CANDU6重水堆乏燃料干式貯存技術(shù)優(yōu)化研究及應(yīng)用

徐 珍，左巧林，干富軍，楊 萍

(上海核工程研究設(shè)計院有限公司，上海 200233)

根據(jù)IAEA的統(tǒng)計，截至2012年年底，全球核電廠已經(jīng)產(chǎn)生了超過35萬噸的乏燃料，并且繼續(xù)以1.05萬噸/年的速度增加。而在我國，按照當前的核電發(fā)展情況分析，到2020年，乏燃料的年產(chǎn)生量將超過1 000噸鈾，乏燃料的累積量將超過7 000噸鈾[1]。乏燃料的大量累積給核電發(fā)展帶來了嚴峻挑戰(zhàn)。在乏燃料后處理發(fā)展相對緩慢的情況下，乏燃料離堆貯存是解決這一問題的重要出路。乏燃料離堆貯存主要有濕式貯存和干式貯存兩種方式。

目前加拿大、德國、美國、英國、日本和俄羅斯已采用或計劃采用干式貯存這一乏燃料離堆貯存方式。

其中，加拿大主要有三種干式貯存設(shè)施：加拿大原子能公司的混凝土罐和氣冷貯存模塊，安大略電力公司的干式貯存容器[2]。

德國的乏燃料貯存主要分為在堆的乏燃料中間貯存設(shè)施，戈萊本和阿豪斯的集中貯存設(shè)施、魯本和 Jülich 的貯存設(shè)施等[3]。

美國的乏燃料干式貯存設(shè)計主要為螺栓連接或焊接的鋼筋混凝土容器[4]。美國Holtec公司的乏燃料干式貯存設(shè)施為混凝土筒倉式乏燃料干式貯存設(shè)施，包括:多用途內(nèi)罐、場內(nèi)轉(zhuǎn)運容器、儲存外包裝三部分[5]。

英國采用了美國 Holtec公司設(shè)計的可裝載 24 組乏燃料組件的干式貯存設(shè)施來解決其乏燃料從乏燃料水池中卸出后的貯存問題[6]。

日本幾乎所有的乏燃料都貯存在核電站和研究堆內(nèi),大部分采用在堆濕式貯存,少部分采用干式貯存。在 2011 年 3 月福島核事故后,在陸奧地區(qū)開始啟動乏燃料干式貯存設(shè)施的建設(shè)[7]。

俄羅斯的乏燃料均在西伯利亞克拉斯諾亞爾斯克附近的熱列茲諾戈爾斯克進行貯存,那里有一個為未完工的 RT -2 后處理廠建造的大型乏燃料水池。 同時,計劃建造一個大的乏燃料干式貯存設(shè)施,以應(yīng)對乏燃料累積的問題。

而我國基本上都采用濕式貯存，秦山第三核電有限公司(秦山三廠)建立了國內(nèi)第一個離堆的乏燃料干式貯存設(shè)施，即模塊式空氣冷卻貯存技術(shù)(簡稱QM-400模塊)。該技術(shù)源于加拿大原子能公司的氣冷貯存模塊[8]。

秦山三廠前期建設(shè)的第一至第四個QM-400模塊，采用了加拿大原子能公司20世紀90年代的氣冷貯存模塊，其設(shè)計方案存在如下問題：

(1)缺乏針對QM-400的試驗數(shù)據(jù)作為驗證依據(jù)，導致QM-400設(shè)計方案過于保守；

(2)QM-400的混凝土墻體部分需要采用隔熱板進行保護，但隔熱板有效保護期很短，利用效率很低。同時，由于布置在干式貯存模塊側(cè)墻的隔熱板由膨脹螺絲固定，即使是在模塊設(shè)計壽期內(nèi)，也會有掉落而堵塞進氣口導致事故的風險。

針對以上問題，需要開展以取消QM-400模塊混凝土墻體內(nèi)表面隔熱板為主要目的的技術(shù)優(yōu)化研究。 此外，國內(nèi)設(shè)計院曾對采用CATHENA程序進行QM-400模塊取消隔熱板分析的可行性進行了論證，如參考文獻[9]所述。在此基礎(chǔ)上，本文針對以QM-400早期技術(shù)存在的兩大問題，采用了如下優(yōu)化方案：

(1)依據(jù)秦山三廠對其首個QM-400模塊長達四年的實測溫度數(shù)據(jù)，對QM-400的設(shè)計模型進行標定，建立了完整的實測數(shù)據(jù)驗證技術(shù)和驗證標準；

(2)采用經(jīng)過試驗數(shù)據(jù)標定后的設(shè)計模型(CATHENA程序和CFD程序模型)進行安全論證，取消了QM-400模塊混凝土墻內(nèi)壁面上的隔熱板。

本文的CANDU6重水堆乏燃料干式貯存技術(shù)優(yōu)化研究已獲得了國家核安全局許可，應(yīng)用本研究成果的秦山三廠QM-400第五、六號模塊已安全運行超過兩年，秦山三廠后續(xù)十個QM-400模塊也將應(yīng)用本研究成果。經(jīng)過技術(shù)優(yōu)化后的QM-400模塊，避免了其運行過程中由于隔熱板掉落而導致進風口堵塞而產(chǎn)生的安全風險，同時可節(jié)約大量的建造成本。

1 分析方法

QM-400模塊采取非能動設(shè)計，通過乏燃料衰變熱加熱空氣，形成自然循環(huán)，將乏燃料衰變熱傳導到大氣環(huán)境中，確保燃料包殼、混凝土等結(jié)構(gòu)滿足溫度限值要求，從而保證模塊及乏燃料完整性。

秦山三廠單個QM-400模塊是總體尺寸為22 m×13 m×7.6 m的長方體模塊。由混凝土側(cè)墻、端墻和頂板組成其外部結(jié)構(gòu)，單個模塊內(nèi)部設(shè)計了4×10個貯存筒，每個貯存筒可以貯存10個燃料籃?？傆嬁梢再A存24 000個燃料棒棒束。為減少輻照劑量率，進風口和出風口均設(shè)計成迷宮結(jié)構(gòu)，貯存模塊兩側(cè)各設(shè)5個進風口(下部)和6個出風口(上部)。QM-400模塊結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 QM-400乏貯設(shè)施實體結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure Diagram for QM-400

QM-400模塊的設(shè)計壽命是50年，根據(jù)早期保守的熱工評價，為保證混凝土墻體內(nèi)表面溫度不超限，需要在混凝土側(cè)墻和頂板內(nèi)表面鋪設(shè)隔熱板。但是混凝土墻體需要隔熱板保護的時間僅為3.5年，即在3.5年后，由于乏燃料衰變熱減小，混凝土受熱下降，即使沒有隔熱板也不會導致其溫度超過限值要求。故隔熱板有效保護期很短，利用效率很低。根據(jù)第一個貯存模塊的測溫系統(tǒng)實測溫度的統(tǒng)計規(guī)律可知，貯存模塊四周的混凝土實際溫度不高，并不需要隔熱板的保護。在夏季環(huán)境溫度最高時，頂板中心部位(混凝土溫度最高的區(qū)域)隔熱板為負溫差，說明此時頂板隔熱板對混凝土不起保護作用。同時，由于布置在干式貯存模塊側(cè)墻的隔熱板由膨脹螺絲固定，即使是在模塊設(shè)計壽期內(nèi)，也會有掉落而堵塞進氣口導致事故的風險。

本課題采用保守的一維流體CATHENA程序CATHENA，作為安審取證安全分析工況的主要計算工具。建立QM-400的分析模型，對隔熱板是否可以取消進行研究論證。同時采用三維流體CFD程序?qū)ATHENA程序的分析結(jié)論進行驗證。

本文對QM-400模塊的技術(shù)優(yōu)化研究方法包括如下幾個方面。

(1)對QM-400現(xiàn)場的熱電偶實測數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計學處理，得到模塊各關(guān)鍵區(qū)域?qū)崪y溫度與環(huán)境條件相關(guān)的統(tǒng)計規(guī)律。實測溫度統(tǒng)計規(guī)律疊加測量誤差后作為校準QM-400模塊設(shè)置有隔熱板情況下CATHENA程序和CFD程序模型的依據(jù)。

(2)根據(jù)QM-400模塊特點建立CATHENA程序和CFD程序計算模型，根據(jù)QM-400現(xiàn)場熱電偶測量溫度統(tǒng)計規(guī)律值對設(shè)置有隔熱板的CATHENA程序和CFD程序模型內(nèi)的關(guān)鍵參數(shù)(如模塊內(nèi)流場的對流換熱系數(shù)等)進行修正，使得CATHENA程序和CFD程序模型在保證其保守性的基礎(chǔ)上，更能體現(xiàn)模塊的實際情況。

采用調(diào)整后的CATHENA程序模型進行QM-400模塊優(yōu)化后全面的安全分析(CATHENA程序?qū)δK中間部分建模計算)。同時采用CFD程序模型進行QM-400模塊取消隔熱板后典型工況熱工安全分析的獨立驗算。為了評估QM-400模塊取消隔熱板后是否仍能滿足安審取證安全分析工況的驗收準則要求，考慮極端夏天和冬天條件下QM-400模塊正常運行和事故工況進行安全分析。

1.1 流動和傳熱過程

QM-400模塊空氣冷卻的流動路徑如圖2所示。

圖2 QM-4000乏貯設(shè)施立面示意圖Fig.2 Elevation Sketch for QM-400

外部冷空氣從QM-400模塊混凝土側(cè)墻底部入口流入模塊內(nèi)部空間，被貯存筒外壁面加熱后溫度增加，密度減小，在提升壓降的作用下從底部上升，通過混凝土側(cè)墻上部出口流出模塊。隨著外部空氣的不斷流入，貯存筒大部分熱量通過空氣的自然循環(huán)流動帶出，少部分熱量通過熱輻射和空氣的自然對流傳遞給混凝土墻，再通過混凝土墻的熱傳導傳遞給外部大氣。如果混凝土側(cè)墻和頂板內(nèi)表面設(shè)置有隔熱板，則隔熱板接受貯存筒通過熱輻射和自然對流傳遞的熱量，然后傳遞給混凝土墻體，后續(xù)傳入外部空氣。在取消隔熱板的條件下，混凝土側(cè)墻和頂板內(nèi)表面直接接受貯存筒通過熱輻射和自然對流方式傳遞的熱量，通過熱傳導傳遞給外部空氣。

1.2 數(shù)學模型

采用CATHENA程序建立QM-400模塊的安全分析計算模型?；炷羵?cè)墻進、出口、混凝土側(cè)墻內(nèi)壁，混凝土頂板和底板內(nèi)表面以及貯存筒外表面形成空氣流道，根據(jù)數(shù)學模型需要劃分成十個控制容積，貯存筒為主要熱源，沿軸向劃分為十個節(jié)點，每個節(jié)點對應(yīng)一個燃料籃。每個流道控制容積對應(yīng)一個貯存筒節(jié)點。此外，為進行熱傳導計算，對混凝土側(cè)墻在其厚度和高度方向、頂板在其厚度和寬度方向進行節(jié)點劃分(見圖3)。如果設(shè)置有隔熱板，則隔熱板在其厚度和截面方向進行節(jié)點劃分。

圖3 CATHENA程序模擬QM-400模塊示意圖Fig.3 Sketch Map for CATHENA Code Simulation for QM-400

對于每個控制容積，由于其中所有流體都為不凝性氣體空氣，則其質(zhì)量守恒方程如下：

(1)

動量守恒方程如下：

(2)

能量守恒方程如下：

(3)

其中：

式中：A——控制容積流通面積，m2；

αg——氣體空泡份額，即：兩相混合物流經(jīng)任一截面時氣相所占的面積與通道截面積之比；

ρg——氣體密度，kg/m3；

vg——氣體流速，m/s；

z——流動方向上的長度，m；

Pg——氣體壓力，Pa；

hg——氣體焓值，J/kg；

Pi——交界面壓力，Pa；

vgi——交界面流速，m/s；

mgi——對應(yīng)單位體積的交界面質(zhì)量傳遞速率，kg·m-3·s-1；

τgw——單位長度上作用于氣相的壁面剪切力，Pa/m；

τgi——單位長度上的交界面剪切力，Pa/m；

qgw——傳遞給單位體積氣體的熱功率，W/m3；

qgi——傳遞給對應(yīng)單位體積交界面的熱功率，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——附加物質(zhì)密度，kg/m3；

v*——與ρAP相關(guān)的流速，m/s；

vf——液體流速，m/s，在QM-400模塊中，流體都為空氣，不存在液體，因此液體流速為零。

空氣與QM-400模塊貯存筒外表面、混凝土墻體內(nèi)、外表面的換熱為自然對流換熱，選用Modified Chen對流傳熱關(guān)系式進行計算。QM-400模塊的空氣物性在該關(guān)系式適用范圍內(nèi)，采用Modified Chen對流傳熱關(guān)系式對模塊內(nèi)空氣自然對流的換熱系數(shù)進行計算是合適的。Modified Chen對流傳熱關(guān)系式詳細如下：

h=C(|Tw-Tf|)POR

(4)

(5)

在水平流動情況下，COR=0.525，POR=0.25；在豎直流動情況下：COR=0.135，POR=0.333 333 33。

式中：h——傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1；

CCOR——McAdams傳熱關(guān)系式中的系數(shù)；

Kf——單相液體熱傳導系數(shù)，W·m-1·℃-1；

Cp——流體定壓熱容，J·kg-1·K-1；

βf——交界面壓差，Pa；

μf——液相絕對速率，kg·m-1·s-1；

De——通道當量直徑，m。

2 分析條件和主要參數(shù)

2.1 QM-400現(xiàn)場1號模塊實測

QM-400現(xiàn)場1號模塊測溫系統(tǒng)28個典型位置熱電偶布置如圖4所示，實測溫度如圖5至圖7所示?？紤]到實測數(shù)據(jù)受太陽光照，雨水以及大風等的影響，因此去除了離散度較大的點進行統(tǒng)計學處理。實測溫度統(tǒng)計規(guī)律疊加測量誤差后作為校準QM-400模塊設(shè)置有隔熱板情況下CATHENA程序和CFD程序模型的依據(jù)。

圖4 QM-400 1號模塊熱電阻布置剖面圖Fig.4 Thermal Resistance Arrangement Profile for No.1 module of QM-400注：空氣進出口溫度測點(共4個，圖中以●表示)；混凝土表面溫度測點(共17個，圖中以■表示)； 貯存筒外表面溫度測點(共7個，圖中以▲表示)

圖5 貯存筒外壁不同標高溫度隨環(huán)境溫度的變化Fig.5 Variation of Temperature on the Outer Wall of Storage Cylinders with Environmental Temperature

圖6 模塊中央部位頂板內(nèi)壁和隔熱板內(nèi)側(cè)溫度變化趨勢Fig.6 Variation of Temperature on the Inside Wall of Roof and Board Insulation with Environmental Temperature

圖7 模塊中央部位頂板內(nèi)壁和外表面溫度變化趨勢Fig.7 Variation of Temperature on the Inside and Outside Wall of Roof with Environmental Temperature

2.2 分析程序模型校準

采用四個典型環(huán)境溫度下現(xiàn)場典型位置的112個實測溫度對設(shè)置有隔熱板的CATHENA程序和CFD程序模型進行校準。CATHENA程序模型調(diào)整關(guān)鍵參數(shù)比對如表1所示。CFD程序測點溫度隨環(huán)境溫度的變化趨勢與實測趨勢符合良好(見圖8和圖9)[10]。

圖8 貯存筒表面溫度CFD計算值與實測統(tǒng)計規(guī)律值對比圖Fig.8 Comparisons Between the Calculated Temperature from CFD and The Statistical Values from the Measured Temperature for the Surface of Storage Cylinders

圖9 模塊頂板溫度程序計算值與實測溫度統(tǒng)計規(guī)律值對比圖Fig.9 Comparisons Between the Calculated Temperature from the Program and The Statistical Values from the Measured Temperature for the Roof

表1 夏天工況CATHENA程序模型調(diào)整關(guān)鍵參數(shù)比對Table 1 Comparison of Key Parameters of CATHENA code Model Adjustment under Summer Condition

2.3 全面安全分析

采用調(diào)整后的CATHENA程序模型進行QM-400模塊優(yōu)化后全面的安全分析，同時采用CFD程序模型進行QM-400模塊取消隔熱板后典型工況熱工安全分析的獨立驗算中，采用的假設(shè)和初始條件與參考文獻[9]類似,如下所示。

(1)在有風的情況下，QM-400模塊混凝土的絕對溫度和溫度差都會下降，風的效應(yīng)與強制對流相似。因此，在QM-400模塊的模擬中保守地沒有將風的效應(yīng)考慮進去。

(2)秦山當?shù)?986年至2005年近20年的氣象資料表明：在這20年內(nèi)，超過39 ℃僅為4 h。保守沿用極端最高溫度39.3 ℃作為夏天最高環(huán)境溫度，而冬天最低溫度為-10.8 ℃。

(3)分析中考慮日平均溫差12 ℃。根據(jù)此溫差，模擬環(huán)境空氣溫度隨時間線性變化，空氣溫度在下午3點達到最高溫度，經(jīng)12 h后，在凌晨3點達到最低溫度。

(4)模塊建于室外受太陽輻射，會增加模塊混凝土外表面的溫度。模塊的頂板水平面和豎直墻面的太陽熱負荷采用《實用供熱空調(diào)設(shè)計手冊》[11]中提供的上海太陽熱負荷數(shù)據(jù)。

(5)分析保守選取模塊中間部位的16個貯存筒，其內(nèi)有12個熱籃，且這12個熱籃分別位于中間4個貯存筒的頂部，每個貯存筒頂部有3個熱籃。這樣的燃料裝載情況出現(xiàn)概率極低，分析假設(shè)是保守的。

(6)在事故分析中考慮了一個進氣口堵塞和一側(cè)進氣口堵塞兩種工況。

(7)熱工分析考慮模塊與地基之間的傳熱。

(8)來自燃料的放射性射線(中子，α射線和β射線)基本上被燃料包殼、燃料籃和貯存筒吸收。而γ射線會穿透上述屏障，其強度減弱后被四周的屏蔽混凝土所吸收。大部分的γ射線會在屏蔽混凝土的前20 cm內(nèi)被吸收并發(fā)熱，γ輻射產(chǎn)生的熱流量低于2.5 W/m2，且γ射線攜帶的熱量并沒有從貯存筒的總發(fā)熱量中扣除。

乏燃料棒束在QM-400模塊內(nèi)貯存過程中，發(fā)熱率會逐漸減小，本文安全分析工況中考慮模塊內(nèi)乏燃料棒束發(fā)熱率為其剛裝載進入模塊時刻的發(fā)熱率。

3 安全分析驗收準則

無論是正常運行還是事故工況下，QM-400模塊內(nèi)各種材料都要滿足其溫度限值，詳述如下所示。

(1)燃料棒束包殼溫度限制

對于完整的燃料棒束，其分析限值是包殼溫度不大于300 ℃。

(2)燃料籃的溫度限值

燃料籃由304 L不銹鋼制成，只要其溫度低于425 ℃，材料強度不會顯著的減小，因此，燃料籃允許的溫度限值確定為425 ℃。

(3)貯存筒的溫度限值

貯存筒由碳鋼制成，其溫度低于475 ℃，碳鋼的材料強度不會顯著的減??；貯存筒外鍍有一層厚度350 μm～400 μm的鋅，鍍鋅層允許的溫度限值(即：鋅的熔點)確定為420 ℃。

(4)混凝土的溫度限值

根據(jù)ACI 349[12]附錄A的要求，對于混凝土結(jié)構(gòu)面的允許溫度規(guī)定如下所示：

1)在正常運行時期和其他長時期工況下，除局部范圍溫度不超過93 ℃(200 ℉)外，其他范圍均不得超過66 ℃(150 ℉)；

2)在事故時期和任何其他短時期工況下，表面溫度不超過177 ℃(350 ℉ )，但允許局部區(qū)域達到343 ℃(650 ℉)。

4 計算結(jié)果

4.1 實測工況模擬

以2012年7月6日 夏天的測量數(shù)據(jù)作為參考點，將2012年7月6日乏燃料衰變熱作為CATHENA程序 QM-400模型中的貯存筒熱源。對CATHENA程序的QM-400模型進行適當調(diào)整后，各部分溫度計算如表2所示，由表2可知，模型調(diào)整后側(cè)墻的計算結(jié)果與實測值符合度較好且略高于疊加了測量誤差后的測量溫度規(guī)律計算值，尤其是溫度最高的側(cè)墻隔熱板內(nèi)表面，計算溫度比測量溫度規(guī)律計算值(疊加了測量偏差)高出8%，說明調(diào)整后的CATHENA程序模型是足夠保守的。

表2 夏天工況CATHENA程序模型調(diào)整后計算溫度與實測溫度比較Table 2 Comparison of Calculated Temperature with Measured Temperature after Adjustment of CATHENA code Model in Summer Condition

4.2 取消隔熱板安全分析工況

根據(jù)表3和圖10至圖15可知，QM-400模塊取消隔熱板后，在極端夏天和冬天條件下，無論正常運行還是事故工況，CATHENA程序分析得到的貯存筒、燃料棒束、燃料籃以及混凝土墻體溫度都滿足相應(yīng)的限值要求。

圖10 夏天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下頂板內(nèi)外表面最高溫度Fig.10 Maximum Temperature of Roof Inner and Outer Surfaces under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Summer

圖11 夏天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下混凝土側(cè)墻上的最高溫度和貯存筒外壁面最高溫度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

圖12 夏天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下混凝土側(cè)墻和頂板內(nèi)外表面的溫度梯度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

圖13 冬天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下頂板內(nèi)外表面最高溫度Fig.13 Maximum Temperature of Roof Inner and Outer Surfaces under Accident Conditions of Inlet Blockage on One Side in Winter

圖14 冬天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下混凝土側(cè)墻上的最高溫度和貯存筒外壁面最高溫度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

圖15 冬天一側(cè)進氣口堵塞事故工況下混凝土側(cè)墻和頂板內(nèi)外表面的溫度梯度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 隔熱板取消前后模塊各工況結(jié)果匯總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程序模型調(diào)整后與實際情況更為接近，即使取消隔熱板會導致部分混凝土墻體內(nèi)表面直接受熱而溫度上升，但也不會超過限值要求。

采用CFD程序模型進行QM-400模塊取消隔熱板后典型工況熱工安全分析的獨立驗算，結(jié)果如圖16所示。結(jié)果表明，優(yōu)化后的QM-400模塊仍具有足夠的安全裕量，優(yōu)化方案是可行的。

圖16 CFD三維建模對熱工安全分析的獨立驗算Fig.16 Sketch Map for CFD Independent Checking for QM-400最高溫度區(qū)域為QM-400模塊中間區(qū)域，與CATHENA程序分析一致。正常運行工況頂板最高溫度：CFD 73.9 ℃，CATHENA程序73.2 ℃；側(cè)墻最高溫度：CFD 61.7 ℃，CATHENA程序63.8 ℃;一側(cè)進氣口堵塞工況：頂板最高溫度：CFD 74.9 ℃,CATHENA程序73.4 ℃;側(cè)墻內(nèi)表面最高溫度：CFD 64.4 ℃，CATHENA程序66.9 ℃

5 結(jié)論

本技術(shù)優(yōu)化的結(jié)果表明：在QM-400模塊中設(shè)置隔熱板不是十分必要。從設(shè)計角度考慮，可在其他設(shè)計條件不變的情況下取消隔熱板。這一修改對貯存筒、燃料藍和燃料棒束的冷卻及其滿足限值的要求等沒有影響。

本文技術(shù)成果已應(yīng)用于秦山三廠QM-400第三批模塊(5/6號)的設(shè)計建造，并于2016年12月投入使用。后續(xù)模塊(總計12個模塊)也將全部按照優(yōu)化后的技術(shù)路線進行建造。此外，本技術(shù)成果也可應(yīng)用于先進重水堆等其他核電工程乏燃料干式貯存設(shè)施的設(shè)計建造，本成果的應(yīng)用避免了乏燃料干式貯存模塊運行過程中由于隔熱板掉落而導致進風口堵塞而產(chǎn)生的安全風險，同時可節(jié)約大量的建造成本。