事故階段燃料與包殼的機械性能隨時間的規(guī)律。

4 結論

彈棒事故作為第IV類事故，在安全分析中具有重要意義。隨著我國自主化燃料的成功研發(fā)，同樣面臨著彈棒事故的性能評價與相關準則的建立。本文對于彈棒事故的模擬實驗、各國準則以及準則制定方法進行整理，對于我國自主化燃料的相關研究具有重要的實際價值與科學意義。

【參考文獻】

[1]Jernkvist，L.O.，Massih，A.R.，Nuclear Fuel Behaviour Under Reactivity-Initiated Accident（Ria）Condition：State-Of-The-Art Report[M].Nuclear Energy Agency，OrganisationFor Economic Co-Operation And Development（OECD），2010.

[2]Bibilashvili，Y.，Goryachev，A.，Nechaeva，O.，Et Al.，Study Of High BurnupVver Fuel Rods Behaviour At The Bigr Reactor Under Ria Conditions：Experimental Results[C].Proc.NeaCsni Topical Meeting On Ria Fuel Safety Criteria，Aix-En-Provence，F(xiàn)rance，May 13-15，2003.

[3]Sasajima，H.，F(xiàn)uketa，T.，Mori，Y.，Et Al.，Behavior Of Irradiated Pwr Fuel Under A Simulated RIA Condition.Results OfNSRR Test Mh-3[R].Research/Japan Atomic Energy Research Institute（Tokyo），1995，95：087.

[4]Papin J，Cazalis B，F(xiàn)rizonnet J M，Et Al.Synthesis Of CABRI-RIA Tests Interpretation[C].Eurosafe Meeting，Paris， France.2003.

[5]Fuel Safety Criteria In Nea Member Countries[M]，NEA/CSNI/R（2003）10.

[6]Ralph Landry.Technical And Regulatory Basis For The ReactivityInitiated Accident Interim Acceptance Criteria AndGuidance[M].1.2007

[7]Paul M.Cliffiord.Technical And Regulatory Basis For The Reactivity-Initiated Accident Acceptance Criteria And Guidance[M]，Revision 1.3.2015.

[8]R.Yang.Topical Report On ReactivityInitiated Accident：Bases For RiaFuel And Core CoolabilityCriteria[M].Epri.1002865，2002.