壓水堆MOX與UO2燃料棒輻照性能對比分析

任啟森 張永棟

摘 ? 要：采用MOX燃料是提高鈾資源利用率、實現核燃料閉式循環的重要途徑。MOX燃料與純UO2在熱導率、裂變氣體釋放等性能方面不同。本文采用燃料棒性能分析程序COPERNIC，對壓水堆MOX和UO2燃料棒的輻照性能進行了對比分析。結果表明，在相同的輻照條件下，MOX燃料中心溫度在低燃耗階段比UO2偏低，高燃耗階段則明顯高于UO2;MOX燃料棒內壓高于UO2，兩者之間的差距隨燃耗增加而增大;輻照后期，MOX燃料棒包殼發生向內應變的絕對值比UO2偏低。

關鍵詞：壓水堆 ?MOX燃料 ?輻照性能

中圖分類號：TL352 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標識碼：A ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文章編號：1674-098X（2019）07（b）-0134-06

Abstract： Use of mixed oxide （MOX） nuclear reactors is an important approach to improve uranium efficiency and achieve closed nuclear fuel cycle. The properties of MOX fuel differ from UO2 in the aspects of thermal conductivity， fission gas release， etc. In the present study， comparison analysis of irradiation behaviors between MOX and UO2 fuel rod were carried out using the fuel performance code COPERNIC. The results indicate that， with the same irradiation condition， the MOX fuel rod represents a lower centerline temperature at lower burnup while higher centerline temperature at higher burnup， compare to that of the UO2 fuel rod. The internal pressure of MOX fuel rod is distinctly higher than that of UO2， and the difference increases with burnup. At the end of irradiation， the MOX fuel rod achieves a smaller absolute cladding compressive strain.

Key Words： PWR; MOX fuel; Irradiation behavior

二氧化鈾（UO2）燃料是目前核電站反應堆中應用最廣的燃料。經過輻照后，UO2燃料中會產生一定含量的钚，通常乏燃料中含有約1%的钚，其中約2/3是易裂變材料[1]。為了提高鈾資源利用率，將從反應堆中卸出的乏燃料進行后處理，提取其中易裂變的钚元素并將其與UO2混合再加工，從而形成了鈾-钚混合氧化物（MOX）燃料。研究表明，MOX燃料與純UO2燃料在性能方面略有不同[2]，但通過恰當的設計，兩者對反應堆的安全性和運行性能基本沒有影響。目前MOX燃料在比利時、瑞士、法國和日本等多個國家已有大量的運行經驗[3]，國內針對MOX燃料在壓水堆中的應用可行性，從核設計、燃料管理等方面進行了相關研究[4]。

本文采用燃料棒性能分析程序COPERNIC，對典型百萬千瓦級壓水堆MOX燃料棒進行了計算分析，研究了穩態運行工況下的燃料芯塊溫度、燃料棒內壓、包殼應變等輻照性能隨燃耗的變化，對比分析了MOX和UO2燃料棒的性能差異。

1 ?程序及模型

1.1 COPERNIC程序簡介

COPERNIC是FRAMATOME ANP公司開發的燃料棒分析驗證工具，用于燃料棒在堆內輻照期間的輻照性能分析評估。該程序將燃料棒徑向離散成同心圓環且軸向分段，并在離散的時間段內進行計算得到燃料棒的輻照性能。在COPERNIC的模型中，考慮了溫度分布、力學響應、裂變氣體釋放、包殼腐蝕及吸氫等因素，并通過它們之間的耦合計算實現燃料棒的綜合性能分析[5]。該程序可用于UO2和MOX燃料棒的計算[6]。

1.2 燃料熱導率模型

MOX燃料的熱導率主要與溫度、燃料成分、燃耗、化學計量、密度等因素相關。研究表明，添加少量的PuO2會使MOX燃料的熱導率有所降低，當PuO2含量大于15%wt時，MOX燃料熱導率還將存在更加明顯的降低趨勢[7]。通常商用反應堆MOX燃料中的PuO2含量不會超過15%。

2 ?燃料棒設計特征及輻照功率史

參考典型的百萬千瓦級壓水堆設計，選取燃料棒的主要設計特征見表1，包絡功率史如圖1所示。MOX燃料芯塊由乏燃料后處理提取的Pu和U濃縮剩余的尾料混合形成，其中235U富集度為0.25%，Pu含量為9.8%;作為參比對象，標準UO2燃料芯塊中235U富集度按目前商用壓水堆18個月換料管理方案取4.45%[9]。

3 ?計算結果分析及討論

3.1 燃料中心溫度

溫度分布是整個燃料棒綜合性能分析計算的基礎，對燃料棒輻照行為有決定性的影響。燃料芯塊的中心溫度是安全分析評價中關注的重要因素之一，燃料中心最高溫度不應超過其熔點，以避免燃料熔化導致的放射性物質泄露。圖2給出了輻照期間MOX和UO2燃料芯塊中心溫度隨燃耗的變化趨勢，可以看出，在穩態正常運行工況下，燃料中心溫度隨燃耗增加整體呈下降趨勢。當燃耗達到15000MWd/tU左右時，芯塊-包殼間隙發生閉合強化了間隙傳熱，芯塊溫度顯著降低;在燃耗約32000MWd/tU和53000MWd/tU時溫度存在突然增加的現象，這是由于燃料棒軸向功率分布變化導致局部功率突增所致。

輻照初期階段，MOX燃料中心溫度低于UO2，主要原因是壽期初MOX燃料徑向功率分布較為陡峭，在相同的線功率水平下其中心位置局部功率偏低。隨著燃耗加深，兩者徑向功率分布特征趨于一致，如圖3所示，徑向功率分布效應對中心溫度的影響減弱。但由于MOX燃料的裂變氣體釋放率比UO2偏高，更多的裂變氣體釋放到燃料棒包殼和芯塊間隙增加了間隙傳熱熱阻;另一方面，MOX燃料的熱導率整體上比UO2偏低，使得輻照后期MOX燃料的中心溫度明顯高于UO2，增加幅度接近50℃。

MOX燃料的熔點與PuO2含量、氧-金屬比以及燃耗等因素相關，一般而言MOX燃料比純UO2燃料的熔點更低[10-11]。因此，在較高燃耗下，更低的熔點與更高的溫度兩者疊加將使得MOX燃料棒的熱工裕量顯著低于UO2，在設計驗證和安全評估中應予以關注。

3.2 燃料棒內壓

在燃料棒設計驗證中，需限定燃料棒內壓不能超過特定的設計限值，以避免芯塊與包殼接觸后間隙重新打開或間隙尺寸增加而導致的燃料棒性能迅速惡化。燃料棒內壓與溫度、裂變氣體釋放等因素密切相關。裂變氣體釋放直接決定了燃料棒內氣腔中的氣體總量，溫度則是影響內壓的重要參數。如圖4所示，隨著燃耗的增加，裂變氣體釋放到燃料棒內空間，導致內壓逐漸增大;MOX燃料棒的內壓明顯高于UO2，兩者相差的幅度隨燃耗增加而增大，壽期末相差了約25%，主要原因是兩種燃料在熱導率和裂變氣體釋放兩方面的性能差異所致。

3.3 包殼應變

燃料棒在反應堆內運行中， 包殼會因內外壓差變化、材料不同熱膨脹、芯塊輻照腫脹等因素的長期作用而發生塑性變形。在設計中，需驗證包殼不會因發生過度應變而破損，通常要求穩態工況下鋯合金包殼的拉伸應變不超過1%。

圖5給出了兩種燃料棒包殼應變隨燃耗的變化趨勢?？梢钥闯?，在整個輻照壽期內，包殼應變一直為負值，說明包殼存在向內的變形。在輻照初期，包殼應變的絕對值隨燃耗快速增大，這是由于此時燃料棒內壓較低，內外壓差導致包殼向內蠕變。燃耗達到約15000MWd/tU時，芯塊和包殼之間的間隙閉合，隨后芯塊繼續腫脹產生芯塊-包殼機械相互作用，包殼向內蠕變的速率減緩。當燃耗達到32000MWd/tU左右時，包殼向內的應變達到最大值，此后芯塊腫脹對包殼應變的影響逐漸占據主導地位，導致包殼產生向外的變形，體現為包殼塑性應變絕對值逐漸減小。從圖5可以看出，在輻照壽期末，MOX燃料棒包殼應變的絕對值明顯低于UO2燃料棒，二者相差為0.08%，這主要是由于輻照后期階段MOX燃料棒的內壓較高，內外壓差較小，由此產生的包殼向內蠕變較低。

4 ?結語

本文采用燃料棒性能分析程序COPERNIC，對壓水堆MOX和UO2燃料棒的輻照性能進行了對比分析，結果表明：

（1）穩態正常運行工況下，輻照后期階段MOX燃料的中心溫度明顯高于UO2，增加幅度約50℃;較高燃耗下MOX燃料棒的熱工裕量將顯著低于UO2。

（2）MOX燃料棒的內壓比UO2偏高，兩者之間的差距隨燃耗增加而增大，壽期末兩者相差約25%。

（3）整個輻照壽期內，包殼存在向內的塑性應變，應變的絕對值隨燃耗先增大后減小;輻照壽期末MOX燃料棒包殼應變的絕對值明顯低于UO2燃料棒，二者相差為0.08%。

參考文獻

[1] 徐敏，劉國明.ACP1000中MOX燃料組件管理初步研究[J].原子能科學技術，2013，47（4）：604-608.

[2] Holly R. Trellue， Safety and neutronics： A comparison of MOX vs UO2 fuel[J].Progress in Nuclear Energy， 2006 （48）： 135-145.

[3] 劉曉黎，宮宇.MOX燃料組件裝入現役M310堆芯對堆芯核設計的影響研究[J].原子能科學技術， 2015， 49（9）： 1629-1636.

[4] 劉國明，郭治鵬， HPR1000堆芯裝載50%MOX組件的燃料管理方案[J]， 強激光與粒子束， 2017 ， 29（3）： 49-55.

[5] 邢碩，姚棟，李文杰， 等， 燃料棒性能分析程序COPERNIC的初步研究[C]，中國核動力研究設計院科學技術年報（2009年）， 4-7.

[6] J.L. Jacoud， Ph. Vesco， Description and qualification of the COPERNIC/TRANSURANUS （update of May 2000） fuel rod design code [R]， Lyon： FRAMATOME ANP， 2000.

[7] Juan J. Carbajo， Gradyon L. Yoder， Sergey G.Popov， et al.， A review of the thermophysical properties of MOX and UO2 fuels[J]， Journal of Nuclear Materials， 2001， 299： 181-198.

[8] Olander D R， Fundamental Aspects of Nuclear Reactor Fuel Elements [R]. Technical Information Center， USDOE， 1976.

[9] 張仕勛， 鄒婷婷， 張洪， 等， 雙富集度18個月換料燃料管理可行性研究[J]， 核動力工程 ，2014， 35（S2）： 203-206.

[10]劉一哲，喻宏，田和春， MOX燃料堆芯熱工特性及設計限值研究[J]， 核科學與工程， 2009， 29（3）：232-238.

[11]Hajime Fujii， Hideyuki Teshima， Katsumasa Kanasugi et al， MOX Fuel Performance Experiment Specified for Japanese PWR Utilisation in the HBWR[J]， Journal of Nuclear Science and Technology， 2006， 43（9）： 998-1005.