Transcript 核反应堆物理分析第8章

第 8 章 温度效应与反应性控制
反应堆运行期间,核燃料燃耗、核裂变产物的积累都会引
起反应性变化。另一方面，运行期间堆芯温度也不断变化，
如从冷态至热态温度变化为200~300K。功率改变时堆芯温
度也发生变化。堆芯温度及分布发生变化将引起以下变化：
 燃料温度变化。由于多普勒效应，共振吸收增加。
 慢化剂密度变化。慢化能力及慢化性能改变。
 中子截面的变化。中子截面是温度的函数。
 可溶硼溶解度的变化。温度变化引起冷却剂中硼溶解度
发生变化。
以上变化将导致堆芯有效增殖因子的变化，从而引起
反应性的变化，这种物理现象称为反应堆的“温度效应”。
反应堆在运行期间要有足够的剩余反应性，以克服上述
反应性变化并对反应堆进行控制。影响反应堆反应性变化的
主要因素有：温度效应、燃耗、中毒、功率调节、反应堆启
动、停堆等因素。下表列出了压水堆几个主要过程引起的反
应性变化和所要求的反应性控制变化率。
表 8-1 压水堆的反应性控制要求
反应性效应
数值/%
要求变化率
温度亏损
功率亏损
氙和钐中毒
燃耗
功率调节
紧急停堆
2~5
1~2
5~25
5~8
0.1~0.2
2~4
0.5/h
0.05/min
0.004/min
0.017/d
0.1/min
<1.5~2s
8.1 反应性系数
反应性系数定义: 反应堆的反应性相对于反应堆的某一个参
数的变化率称为该参数的反应性系数。如：反应性温度系
数、功率系数。
参数变化引起的反应性变化将造成反应堆中子密度或功
率变化，该变化又会引起参数的进一步变化，这就造成了一
种反馈效应。反应系数的大小决定了反馈的强弱。
为保证反应堆安全运行，要求反应性系数为负值，以
便形成负反馈。
8.1.1 反应性温度系数及其对核反应堆稳定性的影响
单位温度变化所引起的反应性变化称为反应性温度系数。

T 
T
根据反应性定义，可得：
T
 k eff  1 


 k

k eff  1  k eff

1  k eff
1  k eff
eff







2
T
T
k eff  T
k eff
T
k eff  T
这里，假定温度与反应堆内得位置无关，即温度变化时，整
个系统温度均匀变化。这种情况称为等温温度系数。
实际上堆芯内的温度是随空间变化的。反应堆总的温度
系数等于各成分温度系数的总和，即
T 

 T
i
i

 T
i
i
其中起主要作用的是燃料温度系数和慢化剂温度系数。
反应堆温度效应的正反
馈将使反应堆具有内在
的不稳定性。
反应堆温度效应的负反
馈将使反应堆具有内在
的稳定性。
当反应堆引入一个跃级
正的反应性后，如：
T>0，不稳定。
T<0，|T|很小，导热很
在不同温度系数情况下，
快，处于稳定，功率升高。
反应堆功率随时间的变化
T<0，|T|很大，导热不
快，处于稳定，功率下降。
负温度系数对反应堆的调节和安全有非常重要意义。
压水堆物理设计的基本准则之一，便是要保证温度系数必须
为负值。
8.1.2 燃料温度系数
单位燃料温度变化所引起的反应性变化称为燃料温度系数 。
反应堆的热量主要在燃料中产生。功率升高时，燃料温度立
即升高，燃料的温度效应立即表现出来。所以燃料温度系数
属于瞬发系数。对功率变化响应快，对抑制功率增长和安全
运行非常重要！
燃料温度系数主要是由燃料核共振吸收多普勒效应引起。

F
T

1  k eff
k eff  T F

1 p
p TF
对于非均匀堆，逃脱共振俘获概率近似为：
p  exp[ 
N AIi
 s
]

F
T

NA
dI
  s dT F
当燃料温度增加时，有效共振
积分增加，即 dI / dT  0 。所以
在以低富集度为燃料的反应堆
中，燃料温度系数总是负的。
F
此外，燃料温度系数与燃料燃
耗有关，随着反应堆的运行239Pu
240Pu增加，多普勒效应使燃料
负温度系数的绝对值增大。所以
在堆芯设计中必须计算堆芯运行
初期和末期的燃料温度系数。
燃料温度系数与燃料温度的关系
8.1.3 慢化剂温度系数
单位慢化剂温度变化所引起的反应性变化称为慢化剂温度系
数，慢化剂温度系数为缓发温度系数。
对于固体慢化剂，膨胀系数小，近似认为密度不随温度
变化，仅引起中子能谱的变化，所以温度系数很小。下面只
讨论液体慢化剂温度系数。
慢化剂温度系数可以表示为：

M
T

1  k eff
k eff  T M
慢化剂温度增加，将引起两个相反的效应。即对慢化剂温度
系数贡献是正的效应；对慢化剂温度系数贡献是负的效应。
对慢化剂温度系数贡献是正的效应
 温度升高，密度减小，慢化剂相对于燃料有害吸收将
减小，keff增加。
 如慢化剂含有化学补偿毒物(如硼酸)，温度升高导致
溶解度减小，这种正效应更为显著。寿期初可能出现
正的温度系数。
对慢化剂温度系数贡献是负的效应
 温度升高，慢化剂密度减小，慢化能力减弱，共振吸收
增加。
 温度增加，使中子能谱硬化，238U、240Pu低能部分共振
吸收增加，同时也使235U、239Pu温度系数下降。
温度升高时慢化剂温度系数的正负主要由这两方面效应的
总和结果来决定，轻水堆中它与栅格VH2o/VUo2比值密切相关。
慢化剂温度系数在轻水堆
中它与栅格VH2o/VUo2的比
值密切相关。
在设计要求选取：
VH2o/VUo2< (VH2o/VUo2 )kmax
以保证慢化剂温度系数为
负值。
铀–水栅格增殖因数 与 (NH/NU)的关系
（a）p，f与 的关系；（b） 与 的关系
慢化剂负温度系数有利于反应堆功率的自动调节。
外界负荷减少，汽轮机的控制阀自动关小，进入堆芯水温升高，
反应性降低，功率降低。
外界负荷增加，汽轮机的控制阀自动开大，进入堆芯水温降低，
反应性增大，功率升高。
8.1.4 其它反应性系数
 空泡系数
在冷却剂中所包含的蒸汽泡的体积百分数称为 空泡份额
(x),冷却剂的空泡份额变化百分之一所引起的反应性变化，
为空泡系数

M
V 
x
空泡份额增大时，有如下三种效应：
 冷却剂有害中子吸收减小,正效应
 中子泄漏增加,负效应
 慢化能力变小，能谱变硬,可以正也可以是负效应
总的净效应是上述效应的叠加,热堆（轻水堆）一般为
负，快堆可能为正。
表8-2 几种堆型的反应性系数
反应性系数
沸水堆
压水堆
重水堆
高温气冷
堆
钠冷快堆
燃料温度系数
10–5/K
–4~–1
–4~–1
–2~–1
–7
–0.1~–0.25
慢化剂温度系数
10–5/K
–50~–8
–50~–8
–7~–3
1.0
空泡系数
10–5/%功率
–200~100
0
0
0
–12~20
功率系数
堆芯内部燃料温度及其变化等是不能直接测量的，实际
运行中通常以功率作为观测量。因此定义单位功率变化所
引起的反应性变化称为功率反应性系数。

P

d
dP


i
 

 T
 i
   Ti     x
F TF
M TM
M x









T
T
V
 P

x

P

P

P
P


功率发生变化时，堆内燃料温度、
慢化剂温度和空泡份额都将发生
变化，所以用功率系数来表示反
应性系数更为直接。
功率系数不仅与反应堆核特
性相关，与热工水力特性也有关。
是所有反应性系数变化的综合。
寿期末的功率系数比寿期初的
小很多，寿期末硼浓度比寿期初
硼浓度低，和寿期末堆芯重同位
素（中子吸收体）的积累所致。
为保证反应堆安全、稳定地运行，功率系数在整个寿期内
一般应为负值。
从核电厂运行角度看，更有意义的是功率系数的积分效应，
即功率亏损。“亏损”非指功率的亏损，指当反应堆功率提升
时，向堆芯引入的负的反应性效应。是反应性亏损，而非功
率的亏损。功率亏损   PD 指从零功率变化到满功率时的反应
性的变化，
  PD 

P0
0
d
dP
dP
当反应堆功率提升时，需向堆芯引入一定量正反应性，补偿
功率亏损引入的负反应性，才能维持堆在新功率水平下稳定
功率运行。
8.1.5 温度系数的计算
温度系数实际上需要进行不同燃料或慢化剂温度下的临界计
算，求出相应的keff，从而得出keff与T的比值，即温度系
数。计算精度与所取得温差大小有关，计算时所取的温差越
小所得温度系数越高。但温差很小时，有可能使在这一温差
下计算的keff与keff本身的误差相当，反而影响计算的准确
度。微扰理论求解温度系数可以得到比较可靠的结果。
8.2 反应性控制的任务和方式
8.2 .1 反应性控制中所用的几个物理量
 剩余反应性：堆芯中没有任何控制毒物时的反应性，用
ex表示。控制毒物是指反应堆中用于反应性控制的各种
中子吸收体，如控制棒、可燃毒物和化学补偿毒物等。反
应堆剩余反应性的大小与反应堆运行时间和状态有关。新
堆芯在冷态无中毒情况下，它的剩余反应性最大。
 控制毒物价值：某一控制毒物投入堆芯所引起的反应性变
化量， 以i表示。
 停堆深度：当全部控制毒物都投入到堆芯时，反应堆所
达到的负反应性，以s表示。
为保证反应堆安全，要求在热态、平衡氙中毒工况下，应
有足够大的停堆深度。否则当堆芯逐渐冷却和135Xe逐渐衰变
后反应性逐渐增加，停堆深度逐渐减少，堆芯由可能由重新
恢复到临界或超临界状态。
压水堆要求，一束具有最大反应性的控制棒被卡在堆外
的情况下，冷态无中毒时的停堆深度必须大于2 至 3 $。
总的被控反应性：总的被控反应性等于剩余反应性与停堆
深度。表 8-3 列举了几种主要堆型的各种反应性。
热中子反应堆的剩余反应性和总的被控反应性都远大于
快中子反应堆的反应性。

 ex
s
表 8-3 几种主要堆型的各种反应性
重水堆
高温气
冷堆
钠冷快
堆
0.293
0.075
0.128
0.050
在运行温度时
0.248
0.065
在平衡氙和钐时
0.181
0.035
0.073
反应性
在时
清洁堆芯
的剩余反
应性
控制毒
物价值
沸水堆 压水堆
0.25
总的被控制价值
0.29
0.32
0.125
0.210
0.074
控制棒总价值
0.17
0.07
0.035
0.11
0.074
可燃毒物总价值
0.12
0.08
0.09
0.10
0.05
0.082
0.024
0.137
0.037
化学补偿总价值
冷态和清洁堆芯
停堆深度
0.037
热态和平衡氙、
钐时
0.17
0.04
0.03
0.14
8.2.2 反应性控制的任务
反应性控制的主要任务：
 确保安全前提下控制剩余反应性，满足长期运行的需要。
 通过控制毒物适当的空间布置和最佳的提棒程序，使反应
堆在整个寿期内保持较平坦的功率分布，尽量降低功率峰
因子。
 在外界负荷变化时，能调节反应堆功率，使它能适用外界
负荷变化。
 反应堆事故时，能迅速安全停堆，并保持适当的停堆深度。
反应堆控制的分类：
紧急控制
反应堆需要紧急停堆时，能够迅速引入大的负反应性，并快
速停堆，并达到一定的深度。要有停堆系统由极高的可靠性。
功率调节
外界负荷或堆芯温度变化时，反应堆的控制系统必须引入一
个适当的反应性，以满足功率调节的需要，要求操作简单又
灵活。
补偿控制
反应堆初期剩余反应性比较大，因而堆芯中必须引入较多
的控制毒物，控制毒物变化应该很缓慢。
8.2.3
主要控制方法有：
改变堆内中子吸收
改变中子慢化性能
改变燃料的含量
改变中子泄漏
主要控制方式有：
控制棒控制
固体可燃毒物控制
化学补偿控制
反应性控制的方式
8.3 控制棒控制
8.3.1 控制棒的作用和一般考虑
控制棒是中子强吸收体,移动速度快、操作可靠、使
用灵活、控制反应性准确度高。控制棒是堆芯紧急控制和
功率调节所不可缺少的部件。主要控制反应性快速变化。
主要控制下面的反应性变化：
燃料的多普勒效应；慢化剂的温度效应和空泡效应；变
工况时瞬态氙效应；硼冲稀效应；热态停堆深度。
不同的反应堆，其控制棒形状与尺寸也不同：
石墨和重水反应堆，采用粗棒或套管形式的控制棒。
沸水反应堆，采用十字形控制棒。
压水堆，束棒式控制棒，20~24根很细的控制棒。
对控制棒材料的要求：
大的中子吸收截面，包括热中子及超热中子吸收截面。
压水堆采用 Ag（80%）- In（15%）- Cd （5%）。
较长的寿命，单位体积吸收体原子核密度大、吸收中子
后形成的子核吸收截面也大。
抗辐照、抗腐蚀和良好的机械性能，同时价格便宜等。
表8-4 控制棒用材料核特性
同位素
丰度/%
107Ag
51.8
109Ag
( a ) 共 振 / b
E r / eV
45
630
16.6
48.2
92
12500
5.1
113Cd
12.3
20000
7200
0.18
113In
4.2
12
—
—
115In
95.8
203
30000
1.46
174Hf
0.18
390
—
—
176Hf
5.2
<30
—
—
177Hf
18.5
380
6000
2.36
178Hf
27.14
75
10000
7.80
179Hf
13.75
65
1100
5.69
180Hf
35.24
14
130
74.0
( a ) 热 / b
8.3.2 控制棒价值的计算
控制棒价值的计算比较复杂,需要进行反应堆的临界计算,
分别计算有控制棒存在和没有控制棒存在时反应堆的反应
性，两种情况之差即所求的控制棒的反应性价值。
图8-4 压水堆控制棒束和控制棒超栅元
压水堆的控制棒一般做成细棒束形式布置在燃料组件里。
每个燃料组件有20~24根控制棒。控制棒与周围水组成“控制
棒栅元”，与周围8个燃料栅元均匀混合构成的附加层，形成
所谓“超栅元”。利用第六章的积分输运理论方法求解中子通
量密度、均匀化截面、控制棒价值等。
8.3.3 控制棒插入深度对控制棒价值的影响
反应堆设计和运行中要知道控制棒插入堆芯不同深度时
控制棒的价值。这可以分别计算有控制棒存在和没有控制棒
存在时反应堆的反应性，两者之差即为不同深度时控制棒的
价值。但下面用微扰理论来对这个问题进行计算，对于强吸
收棒，微扰理论不适用，仅能对其相对价值进行估计。
在裸圆柱形反应堆中心轴处插入控制棒。
控制棒插入前，堆芯扩散方程为：
  D     a 
1
k
 f   0
( 8  14 )
控制棒插入堆芯时，其效应可看作是芯
部产生了微扰。在插入棒的局部体积VP
内，宏观截面由Σa 变为
Σaˊ= Σa +δΣa
 a
 a , p ,
 

0  z  Z,
0,
0 r  a
其它区域
受扰动后堆芯k变为k+δk，而中子通量
密度也发生微小变化，扩散方程变为
  D     (  a    a )  
1
k  k
 f    0
( 8  16 )
在反应堆中心处，
部分插入的控制棒
用ϕˊ和ϕ 分别乘（8-14）和（8-16）式，并对堆芯积分，
并利用
1
k  k
1


k (1   k / k )
1
(1 
k
k
k
) 
1
(
k
1
)
k
把积分后的结果相减便可得到
 (   D       D   ) dV


V
1
a
  dV   ( )    f   dV  0
k
VP
( 8  18 )
V
根据高斯定理，和反应堆外表面中子通量密度等于零，可得：
 (   D       D   ) dV
   ( D     D   )  ndS  0
V
利用
S
 k 1
1
   
    
 k 
k

 
   a   dV
VP

V
f
  dV
可得：
2



 a dV

VP

V
 dV
2
f
( 8  20 )
作为一级近似，可以认为ϕˊ近似等于ϕ。这样控制棒插入深度
a Z
Z时的控制棒价值为：
 a ,P
 (Z )  

2  r ( r , z ) drdz
2
0 0
2



( r , z ) dV
f

V
对于裸圆柱体反应堆内的中子通量密度分布：
 2 . 405

 z 
 ( r , z )  AJ 0 
r  sin 

R


 H 
带入（8-20）式给出：
 (Z )
 (H )
Z

 sin
0
2
 z 

 dz /
 H 
H
 sin
0
2
1
2 Z 
 z 
 Z
dz


sin


H
H
2
H 



Ρ（H）为控制棒全插时的控制棒价值，可求解临界方程或
实验确定。上式时相对价值，所以对强吸收剂的控制棒也适
用。
插入堆芯不同深度的控制棒价值常用控制棒的积分价值和
微分价值来表示：
控制棒的积分价值
当控制棒从一初始参考位置插入到
某一高度时，所引入的反应性称为
这个高度上的控制棒积分价值。参考
位置选择堆芯顶部，则插棒向堆芯
引入负反应性。随着棒不断插入，所
引入的负反应性也越大。积分价值在
棒位处于顶部时等于零。
典型的控制棒积分价值曲线
控制棒的微分价值
反应堆运行时，我们不仅需要知道插入到不同深度时的
价值，而且还需要知道控制棒在堆芯不同高度处移动单位
距离所引起的反应性变化，即控制棒的微分价值。
控制棒的微分价值的表示形式为：
c 
d
dz


H
控制棒位于顶部与底部时，
非线性关系
中部，微分价值较大，近似线
性关系。
反应堆中调节棒的调节段一般
都选择在堆芯的轴向中间区段。
典型的控制棒微分价值曲线
8.3.4 控制棒间的干涉效应
反应堆由很多控制棒，控制
棒同时插入时，总价值并不一
定等于各根控制棒单独插入时
的价值总和。因为，控制棒的
价值和它插入处的中子通量密
度大小密切相关。
一根控制棒插入堆芯后将引起
堆芯中中子通量密度分布的畸
变，也就会影响其它控制棒的
价值。这种现象成为控制棒的
干涉效应。
控制棒插入堆芯后对径向
中子通量密度分布的影响
┅┅无控制棒时中子通量密度的分布；
——控制棒插入堆芯后中子通量密度的分布
两根控制棒相距较近时，两根
同时插入的总价值比它们单独
插入时价值的总和要小。
两根控制棒相距较远时，两根控
制棒同时插入所得的价值比单独
插入所得的价值总和要大。
堆芯设计时，应使控制棒的间距
大于热中子扩散长度。
两根对称偏心控制棒的干涉效应
——两根偏心控制棒同时插入时的价值；
┅┅单根偏心控制棒插入时价值的两倍
8.3.5 控制棒插入不同深度对堆芯功率分布的影响
控制棒插入不同深度不仅影响
控制棒的价值,而且也影响堆
芯中的功率分布。堆芯设计中
需考虑控制棒插入不同深度时
所引起功率分布的变化，使功
率峰因子不超过规定值。
控制棒的插入深度对轴向中子通量密度分布的影响
可采用部分长度控制棒和
控制棒的合理布置使堆芯功率分布得到展平。寿期初期，堆
芯有较大的剩余反应性，控制棒插入比较深。有控制棒的区
域，中子通量密度比较低，没有控制棒的底部，形成峰
值。随着反应堆的运行，控制棒不断向外移动，到堆芯寿期
末，控制棒提到顶部，中子通量密度峰值也到了顶部。
8.4 可燃毒物控制
8.4.1 可燃毒物的作用
对于动力反应堆，新堆芯初始剩余反应性较大。
 如果全采用控制棒补偿这些剩余反应性，就需要很多控制
棒，每一控制棒需一套复杂驱动装置；并要在压力容器开
许多孔，使压力容器强度受影响。
 如全部采用化学补偿控制补偿这些剩余反应性，硼浓度可
能超限值，慢化剂系数可能为正值。
 一般采用三种方式联合控制，控制棒、可燃毒物棒、化学
补偿毒物，以减少对控制棒的需求。
对可燃毒物要求：
有较大吸收截面，由于消耗可燃毒物而释放出的反应性基本
要与燃料燃耗所减少的剩余反应性相等。
可燃毒物中吸收中子后其产物的截面要尽可能的小。
堆芯寿期末可燃毒物残余量尽可能少以免影响堆芯寿期。
可燃毒物及结构材料有良好的机械性能。


作为可燃毒物主要元素有硼(B)和钆(Gd)。它们可以：
掺加到燃料棒中和燃料混合在一起。
做成管状、棒状或板状元件，插入到燃料组件中。
在压水堆中应用最广泛的是硼玻璃，在堆芯寿期末，硼
基本上被烧尽。留下的玻璃吸收截面比较小，对堆芯寿期的
影响不大。
8.4.2 可燃毒物的布置及其对反应性的影响
 均匀布置情况
首先分析可燃毒物与慢化剂和燃料均匀混合的情况。假
设堆芯没有中子的泄露，燃料和可燃毒物核密度随时间的变
化方程为：
dN
F
(t )
 
dt
dN P ( t )
dt
dN
FP
上式对时间积分可得：
 (t ) N F (t )
  a , P ( t ) N P ( t )
(t )
dt
a ,F
 rFP  f  ( r )   a , FP  ( t ) N FP ( t )
N F ( t )  N F ( 0 ) exp[   a , F F ( t )]
N P ( t )  N P ( 0 ) exp[   a , P F ( t )]
N FP ( t ) 
rFP 
f
 a , FP
其中
F (t ) 
t
  ( t ) d t 
0
为中子注量
{1  exp[   a , F F ( t )]}
假设堆芯中没有中子泄露,而且慢化剂、冷却剂和结构材料
等宏观吸收截面ΣKa与时间无关，堆芯的keff 为：
k (t ) 
N F ( t )
F
f
N F ( t ) a , F  N P ( t ) a , P   a  N FP ( t ) a , FP
K
将NF(t), NP(t), NFP(t), 带入上式可
得到不同可燃毒物吸收截面情况下
有效增殖因数随时间变化曲线。假
设初始有效增殖因数都相同并等于
Kex。
在不同 σa,p的情况下,k(t) 与t 的关系
希望采用吸收截面比较小的可燃毒物。 但采用吸收截面
比较小的可燃毒物，可燃毒物消耗比较慢，则在堆芯寿期末
将还有较多的毒物残留在堆内，它们对中子的有害吸收将使
堆芯的寿期缩短，称为寿期亏损。
最理想情况是: 在堆芯寿期初,可燃毒物的吸收截面不要
太大,以减少有效增殖因子偏离初始值的程度, 但随着可燃毒
物的消耗, 要求它的吸收截面逐渐增大, 以减少在堆芯寿期末
堆芯内可燃毒物的残留量。 采用非均匀结构的可燃毒物可以
解决这类问题。
可燃毒物的非均匀布置情况
把可燃毒物集中做成棒状、管状或板状元件，插入堆芯，
就形成可燃毒物的非均匀分布。这样可使可燃毒物形成强的
自屏效应，使可燃毒物的有效吸收截面减少。在非均匀结构
下，可燃毒物的燃耗方程为：
dN P ( t )
dt
可燃毒物自屏因子
可燃毒物有效截面
f s (t ) 
  f s ( t ) a , P  ( t ) N P ( t )
可燃毒物中的平均中子
通量密度
燃料 - 慢化剂中平均中子通量
 a , eff  f s ( t ) a , P
P
密度
可燃毒物的自屏效应随时间变化
图中表示可燃毒物的自屏效应随反应堆运行时间的变化。
左图表示不同时刻，慢化剂和可燃毒物中的中子通量密度分
布。右图表示可燃毒物的有效微观吸收截面、宏观截面和可
燃毒物的核密度随运行时间的变化。
图8-14 表示可燃毒物不同分
布对keff的影响。
堆芯寿期条件相同时，有
可燃毒物时的初始keff值比无
可燃毒物时要小，所以控制
棒所需控制的反应性减小。
当可燃毒物非均匀布置时，
keff在堆芯寿期内，最大值可
以做到不超过初始值。
可燃毒物对有效增殖因数的影响
1—可燃毒物非均匀布置；
当可燃毒物均匀布置时，
2—可燃毒物均匀布置；
keff最大值大大超过初始值。
3—无可燃毒物
因此，在以上三种情况中，
可燃毒物非均匀布置时，反应堆所需要的控制棒数目为最少。
同时可做到可燃毒物反应性的释放与燃料燃耗所引起的
反应性损失相匹配。
另外，可燃毒物非均匀布置不仅可以补偿剩余反应性，
而且还可以起到展平径向功率分布的作用。
8.5 化学补偿控制
在压水堆一回路冷却剂中加入可溶性化学毒物，以替代
控
制棒的作用，称为化学补偿控制。
对化学毒物的要求：
能溶解于冷却剂，化学及物理性质稳定
较大的吸收截面
对堆芯结构部件无腐蚀性且不吸附在部件上
硼酸作为化学毒物可满足上述要求！
化学补偿控制主要补偿下列慢变化的反应性：
反应堆从冷态到热态，慢化剂温度效应所引起的反应性变化；
裂变同位素燃耗和长寿命裂变产物累积所引起的反应性变化；
平衡氙和平衡钐所引起的反应性变化。
从表8-3可知，对于压水堆，这三种控制方式所控制的反应性分
配中，以化学补偿控制的反应性最大。
表8-3 几种主要堆型的各种反应值
清洁堆芯
的剩余反
应性  ex
控制毒
物价值
沸水堆
压水堆
重水堆
在时
0.25
0.293
0.075
在运行温度时
0.248
0.065
在平衡氙和钐时
0.181
0.035
0.073
钠冷
快堆
0.050
0.037
总的被控制价值  
0.29
0.32
0.125
0.210
0.074
控制棒总价值
0.17
0.07
0.035
0.11
0.074
可燃毒物总价值
0.12
0.08
0.09
0.10
0.05
0.082
0.024
0.137
0.037
化学补偿总价值
停堆深度 
s
高温气
冷堆
0.128
反应性
冷态和清洁堆芯
热态和平衡氙、钐时
0.17
0.04
0.03
0.14
化学补偿控制优点：
化学毒物在堆芯分布均匀不引起功
率畸变，而且与燃料分区配合，降
低功率峰因子，提高平均功率密度。
硼浓度可根据运行需要调节，而固
体可燃毒物不可调节。
化控不占栅格位置，不需驱动机构
等，简化堆结构，提高经济性。
在不同硼浓度下，慢化剂温度系数
化学补偿控制缺点:
与慢化剂温度的关系
1——0 ；2——500 ；3——1 000 ；
硼浓度改变需一定时间，
4——1500 ；5——2000
仅能控制慢变化反应性。
加硼和释硼需要一套附加设备系统。
慢化剂中硼浓度对慢化剂温度系数又显著的影响。
图8-16 可以看出水中硼浓度超过某一值时，有可能使
慢化剂温度系数出现正值。
慢化剂温度系数还与慢化剂温度
有关，慢化剂温度较低时，硼浓度
超过500µg/g，就有可能出现正的慢
化剂温度系数。
在反应堆设计时，要求慢化剂温度
系数不出现正值， 这就限制了堆芯中
允许的硼浓度。
压水堆设计中，硼浓度取在
1300~1400 µg/g 以下。
在不同硼浓度下，慢化剂温度系数
与慢化剂温度的关系
1——0 ；2——500 ；3——1 000 ；
4——1500 ；5——2000
硼微分价值：
硼浓度对堆芯反应性的补偿效率的度量用硼微分价值
表示，它等于堆芯冷却剂中单位硼浓度变化所引起的堆芯
反应性变化量，
H 

C B
Δρ为堆芯反应性变化量，ΔＣB为堆芯硼浓度变化。硼微
分价值为负值，其绝对值一般随堆芯硼浓度增加、冷却剂
温度升高和燃耗增加而减小。
在反应堆运行过程中，由于燃耗的加深，负荷的变化或
平衡氙的变化导致堆芯反应性的变化，需要向冷却剂系统
注入高浓度的硼溶液或纯水以达到提高或稀释硼浓度，达
到增加或减少反应性的目的。
注入高浓度硼溶液系统硼浓度的变化速率为：
dC
B
dt
 (C H  C B )
当系统稀释时，CH=0,因而有
w
（8-35）
V
dC
B
dt
 C B
w
V
现在观察加硼和稀释硼时反应性的变化，对于硼浓度的微小
变化，可以认为并不引起功率空间分布和中子能谱的显著变
化，因此反应堆的增殖因子或反应性是随浓度做线性变化：
  0   H CB
αH为硼的微分反应性价值，对时间微分
d
dt
H
dC
B
dt
利用（8-35），得到
d
dt
  H (C H  C B )
w
V
（8-38）
上式是加硼或硼稀释（ CH=0 ）时所引起的反应性变化。
由于硼溶液注入和抽出的速度有限，因而所补偿反应性的
速度也受限制，所以化学补偿控制主要用于补偿反应性的缓
慢变化，如燃耗，裂变产物的积累和慢化剂温度的变化。
一般初始功率的瞬变先靠控制棒结合来调节，而后的反
应性借助化学补偿控制来补偿。
随反应堆运行，堆芯中
反应性逐渐减小，必须
不断降低硼浓度，使堆
芯保持在临界状态。此
时的硼浓度称为
临界硼浓度。
临界硼浓度随燃耗深度变化曲线
临界硼浓度随燃耗而逐渐减小，它对慢化剂温度系数的
影响也逐渐减小，慢化剂负温度系数的绝对值随燃耗深度
增加而逐渐地增大。
慢化剂温度系数随燃耗深度的变化规律与临界硼浓度随
燃耗深度变化规律很相似。
压水堆慢化剂温度系数随燃耗深度变化