CANDU6重水堆乏燃料干式贮存技术优化研究及应用

徐 珍，左巧林，干富军，杨 萍

(上海核工程研究设计院有限公司，上海 200233)

根据IAEA的统计，截至2012年年底，全球核电厂已经产生了超过35万吨的乏燃料，并且继续以1.05万吨/年的速度增加。而在我国，按照当前的核电发展情况分析，到2020年，乏燃料的年产生量将超过1 000吨铀，乏燃料的累积量将超过7 000吨铀[1]。乏燃料的大量累积给核电发展带来了严峻挑战。在乏燃料后处理发展相对缓慢的情况下，乏燃料离堆贮存是解决这一问题的重要出路。乏燃料离堆贮存主要有湿式贮存和干式贮存两种方式。

目前加拿大、德国、美国、英国、日本和俄罗斯已采用或计划采用干式贮存这一乏燃料离堆贮存方式。

其中，加拿大主要有三种干式贮存设施：加拿大原子能公司的混凝土罐和气冷贮存模块，安大略电力公司的干式贮存容器[2]。

德国的乏燃料贮存主要分为在堆的乏燃料中间贮存设施，戈莱本和阿豪斯的集中贮存设施、鲁本和 Jülich 的贮存设施等[3]。

美国的乏燃料干式贮存设计主要为螺栓连接或焊接的钢筋混凝土容器[4]。美国Holtec公司的乏燃料干式贮存设施为混凝土筒仓式乏燃料干式贮存设施，包括:多用途内罐、场内转运容器、储存外包装三部分[5]。

英国采用了美国 Holtec公司设计的可装载 24 组乏燃料组件的干式贮存设施来解决其乏燃料从乏燃料水池中卸出后的贮存问题[6]。

日本几乎所有的乏燃料都贮存在核电站和研究堆内,大部分采用在堆湿式贮存,少部分采用干式贮存。在 2011 年 3 月福岛核事故后,在陆奥地区开始启动乏燃料干式贮存设施的建设[7]。

俄罗斯的乏燃料均在西伯利亚克拉斯诺亚尔斯克附近的热列兹诺戈尔斯克进行贮存,那里有一个为未完工的 RT -2 后处理厂建造的大型乏燃料水池。 同时,计划建造一个大的乏燃料干式贮存设施,以应对乏燃料累积的问题。

而我国基本上都采用湿式贮存，秦山第三核电有限公司(秦山三厂)建立了国内第一个离堆的乏燃料干式贮存设施，即模块式空气冷却贮存技术(简称QM-400模块)。该技术源于加拿大原子能公司的气冷贮存模块[8]。

秦山三厂前期建设的第一至第四个QM-400模块，采用了加拿大原子能公司20世纪90年代的气冷贮存模块，其设计方案存在如下问题：

(1)缺乏针对QM-400的试验数据作为验证依据，导致QM-400设计方案过于保守；

(2)QM-400的混凝土墙体部分需要采用隔热板进行保护，但隔热板有效保护期很短，利用效率很低。同时，由于布置在干式贮存模块侧墙的隔热板由膨胀螺丝固定，即使是在模块设计寿期内，也会有掉落而堵塞进气口导致事故的风险。

针对以上问题，需要开展以取消QM-400模块混凝土墙体内表面隔热板为主要目的的技术优化研究。 此外，国内设计院曾对采用CATHENA程序进行QM-400模块取消隔热板分析的可行性进行了论证，如参考文献[9]所述。在此基础上，本文针对以QM-400早期技术存在的两大问题，采用了如下优化方案：

(1)依据秦山三厂对其首个QM-400模块长达四年的实测温度数据，对QM-400的设计模型进行标定，建立了完整的实测数据验证技术和验证标准；

(2)采用经过试验数据标定后的设计模型(CATHENA程序和CFD程序模型)进行安全论证，取消了QM-400模块混凝土墙内壁面上的隔热板。

本文的CANDU6重水堆乏燃料干式贮存技术优化研究已获得了国家核安全局许可，应用本研究成果的秦山三厂QM-400第五、六号模块已安全运行超过两年，秦山三厂后续十个QM-400模块也将应用本研究成果。经过技术优化后的QM-400模块，避免了其运行过程中由于隔热板掉落而导致进风口堵塞而产生的安全风险，同时可节约大量的建造成本。

1 分析方法

QM-400模块采取非能动设计，通过乏燃料衰变热加热空气，形成自然循环，将乏燃料衰变热传导到大气环境中，确保燃料包壳、混凝土等结构满足温度限值要求，从而保证模块及乏燃料完整性。

秦山三厂单个QM-400模块是总体尺寸为22 m×13 m×7.6 m的长方体模块。由混凝土侧墙、端墙和顶板组成其外部结构，单个模块内部设计了4×10个贮存筒，每个贮存筒可以贮存10个燃料篮。总计可以贮存24 000个燃料棒棒束。为减少辐照剂量率，进风口和出风口均设计成迷宫结构，贮存模块两侧各设5个进风口(下部)和6个出风口(上部)。QM-400模块结构如图1所示。

图1 QM-400乏贮设施实体结构图Fig.1 Structure Diagram for QM-400

QM-400模块的设计寿命是50年，根据早期保守的热工评价，为保证混凝土墙体内表面温度不超限，需要在混凝土侧墙和顶板内表面铺设隔热板。但是混凝土墙体需要隔热板保护的时间仅为3.5年，即在3.5年后，由于乏燃料衰变热减小，混凝土受热下降，即使没有隔热板也不会导致其温度超过限值要求。故隔热板有效保护期很短，利用效率很低。根据第一个贮存模块的测温系统实测温度的统计规律可知，贮存模块四周的混凝土实际温度不高，并不需要隔热板的保护。在夏季环境温度最高时，顶板中心部位(混凝土温度最高的区域)隔热板为负温差，说明此时顶板隔热板对混凝土不起保护作用。同时，由于布置在干式贮存模块侧墙的隔热板由膨胀螺丝固定，即使是在模块设计寿期内，也会有掉落而堵塞进气口导致事故的风险。

本课题采用保守的一维流体CATHENA程序CATHENA，作为安审取证安全分析工况的主要计算工具。建立QM-400的分析模型，对隔热板是否可以取消进行研究论证。同时采用三维流体CFD程序对CATHENA程序的分析结论进行验证。

本文对QM-400模块的技术优化研究方法包括如下几个方面。

(1)对QM-400现场的热电偶实测数据进行统计学处理，得到模块各关键区域实测温度与环境条件相关的统计规律。实测温度统计规律叠加测量误差后作为校准QM-400模块设置有隔热板情况下CATHENA程序和CFD程序模型的依据。

(2)根据QM-400模块特点建立CATHENA程序和CFD程序计算模型，根据QM-400现场热电偶测量温度统计规律值对设置有隔热板的CATHENA程序和CFD程序模型内的关键参数(如模块内流场的对流换热系数等)进行修正，使得CATHENA程序和CFD程序模型在保证其保守性的基础上，更能体现模块的实际情况。

采用调整后的CATHENA程序模型进行QM-400模块优化后全面的安全分析(CATHENA程序对模块中间部分建模计算)。同时采用CFD程序模型进行QM-400模块取消隔热板后典型工况热工安全分析的独立验算。为了评估QM-400模块取消隔热板后是否仍能满足安审取证安全分析工况的验收准则要求，考虑极端夏天和冬天条件下QM-400模块正常运行和事故工况进行安全分析。

1.1 流动和传热过程

QM-400模块空气冷却的流动路径如图2所示。

图2 QM-4000乏贮设施立面示意图Fig.2 Elevation Sketch for QM-400

外部冷空气从QM-400模块混凝土侧墙底部入口流入模块内部空间，被贮存筒外壁面加热后温度增加，密度减小，在提升压降的作用下从底部上升，通过混凝土侧墙上部出口流出模块。随着外部空气的不断流入，贮存筒大部分热量通过空气的自然循环流动带出，少部分热量通过热辐射和空气的自然对流传递给混凝土墙，再通过混凝土墙的热传导传递给外部大气。如果混凝土侧墙和顶板内表面设置有隔热板，则隔热板接受贮存筒通过热辐射和自然对流传递的热量，然后传递给混凝土墙体，后续传入外部空气。在取消隔热板的条件下，混凝土侧墙和顶板内表面直接接受贮存筒通过热辐射和自然对流方式传递的热量，通过热传导传递给外部空气。

1.2 数学模型

采用CATHENA程序建立QM-400模块的安全分析计算模型。混凝土侧墙进、出口、混凝土侧墙内壁，混凝土顶板和底板内表面以及贮存筒外表面形成空气流道，根据数学模型需要划分成十个控制容积，贮存筒为主要热源，沿轴向划分为十个节点，每个节点对应一个燃料篮。每个流道控制容积对应一个贮存筒节点。此外，为进行热传导计算，对混凝土侧墙在其厚度和高度方向、顶板在其厚度和宽度方向进行节点划分(见图3)。如果设置有隔热板，则隔热板在其厚度和截面方向进行节点划分。

图3 CATHENA程序模拟QM-400模块示意图Fig.3 Sketch Map for CATHENA Code Simulation for QM-400

对于每个控制容积，由于其中所有流体都为不凝性气体空气，则其质量守恒方程如下：

(1)

动量守恒方程如下：

(2)

能量守恒方程如下：

(3)

其中：

式中：A——控制容积流通面积，m2；

αg——气体空泡份额，即：两相混合物流经任一截面时气相所占的面积与通道截面积之比；

ρg——气体密度，kg/m3；

vg——气体流速，m/s；

z——流动方向上的长度，m；

Pg——气体压力，Pa；

hg——气体焓值，J/kg；

Pi——交界面压力，Pa；

vgi——交界面流速，m/s；

mgi——对应单位体积的交界面质量传递速率，kg·m-3·s-1；

τgw——单位长度上作用于气相的壁面剪切力，Pa/m；

τgi——单位长度上的交界面剪切力，Pa/m；

qgw——传递给单位体积气体的热功率，W/m3；

qgi——传递给对应单位体积交界面的热功率，W/m3;

hgi——交界面上的焓值，J/kg；

gz——z方向上的重力加速度，m/s2；

ρAP——附加物质密度，kg/m3；

v*——与ρAP相关的流速，m/s；

vf——液体流速，m/s，在QM-400模块中，流体都为空气，不存在液体，因此液体流速为零。

空气与QM-400模块贮存筒外表面、混凝土墙体内、外表面的换热为自然对流换热，选用Modified Chen对流传热关系式进行计算。QM-400模块的空气物性在该关系式适用范围内，采用Modified Chen对流传热关系式对模块内空气自然对流的换热系数进行计算是合适的。Modified Chen对流传热关系式详细如下：

h=C(|Tw-Tf|)POR

(4)

(5)

在水平流动情况下，COR=0.525，POR=0.25；在竖直流动情况下：COR=0.135，POR=0.333 333 33。

式中：h——传热系数，W·m-2·K-1；

CCOR——McAdams传热关系式中的系数；

Kf——单相液体热传导系数，W·m-1·℃-1；

Cp——流体定压热容，J·kg-1·K-1；

βf——交界面压差，Pa；

μf——液相绝对速率，kg·m-1·s-1；

De——通道当量直径，m。

2 分析条件和主要参数

2.1 QM-400现场1号模块实测

QM-400现场1号模块测温系统28个典型位置热电偶布置如图4所示，实测温度如图5至图7所示。考虑到实测数据受太阳光照，雨水以及大风等的影响，因此去除了离散度较大的点进行统计学处理。实测温度统计规律叠加测量误差后作为校准QM-400模块设置有隔热板情况下CATHENA程序和CFD程序模型的依据。

图4 QM-400 1号模块热电阻布置剖面图Fig.4 Thermal Resistance Arrangement Profile for No.1 module of QM-400注：空气进出口温度测点(共4个，图中以●表示)；混凝土表面温度测点(共17个，图中以■表示)； 贮存筒外表面温度测点(共7个，图中以▲表示)

图5 贮存筒外壁不同标高温度随环境温度的变化Fig.5 Variation of Temperature on the Outer Wall of Storage Cylinders with Environmental Temperature

图6 模块中央部位顶板内壁和隔热板内侧温度变化趋势Fig.6 Variation of Temperature on the Inside Wall of Roof and Board Insulation with Environmental Temperature

图7 模块中央部位顶板内壁和外表面温度变化趋势Fig.7 Variation of Temperature on the Inside and Outside Wall of Roof with Environmental Temperature

2.2 分析程序模型校准

采用四个典型环境温度下现场典型位置的112个实测温度对设置有隔热板的CATHENA程序和CFD程序模型进行校准。CATHENA程序模型调整关键参数比对如表1所示。CFD程序测点温度随环境温度的变化趋势与实测趋势符合良好(见图8和图9)[10]。

图8 贮存筒表面温度CFD计算值与实测统计规律值对比图Fig.8 Comparisons Between the Calculated Temperature from CFD and The Statistical Values from the Measured Temperature for the Surface of Storage Cylinders

图9 模块顶板温度程序计算值与实测温度统计规律值对比图Fig.9 Comparisons Between the Calculated Temperature from the Program and The Statistical Values from the Measured Temperature for the Roof

表1 夏天工况CATHENA程序模型调整关键参数比对Table 1 Comparison of Key Parameters of CATHENA code Model Adjustment under Summer Condition

2.3 全面安全分析

采用调整后的CATHENA程序模型进行QM-400模块优化后全面的安全分析，同时采用CFD程序模型进行QM-400模块取消隔热板后典型工况热工安全分析的独立验算中，采用的假设和初始条件与参考文献[9]类似,如下所示。

(1)在有风的情况下，QM-400模块混凝土的绝对温度和温度差都会下降，风的效应与强制对流相似。因此，在QM-400模块的模拟中保守地没有将风的效应考虑进去。

(2)秦山当地1986年至2005年近20年的气象资料表明：在这20年内，超过39 ℃仅为4 h。保守沿用极端最高温度39.3 ℃作为夏天最高环境温度，而冬天最低温度为-10.8 ℃。

(3)分析中考虑日平均温差12 ℃。根据此温差，模拟环境空气温度随时间线性变化，空气温度在下午3点达到最高温度，经12 h后，在凌晨3点达到最低温度。

(4)模块建于室外受太阳辐射，会增加模块混凝土外表面的温度。模块的顶板水平面和竖直墙面的太阳热负荷采用《实用供热空调设计手册》[11]中提供的上海太阳热负荷数据。

(5)分析保守选取模块中间部位的16个贮存筒，其内有12个热篮，且这12个热篮分别位于中间4个贮存筒的顶部，每个贮存筒顶部有3个热篮。这样的燃料装载情况出现概率极低，分析假设是保守的。

(6)在事故分析中考虑了一个进气口堵塞和一侧进气口堵塞两种工况。

(7)热工分析考虑模块与地基之间的传热。

(8)来自燃料的放射性射线(中子，α射线和β射线)基本上被燃料包壳、燃料篮和贮存筒吸收。而γ射线会穿透上述屏障，其强度减弱后被四周的屏蔽混凝土所吸收。大部分的γ射线会在屏蔽混凝土的前20 cm内被吸收并发热，γ辐射产生的热流量低于2.5 W/m2，且γ射线携带的热量并没有从贮存筒的总发热量中扣除。

乏燃料棒束在QM-400模块内贮存过程中，发热率会逐渐减小，本文安全分析工况中考虑模块内乏燃料棒束发热率为其刚装载进入模块时刻的发热率。

3 安全分析验收准则

无论是正常运行还是事故工况下，QM-400模块内各种材料都要满足其温度限值，详述如下所示。

(1)燃料棒束包壳温度限制

对于完整的燃料棒束，其分析限值是包壳温度不大于300 ℃。

(2)燃料篮的温度限值

燃料篮由304 L不锈钢制成，只要其温度低于425 ℃，材料强度不会显著的减小，因此，燃料篮允许的温度限值确定为425 ℃。

(3)贮存筒的温度限值

贮存筒由碳钢制成，其温度低于475 ℃，碳钢的材料强度不会显著的减小；贮存筒外镀有一层厚度350 μm～400 μm的锌，镀锌层允许的温度限值(即：锌的熔点)确定为420 ℃。

(4)混凝土的温度限值

根据ACI 349[12]附录A的要求，对于混凝土结构面的允许温度规定如下所示：

1)在正常运行时期和其他长时期工况下，除局部范围温度不超过93 ℃(200 ℉)外，其他范围均不得超过66 ℃(150 ℉)；

2)在事故时期和任何其他短时期工况下，表面温度不超过177 ℃(350 ℉ )，但允许局部区域达到343 ℃(650 ℉)。

4 计算结果

4.1 实测工况模拟

以2012年7月6日 夏天的测量数据作为参考点，将2012年7月6日乏燃料衰变热作为CATHENA程序 QM-400模型中的贮存筒热源。对CATHENA程序的QM-400模型进行适当调整后，各部分温度计算如表2所示，由表2可知，模型调整后侧墙的计算结果与实测值符合度较好且略高于叠加了测量误差后的测量温度规律计算值，尤其是温度最高的侧墙隔热板内表面，计算温度比测量温度规律计算值(叠加了测量偏差)高出8%，说明调整后的CATHENA程序模型是足够保守的。

表2 夏天工况CATHENA程序模型调整后计算温度与实测温度比较Table 2 Comparison of Calculated Temperature with Measured Temperature after Adjustment of CATHENA code Model in Summer Condition

4.2 取消隔热板安全分析工况

根据表3和图10至图15可知，QM-400模块取消隔热板后，在极端夏天和冬天条件下，无论正常运行还是事故工况，CATHENA程序分析得到的贮存筒、燃料棒束、燃料篮以及混凝土墙体温度都满足相应的限值要求。

图10 夏天一侧进气口堵塞事故工况下顶板内外表面最高温度Fig.10 Maximum Temperature of Roof Inner and Outer Surfaces under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Summer

图11 夏天一侧进气口堵塞事故工况下混凝土侧墙上的最高温度和贮存筒外壁面最高温度Fig.11 The Maximum Temperature on Concrete Side Wall and the Maximum Temperature on the Outer Wall of Storage Cylinders under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Summer

图12 夏天一侧进气口堵塞事故工况下混凝土侧墙和顶板内外表面的温度梯度Fig.12 Temperature Gradient of Inner and Outer Surface of Concrete Side Wall and Roof under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Summer

图13 冬天一侧进气口堵塞事故工况下顶板内外表面最高温度Fig.13 Maximum Temperature of Roof Inner and Outer Surfaces under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Winter

图14 冬天一侧进气口堵塞事故工况下混凝土侧墙上的最高温度和贮存筒外壁面最高温度Fig.14 The Maximum Temperature on Concrete Side Wall and the Maximum Temperature on the Outer Wall of Storage Cylinders under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Winter

图15 冬天一侧进气口堵塞事故工况下混凝土侧墙和顶板内外表面的温度梯度Fig.15 Temperature Gradient of Inner and Outer Surface of Concrete Side Wall and Roof under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Winter

表3 隔热板取消前后模块各工况结果汇总Table 3 Summary of the results of each condition of the module before and after the cancellation of the heat insulation plate

由于CATHENA程序模型调整后与实际情况更为接近，即使取消隔热板会导致部分混凝土墙体内表面直接受热而温度上升，但也不会超过限值要求。

采用CFD程序模型进行QM-400模块取消隔热板后典型工况热工安全分析的独立验算，结果如图16所示。结果表明，优化后的QM-400模块仍具有足够的安全裕量，优化方案是可行的。

图16 CFD三维建模对热工安全分析的独立验算Fig.16 Sketch Map for CFD Independent Checking for QM-400最高温度区域为QM-400模块中间区域，与CATHENA程序分析一致。正常运行工况顶板最高温度：CFD 73.9 ℃，CATHENA程序73.2 ℃；侧墙最高温度：CFD 61.7 ℃，CATHENA程序63.8 ℃;一侧进气口堵塞工况：顶板最高温度：CFD 74.9 ℃,CATHENA程序73.4 ℃;侧墙内表面最高温度：CFD 64.4 ℃，CATHENA程序66.9 ℃

5 结论

本技术优化的结果表明：在QM-400模块中设置隔热板不是十分必要。从设计角度考虑，可在其他设计条件不变的情况下取消隔热板。这一修改对贮存筒、燃料蓝和燃料棒束的冷却及其满足限值的要求等没有影响。

本文技术成果已应用于秦山三厂QM-400第三批模块(5/6号)的设计建造，并于2016年12月投入使用。后续模块(总计12个模块)也将全部按照优化后的技术路线进行建造。此外，本技术成果也可应用于先进重水堆等其他核电工程乏燃料干式贮存设施的设计建造，本成果的应用避免了乏燃料干式贮存模块运行过程中由于隔热板掉落而导致进风口堵塞而产生的安全风险，同时可节约大量的建造成本。