壓水堆棒控系統動力熔斷器燒毀原因分析及維修策略改進

丁俊超，李 勇，浦 黎

(中廣核核電運營有限公司，廣東深圳518124)

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壓水堆棒控系統動力熔斷器燒毀原因分析及維修策略改進

丁俊超，李 勇，浦 黎

(中廣核核電運營有限公司，廣東深圳518124)

對某核電廠反應堆棒控系統動力熔斷器燒毀事件進行根本原因分析。通過對反應堆棒控系統原理和熔斷器所在電路的分析，結合熔斷器熔斷特性和可控硅導通與關斷特性，實測數據驗證動力熔斷器燒毀根本原因是可控硅性能異常導致相鄰兩相電壓短路，相間短路造成兩相動力熔斷器瞬間熔斷。并給出反應堆棒控系統維修策略改進建議。

反應堆棒控系統；熔斷器；可控硅；相間短路；根本原因

從2006年至2013年，某核電廠壓水反應堆控制棒系統(簡稱RGL系統)發生多起動力機架相鄰兩相熔斷器燒毀事件。在未采取措施情況下，該動力機架熔斷器燒毀可導致反應堆控制棒操作時意外下落，致使反應堆自動停堆。另外在故障處理期間，控制棒大部分未停留在要求的位置，按核電廠技術規范要求，機組1h內須后撤到蒸汽發生器冷卻停堆模式，因此存在機組狀態后撤的風險。

最近兩起動力機架相鄰兩相熔斷器燒毀事件具體描述如下：

1) 2012年10月23日，某核電廠1號機組執行 “電廠正常運行期間不用的棒束完好可用性核對試驗”(簡稱PT1RGL02試驗)，當試驗做至最后一個棒組SD棒組時，當SD2棒位從225步下插至224步過程中，主控出現1RGL001AA(溫度和安全棒控制邏輯故障)報警，系統故障代碼為4.7(提升線圈電流超限)，檢查無異常復位報警，上提一步SD棒組時，再次出現電流報警，上位機控制柜出現5.2報警(棒控電源柜故障) 且SD2的棒控電源柜出現4.7故障代碼(提升線圈電流超限)，電流故障時間為357ms，SD2棒提升機架中B/C兩相熔斷器燒毀。

2) 2013年5月22日，某核電廠2號機組進行第16輪大修，RGL系統落棒試驗后全行程提插2遍控制棒期間，當SB1棒組提升到24步時，棒控電源柜出現4.7故障碼(提升線圈電流超限)，熔斷器燒毀故障燈亮。檢查故障時間為357ms，提升機架中的F1(A相)/F3(C相)熔斷器燒毀。

1 熔斷器熔斷初步檢查與分析

1.1 熔斷器外觀檢查

對2012年10月23日1號機組RGL系統故障機架中的熔斷器進行檢查，其中F2(B相)、F3(C相)兩個熔斷器熔斷指示器彈出，說明熔斷器已熔斷，F1(A相)熔斷器正常。其余外觀檢查未見異常。熔斷器外觀及熔斷指示器彈出狀態如圖1所示。

圖1 100 A熔斷器外觀(熔斷指示器已彈出)Fig.1 100 A fuse appearance (fusing indicator has been ejected)

1.2 熔斷器熔斷電流分析

該熔斷器是帶熔斷指示器的陶瓷交流熔斷器，額定電流In是100A，外觀尺寸58mm×22mm，重量18g，相關參數如圖2所示。

注：*:指帶有斷路指示器的熔斷器。

根據國家標準“GB 13539.1—2008低壓熔斷器 第1部分 基本要求”中的相關要求，額定電流為100A的熔斷器通過約定不熔斷電流(125A)電流2 h內不應熔斷，通過約定熔斷電流(160A)的電流則在2h內必須熔斷。其熔斷特性如表1所示。

表1 100A熔斷器規定弧前時間的門限值

表1說明：

a) 第2欄表示熔斷體承受290A電流10s，熔斷體不應熔斷；

b) 第3欄表示熔斷體承受580A電流，熔斷體應在5s內熔斷；

c) 第4欄表示熔斷體承受820A電流0.1s，熔斷體不應熔斷；

d) 第5欄表示熔斷體承受1450A電流，熔斷體應在0.1s內熔斷。

根據系統記錄，此次熔斷故障時刻是357ms，零電流變化時刻是234ms，由此計算本次LC1機架100A熔斷器在123ms(357～234ms)以內熔斷。根據表1說明，推斷通過熔斷器的電流應超過820 A。

1.3 根據X射線檢查對比分析熔斷電流

用X射線檢查熔斷器內部熔斷情況，如 圖3～圖5所示。

圖3 F1 A相熔斷器(沒有熔斷)Fig.3 F1 fuse in phase A (no fusing)

圖4 F2 B相熔斷器(已熔斷)Fig.4 F2 fuse in phase B (burned)

圖5 F3 C相熔斷器(已熔斷)Fig.5 F3 fuse in phase C (burned)

不同電流熔斷形態如圖6、圖7所示。

圖6 105A試驗電流熔斷形態Fig.6 fuse bured form in 105A test current

圖7 1450A試驗電流熔斷形態Fig.7 fuse burned form in 1450A test current

圖片說明：

a) 圖4和圖5是2012年10月23日RGL系統執行PT1RGL002試驗時兩相熔斷器同時熔斷燒毀形態，有多個熔斷區域；

b) 圖6是備件樣品進行額定電流驗證試驗(脈沖試驗)時在1.05In(105A)時熔斷燒毀形態，有1個熔斷區域；

c) 圖7是備件樣品進行門限試驗時在1450A電流時熔斷燒毀形態，有多個熔斷區域；

圖6和圖7對比可知，熔斷電流大，熔斷器熔斷區域多；

如圖4和圖5所示，B相和C相熔斷器內部6段串聯的熔斷體全部熔融斷裂，其熔斷形態與圖7相似，說明熔斷體過流熔斷。

從上述熔斷器熔斷時間及X射線檢查結果分析，熔斷器瞬間燒毀的直接原因是電路中產生了超過額定電流數倍的異常大電流。

2 大電流產生原因分析

2.1 RGL系統電流控制原理

RGL系統共有16個棒控電源柜(簡稱EEC機柜)，控制棒的提插由EEC機柜執行，其包含有LCS(邏輯控制機架)、SG(靜態鉤爪電流控制機架)、MG(移動鉤爪電流控制機架)、LC(提升線圈電流控制機架)。LCS主要向SG/MG/LC機架發出零電流、半電流、全電流的控制指令提插控制棒，同時監測相關電流值。

RGL系統LC線圈主回路簡圖如圖8所示，LC線圈上游控制電路LC1機架內熔斷器F1～F3額定電流為100A，下游LC2機架內4個熔斷器F4～F7額定電流為32A，EMA為電磁線圈。

圖8 LC線圈主回路簡圖Fig.8 main circuit diagram of LC coil

260V三相交流電壓來自控制棒驅動電源系統，經過三相半波整流電路轉換成直流向線圈供電。在反饋電路上，串接四個測量電阻，電阻上的壓降作為線圈電流的反饋信號送回到可控硅調節回路參與調節。

在整流電路中，在可控硅元件兩端并接RC串聯支路，來限制可控硅兩端的電壓上升率，從而達到抑制換相過電壓的目的。

可控硅的導通和關斷由移相卡控制，產生可控硅觸發脈沖，這些脈沖經過脈沖變壓器輸出到可控硅控制柵極，控制可控硅的導通。

失效熔斷器是上游LC1機架中相鄰兩相的100A熔斷器燒毀，且電流超過820A，若通過下游負載，則每個負載平均電流超過200A，但下游LC2機架中的4個32A熔斷器都沒有故障，表明下游負載沒有出現過流情況。

根據以上電路分析，過電流出現在上游LC1機架內相鄰兩相間，產生大電流的唯一可能就是相間短路，即相間短路導致熔斷器燒毀。

2.2 相間短路原因分析

要分析相間短路的原因，需進一步分析三相半波可控整流電路和可控硅的特性。

2.2.1 三相半波可控整流電路

由圖8可知，可控硅實現三相半波整流，且其下游是感性電磁線圈負載。

當可控硅下游負載為感性負載時，其電路簡圖和波形如圖9所示。

圖9 三相半波可控整流電路大電感負載α=60°時的波形Fig.9 three phase half wave controlled rectifier circuit inductive load waveform α=60°(a) 電路； (b) 輸出電壓； (c) 觸發脈沖； (d) 輸出電流； (e) 可控硅上的電壓

大電感負載的三相半波可控整流電路在α≤30°時，ud波形與電阻性負載波形相同。

當α>30°時,(如上圖為α=60°的波形)V1導通，當陽極電壓UA已過零開始變負，但由于電感L感應電動勢的作用，使V1繼續導通，直到ωt2時刻，觸發V2導通，V1才承受反向電壓而關斷，盡管α>30°仍然使各相可控硅導通120°，保證了電流連續。

通過分析可知，當控制角α>30°時感性負載延長了可控硅的導通時間，每相可控硅觸發導通后持續導通，直至相鄰的下一相可控硅觸發導通，待可控硅陽極和陰極間反向電壓建立后才截止導通。

2.2.2 可控硅特性

可控硅具有以下特性：

承受正向電壓時，僅在門極有觸發電流的情況下可控硅才能開通；當門極電流IG=0時，可控硅陽極和陰極間施加正向電壓，可控硅處于正向阻斷狀態，只有很小的正向漏電流流過，但當正向電壓超過臨界極限即正向轉折電壓Ubo，則漏電流急劇增大，可控硅正向導通；

承受反向電壓時，不論門極是否有觸發電流，可控硅都不會導通，可控硅處于反向阻斷狀態，只有很小的反向漏電流流過；但當可控硅陽極和陰極間施加反向電壓超過臨界極限，可控硅反向漏電流急劇增大，出現雪崩擊穿，可控硅反向導通；

可控硅一旦導通，門極就失去控制作用；

要使可控硅關斷，只能使可控硅的電流降到接近于零的某一數值以下。

可控硅的開通與關斷過程如圖10所示。

圖10 可控硅的導通和關斷過程Fig.10 the process of thyristor on and off

導通時間tgt包括延遲時間td與上升時間tr，即tgt=td+tr。

延遲時間td指從門極電流階躍時刻開始，到陽極電流上升到穩態值的10%的時間；

上升時間tr指從陽極電流從10%上升到穩態值的90%所需的時間；

關斷時間tq包括反向阻斷恢復時間trr與正向阻斷恢復時間tgr，即tq=trr+tgr。

反向阻斷恢復時間trr指從正向電流降為零到反向恢復電流衰減至接近于零的時間；

正向阻斷恢復時間tgr指從可控硅要恢復其對正向電壓的阻斷能力還需要一段時間。在正向阻斷恢復時間內如果重新對可控硅施加正向電壓，可控硅會重新正向導通。

可控硅在關斷過程中，電流從額定值降到零后，才具備承受反向電壓的能力。由于可控硅PN結電容的存在，需要一定的反向恢復電荷，使得電流過零后反向流動，這一過程被稱為反向恢復期。在這一期間，可控硅內存在稱為恢復電荷的載流子，其強度如式(1)：

(1)

式中：iq——恢復電流；

Cj——結電容；

從式1中可以看到，恢復電流的強度iq和可控硅自身的結電容Cj以及加在可控硅兩端的電壓變化率du/dt有關。過高的du/dt和Cj會導致iq瞬時迅猛增加，若可控硅的PN結來不及疏散這些載流子，有可能導致可控硅的再度自動開通而損壞或造成局部過熱而損壞。

通過上述三相半波可控整流電路和可控硅特性分析，造成相間短路的可能原因是可控硅反向導通，而可控硅反向導通有兩種可能，分別為反向擊穿和反向漏電流過大(導致反向阻斷恢復時間過長)。

2.3 測試數據分析

為進一步確認可控硅反向導通的可能性，進行了以下測試和數據分析。

2.3.1 反向電壓測試和分析

根據TK1120型可控硅產品信息，其正反向耐壓均應大于1200VDC。

大修中測量可控硅反向電壓，驗證現場實際電壓能否將可控硅反向擊穿。

記錄波形顯示在連續提插棒過程中，A、B、C三相可控硅無論是正向電壓還是反向電壓均在400V以內。同時對另一電廠1RGL系統8束棒組的可控硅峰值電壓進行錄波，峰值電壓最大是412V。

兩核電廠RGL系統可控硅兩端電壓實測數據表明，可控硅兩端電壓不可能將可控硅反向擊穿。

2.3.2 可控硅性能測試及分析

使用專用測試設備對兩次出現熔斷器燒毀的LC1機架中的可控硅進行性能測試，測試數據見表2。

表2 故障LC1機架中可控硅測試數據

從表2測試數據可知，可控硅的正反向擊穿電壓都高于1300V，滿足產品規范要求，而現場電壓低于500V，表明可控硅不會擊穿導通。

兩次故障LC1機架中引起相鄰兩相熔斷器燒毀的可控硅反向漏電流大(表中灰色部分)，接近300μA，是正常測量值的幾十倍，如2012年10月23日1號機PT1RGL002試驗期間LC1機架B/C相熔斷器燒毀時，B相可控硅反向漏電流大；2013年5月22日2號機RGL系統LC1機架C/A相熔斷器燒毀時C相可控硅反向漏電流大，且燒毀的相序連續。

可控硅反向漏電流指在可控硅陽極和陰極間加反向電壓下陽極與陰極間的電流。當可控硅陽極與陰極間施加反向電壓時，可控硅內部分PN結反偏。PN結反偏時其結電容Cj主要是勢壘電容CT(耗盡層電容)，其結構等效為一個極板距離隨外加電壓變化的平行板電容，大小如式(2)：

(2)

式中：A——PN結面積；

xd——PN結耗盡層厚度；

εs——相對介電常數。

由上式可知，勢壘電容CT的大小與PN結的面積成正比，與耗盡層的厚度成反比。

當PN結反偏時，其漏電流由少數載流子的漂移運動形成，其大小為單位時間內穿越耗盡層的少數載流子數量。當PN結溫度一定時，少數載流子的漂移速度相對穩定， PN結耗盡層厚度xd越小，單位時間內穿越的少數載流子數量越多，漏電流越大；耗盡層厚度xd越大，單位時間內穿越的少數載流子數量越少，漏電流越小，即漏電流的大小與PN結耗盡層厚度xd成反比。

由上所述，在溫度一定的條件下，漏電流大表明PN結耗盡層厚度小，PN結勢壘電容CT與PN結耗盡層厚度xd也成反比，勢壘電容CT大。因此，可控硅反向漏電流大表明可控硅結電容大。根據可控硅的關斷特性，在反向恢復期內反向電流大小與可控硅自身的結電容Cj以及加在可控硅兩端的電壓變化率du/dt有關。由于反向漏電流大表明可控硅結電容大，在相同電壓變化率的情況下，其反向恢復電流大，反向恢復時間長。當可控硅換相時，在相鄰下一相可控硅開通后，原來導通的可控硅未能及時關閉，而是反向導通，造成兩個可控硅同時導通，使得兩相電源之間短路，這就是兩相間產生大電流導致兩相熔斷器同時熔斷的主要原因。

3 第一次動棒時刻熔斷器燒毀原因分析

根據幾次兩相熔斷器同時燒毀事件的分析，其共同特點是每次熔斷器燒毀都發生在第1次動棒時刻，插棒時的故障時刻是150ms，提棒時的故障時刻是357ms。

由圖11可知，LC機架在提升控制棒時，從234ms開始由零電流上升到全電流，而故障時刻是357ms，即故障時刻發生在由零電流變化后的123ms；LC機架在下插控制棒時，從27ms開始由零電流上升到全電流，而故障時刻是150ms，即故障時刻發生在由零電流變化后的123ms；從以上分析可知無論是提棒還是插棒，故障時刻都發生在由零電流變化后的123ms。

圖11 RGL系統LC機架線圈電流循環圖Fig.11 RGL system LC rack coil current cycle diagram

詳細的電流變化過程如圖12所示(以提棒為例)。

圖12 RGL系統LC機架線圈提棒電流時序圖Fig.12 RGL system LC rack coil current timing diagram of withdrawal

由圖12可知，LC機架在提升控制棒時，線圈電流從234ms開始由零電流上升，經過120ms到達全電流，維持全電流至435ms，再經過39ms由全電流降至半電流，維持半電流至573ms，再經過45ms由半電流降至零電流。

由以上時序可知，故障發生在全電流剛建立的3ms(123ms～120ms)內。

在LC電流的形成過程中，可控硅的控制角是變化的?？刂平菑?20°(234ms前零電流段)→0°(零電流至全電流段)→30°(維持全電流段)→180°(全電流至半電流段)→60°(維持半電流段)→180°(半電流至零電流段)→120°(零電流)。

RGL系統第1次動棒時刻熔斷器燒毀原因分析如下：

1) 相鄰兩相熔斷器同時燒毀時刻發生在零電流向全電流變化的123ms內；

2) 由于全電流建立需要120ms，因此故障時刻發生在全電流建立初期(3ms)；

3) 在全電流維持期間，可控硅控制角為30°，在全電流剛建立初期，其控制角在30°上下波動；

4) 當控制角超過30°時，由于感性負載效應，感應電動勢使可控硅持續導通，換相時必須由相鄰的下一相電壓來關斷可控硅；

5) 可控硅換相時，可控硅兩端電壓由導通壓降突變到反向線電壓而關斷；

6) 可控硅在關斷過程中存在恢復電荷，其強度與可控硅結電容和可控硅兩端電壓變化率有關；

7) 由于可控硅結電容大，導致可控硅恢復電荷強度大，恢復時間長，導致可控硅相鄰兩相電壓短路，相間短路造成兩相熔斷器瞬間燒毀。

因此，在第1次提插棒時，當可控硅控制角為30°的全電流初期，可控硅換相時，可控硅兩端電壓變化率較大，此時可控硅性能異常，發生兩相導通短路，從而導致兩相熔斷器瞬間燒毀。

4 備件檢測數據分析

可控硅的性能異常與備件質量相關，更換備件時需對庫存備件進行檢測分析，避免有問題備件用到現場。

對可控硅倉庫備件進行檢測篩選時，發現部分可控硅性能異常，如表3所示。

表3 可控硅備件檢測異常數據示例

共檢測75個可控硅庫存備件，發現31個性能參數異常。表中灰色部分為異常數據，主要異常有：觸發電流和觸發電壓高、正向漏電流大、反向漏電流大、擊穿電壓低、擎住電流低等。

這些性能異常的可控硅若用于現場會給系統運行帶來隱患，影響機組安全穩定運行。因此可控硅在使用前需進行檢測，篩選出合格備件使用到現場。對現場正在使用的可控硅也需進行定期檢測，對其性能進行評估。

5 結論

對某核電廠RGL系統動力機架兩相熔斷器燒毀故障分析小結如下：

1) 根據RGL系統原理及試驗驗證，某核電廠RGL系統LC1機架相鄰兩相熔斷器同時燒毀是由于相鄰兩相電壓相間短路引起；

2) 兩次故障LC1機架中引起相鄰兩相熔斷器燒毀電路中的可控硅反向漏電流超過正常值的幾十倍，可控硅反向漏電流大表明可控硅結電容大，結電容大導致反向恢復電流大，反向恢復時間長。當可控硅換相時，在相鄰下一相可控硅開通后，原來導通的可控硅未能及時關閉，而是反向導通，造成兩個可控硅同時導通，使得兩相電源之間短路，產生大電流，兩相熔斷器同時熔斷；

3) 在第1次提插棒時，當可控硅控制角為30°的全電流初期，可控硅換相時，可控硅兩端電壓變化率較大，若可控硅性能異常，將發生兩相導通短路，因此大多數相鄰兩相熔斷器同時燒毀發生在第1次提插棒期間；

4) 檢測可控硅庫存備件75個，發現31個性能異常。若異?？煽毓栌糜诂F場可能導致兩相熔斷器同時燒毀。

綜上所述，某核電廠RGL系統動力機架相鄰兩相熔斷器同時燒毀的根本原因是可控硅性能異常導致相鄰兩相電壓短路，相間短路造成兩相熔斷器瞬間燒毀。

6 維修策略建議

1) 開發可控硅性能檢測裝置并建立現場使用的各種型號可控硅性能參數標準；

2) 制定核電廠現場可控硅檢測計劃，完成現場異?？煽毓韪鼡Q；

3) 根據現場可控硅故障及檢測數據分析經驗制定可控硅定期檢測和更換策略；

4) 建立可控硅備件入庫檢測、使用前篩選的管理流程。

[1] 全國低壓電器標準化技術委員會. GB 13539.1—2008低壓熔斷器 第1部分:基本要求[S]. 北京: 中國標準出版社, 2009.

[2] 全國半導體器件標準化技術委員會. GB/T 15291—1994半導體器件 第6部分 晶閘管[S]. 北京: 中國標準出版社, 2004.

Cause Analysis of Power Fuse Burned in Pressurized Water Reactor Control Rod System and Improvement of Maintenance Strategy

DING Jun-chao，LI Yong，PU Li

(China Nuclear Power Operations Co.,ltd., Shenzhen of Guangdong Prov. 518124,China)

For a nuclear power plant reactor control rod system power fuse burned event root cause analysis. Through the analysis of system principle for the reactor control rod system and the power cabinet circuit, combined with fuses fusing characteristics and thyristor turn on and off characteristics, the actual measurement data shows that the root cause of fuse burned is the thyristor performance abnormal, abnormal performance of thyristor cause a short circuit between two adjacent phase voltage, resulting in fuses instantly burned. And gives the maintenance strategy recommendations for improvement the reactor control rod system.

Reactor control rod system；Fuse；Thyristor；Short circuit between two phase power supply；Root cause

2016-11-05

丁俊超(1976—)，男，河南人，高級工程師，學士學位，現主要從事核電儀表控制系統研究

TL48

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0258-0918(2017)02-0189-10