内冷式压水堆堆芯概念设计及物理特性研究.pdf

分类号 密级 u d c 编号 硕士学位论文 内冷式压水堆堆芯概念设计内冷式压水堆堆芯概念设计 及物理特性研究及物理特性研究 研 究 生 姓 名：曾 正 魁 指导教师姓名、职称：于 涛 教 授 学 科、专 业 名 称：核技术及应用 研 究 方 向： 反应堆工程 20201313 年年 5 5 月月 万方数据 南华大学学位论文原创性声明 本人声明， 所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的 研究成果。尽我所知，除了论文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含 其他人已经发表或撰写过的研究成果， 也不包含为获得南华大学或其他单位的学 位或证书而使用过的材料。 与我共同工作的同志对本研究所作的贡献均已在论文 中作了明确的说明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。 作者签名： 年 月 日 南华大学学位论文版权使用授权书 本学位论文是本人在南华大学攻读 （博/硕）士学位期间在导师指导 下完成的学位论文。本论文的研究成果归南华大学所有，本论文的研究内容不得 以其它单位的名义发表。 本人同意南华大学有关保留、 使用学位论文的规定， 即： 学校有权保留学位论文，允许学位论文被查阅和借阅；学校可以公布学位论文的 全部或部分内容，可以采用复印、缩印或其它手段保留学位论文；学校可根据国 家或湖南省有关部门规定送交学位论文。同意学校将论文加入中国优秀博硕士 学位论文全文数据库 ，并按中国优秀博硕士学位论文全文数据库出版章程 规定享受相关权益。同意授权中国科学信息技术研究所将本学位论文收录到中 国学位论文全文数据库 ，并通过网络向社会公众提供信息服务。对于涉密的学 位论文，解密后适用该授权。 作者签名： 导师签名： 年 月 日 年 月 日 万方数据 目 录 摘 要. 1 abstract. 2 第一章 绪论. 3 1.1 研究背景及意义 . 3 1.2 内冷式压水反应堆简介 . 3 1.3 国内外研究现状 . 4 1.4 设计内容 . 8 1.5 设计流程图 . 10 第二章 计算程序介绍. 11 2.1 蒙特卡罗方法及程序简介 . 11 蒙特卡罗方法介绍 . 11 2.2 mcnp 程序介绍 . 12 记数卡介绍 . 13 第三章 堆芯物理计算以及参数确定. 15 3.1 堆芯方案设计的初步目标 . 15 3.2 堆芯几何大小的确定 . 16 3.2.1 最大线功率密度 . 16 3.2.2 平均线功率密度. 16 3.2.3 堆芯内燃料元件的总数. 17 3.2.4 堆芯等效直径和高度. 17 3.3 燃料栅元参数的确定 . 17 3.3.1 内冷式栅元氢重比的计算. 18 3.3.2 内冷式栅元欠慢化栅格与硼浓度分析 . 20 3.3.3 不同尺寸参数内冷式组件燃料栅元数的确定 . 22 3.3.4 内冷式反应堆不同尺寸参数组件能谱分析 . 23 3.3.5 不同尺寸组件物理性能分析 . 25 万方数据 3.4 本章小结 . 26 第四章 ipwr 堆芯模型验证及初步计算 . 28 4.1 热工水力分析结果 . 28 4.2 堆芯组件燃耗计算，确定燃料富集度 . 31 4.3 堆芯模型验证 . 29 4.4 堆芯空泡反应性计算 . 32 4.5 温度反应性计算 . 32 4.6 堆芯功率分布及热管因子计算 . 33 4.6.1 堆芯功率分布 . 33 4.6.2 堆芯功率展平 . 34 4.6.2.1 增加反射层厚度 . 34 4.6.2.2 可燃毒物的选择 . 35 4.6.2.3 可燃毒物分层布置 . 36 4.7 ipwr 与普通 pwr 性能比较 . 37 4.8 本章小结 . 39 第五章 结论与展望. 40 5.1 结论 . 40 5.2 展望 . 40 参考文献. 42 攻读硕士学位期间发表的论文. 44 致谢. 45 万方数据 1 摘 要 与传统压水堆相比，内冷式压水反应堆(ipwr， inverted pressurized water reactor)从几何上改变了冷却剂和燃料的位置，这种几何就叫做内冷式几何。 ipwr 堆芯燃料为铀-钍-锆的氢化物燃料,堆芯没有单独的燃料棒。 ipwr 这种几何 结构上特殊性，使得其相比于传统压水堆，具有堆芯压降小、燃料温度低、流道 周向更加均匀、 流致震颤小等优点， 这对于堆芯功率的提升具有重要意义。 因此， 本文利用 mcnp 程序和 cfd 程序对 ipwr 堆芯进行了初步的概念设计。 本文根据堆芯的设计任务要求， 通过使用 mcnp 与 cfd 程序对 ipwr 堆芯进行 了详细的物理-热工计算，本人主要负责物理部分研究，其中包括燃料栅元欠慢 化栅格分析、组件能谱分析、堆芯功率分布、功率峰因子、燃耗计算、平均管和 热管燃料栅元单通道热工水力分析，其中热工部分为引用他人结果。结果表明： 当堆芯燃料栅元的冷却剂通道直径为 11mm 所对应的组件尺寸在物理-热工方面 性能最优，此时堆芯热功率为 4000mw，径向功率峰因子为 2.1，轴向功率峰因子 为 2.3。通过对堆芯功率的进一步展平，使得最终堆芯径向功率峰因子为 1.51， 热管轴向功率峰因子为 1.59,并且通过对堆芯热管进行热工水力分析得到燃料 中心温度与包壳最大温度都低于其限值， 堆芯具有负的温度反应性系数和负的空 泡反应性。最后将 ipwr 最终结果与普通压水堆进行了比较，ipwr 在压降，安全 性与产功率方面都有较大的优势。因此，本文设计结果符合 ipwr 设计任务要求， 为后续 ipwr 堆芯设计与进一步改进提供参考和依据。 关键词：内冷式压水反应堆；堆芯设计；功率展平；燃耗分析 万方数据 2 abstract compared to ordinary pwr， the geometry of ipwr （inverted pressurized water reactor) modification consists of inverting the relative position of fuel and coolant, thus generating the so-called inverted geometry. due to the particularity of inverted geometry of ipwr, uth0.5 zr2.25 h5.625 was selected for the ipwr. and it has a smaller core pressure、a lower fuel temperature、a more uniform circumferential flow and a smaller tremor phenomenon, these advantages have a important sense to increase the core power. so a preliminary conceptual design was carried by used of mcnp and cfd. in this paper, by using mcnp and cfd, a detail physical and thermal calculation has been carried out for ipwr core, my work is mainly responsible for the physical part of the study, which including the undermoderated fuel cell analysis、assembly energy spectrum analysis、core power distribution analysis and the thermal-hydraulic analysis of average fuel cell and heat fuel fell. the results show that when the coolant channel diameter of the reactor core fuel cell is 11 mm, the ipwr has the best physics and thermal performance. at this time, the thermal power of the core is 4000 mw, core radial power peak factor is 2.1, axial power peak factor of the hottest fuel cell is 2.3. through a further power flattened, at last the core radial power peak factor is 1.51, axial power peak factor of the hottest fuel cell is 1.59, the fuel and cladding temperature are both lower than its limit, and there has a negative temperature coefficient reactivity and negative void reactivity. finally when compared the ipwr results with the ordinary pwr, it find that ipwr has a larger advantage on the pressure drop, production safety and power output. therefore, the design results conformed to the requirements of the ipwr design task, so it provide a reference and basis for subsequent ipwr core design and further improvement. zeng zhengkui (nuclear technology the core design; power flatten; burnup analysis 万方数据 3 第一章 绪论 1.1 研究背景及意义 ipwr 是一种新型的以氢化物（uth0.5zr2.25h5.625）为燃料的反应堆，ipwr 燃料 元件将普通 pwr 燃料栅元中的冷却剂与燃料反置，从根本上改变了 ipwr 堆芯的 几何布置。传统压水堆在提升功率时受到堆芯压降，流致震颤，冷却剂流道的影 响，而内冷式几何正好克服了这些限制因素。与普通 pwr 燃料元件相比，内冷式 燃料元件具有以下优点： （1）在相同的冷却剂流速和相同的传热面积下，ipwr 具有更低的堆芯压降和燃料温度； （2）圆柱形流道周向更加均匀，有利于提升临 界热流性能； （3）内冷式燃料组件可以不需要横向支撑结构，降低冷却剂流道的 复杂性，有效的避免了流致震颤。目前，将内冷式概念应用于 pwr 中尚不多见， 进行 ipwr 堆芯概念设计是对新概念堆型设计的一种补充，有助于丰富动力堆概 念设计方案，对于提高反应堆安全性与经济性具有潜在的意义。 1.2 内冷式压水反应堆简介 ipwr 堆芯燃料栅元在几何结构上将普通压水堆燃料栅元燃料（如图 1.1） 与冷却剂相互置换，冷却剂在燃料栅元内部，燃料在外，因此称这种几何为内冷 式几何，如图 1.2 所示。ipwr 燃料组件没有单独的燃料棒，而是由燃料组件块 打孔而成，如图 1.3 所示，组件外壁为六边形导管，导管材料为 zr-2.5nb 合金， 活性区高度为 3.68m。 图 1.1 压水堆燃料栅元示意图 图 1.2 ipwr 燃料栅元示意图 万方数据 4 图 1.3 ipwr 燃料组件示意图 1.3 国内外研究现状 由于内冷式压水堆在国内相关研究很少， 本文将重点介绍国外的一些研究现 状。 2006 年西屋公司、加州理工伯克利分校和麻省理工进行一项氢化物燃料在 lwr 中应用的可行性研究中发现，氢化物燃料与氧化物燃料相比，在 pwr 中能达 到的最大允许功率水平方面具有相近特性 1。 在提升 pwr 功率方面，shuffler 等从改进棒束栅元参数入手，在研究中指 出可以通过减小棒束的直径来提升 pwr 功率，考虑到机械加工的可行性，研究给 出 6.5mm 直径的棒束是可行的 1；kazimi 等从增大传热面积角度考虑设计出 annular 双冷型元件，该元件为环形几何设计，中心空心及元件外侧均可以得到 冷却， 冷却剂经由中心通道后再次流经元件表面，达到提升一回路蒸汽参数的目 的，同时双冷设计有效降低了芯块内部温度，有利于安全。结果表明，该元件最 大能提升 pwr 功率 50% 2。 以上的概念设计均有助于提升目前 pwr 的功率水平，提高经济性，但以上的 概念设计思路基本都是从增大传热面积的角度出发， 在实际应用中可能存在以下 问题：在 shuffler 提出的概念设计中，元件尺寸的减小可能造成机械可靠性上 的问题，并且过细的棒束可能存在更加严重的流致震颤问题；kazimi 提出双冷 元件堆芯冷却剂流道比传统的 pwr 更加复杂，同时冷却剂压降也可能增大，需要 更大功率的主泵维持一回路强迫循环。 从简化冷却剂流道，降低主泵负荷，提高传热性能的角度，曾经有人在气冷 万方数据 5 堆中提出过内冷式元件概念。在内冷元件方面的工作主要集中于气冷堆，shenoy 等 1996 年提出使用内冷式元件的气体透平氦冷堆概念，结果表明，采用内冷元 件可有效的降低气体进出口压降，降低风机负荷 3。 schultz 等在 2005 年提出了 与 shenoy 类似概念的高温气冷堆设计，目的也是想通过简化冷却剂流道，提升 堆芯性能 4， pope 等在进行气冷堆非能动余热排出时，指出采用内冷元件更具有 优势(2009) 5。 燃料方面，2004年，donald对于氢化物燃料在lwr中的行为进行了研究，研 究结果表明：相比于氧化物燃料，u-zr氢化物燃料具有以下优点：裂变气体释放 少，在其温度限值650时，燃料辐照损伤率最大为5% 6。 2009年，d.olander对于u-zr氢化物燃料在triga堆中物理-热工特性做了一 系列研究，研究结果表明，(u,zr)hx具有很高的热导率，使得它能够很好的用来 作为lwr的燃料；燃料温度低，燃耗过程中裂变产物的释放很少，可以忽略不计； 避免了由于热应力引起的燃料破裂；在650下燃料没有肿胀（%100/vv） ， 700下燃料肿胀率为1%， 750下为5%，燃料包壳间隙中加入液态金属可以很好 的避免燃料因温度过高而发生燃料肿胀 7。 2000年，b.tsuchiya对uth4zr10hx（x=20,24,27）燃料的热扩散系数进行了研 究，研究结果表明：在600k以下，氢气的释放与热扩散系数随着温度增加的而增 大 ， 在 600k 以 上 不 断 减 小 ； 在 700k-800k ， uth4zr10hx燃 料 的 热 导 率 在 0.14-0.17w/cmk，要比铀的氧化物燃料高得多 8。 2009年，j.a.malen对以u-zr-h为燃料的内冷式压水堆进行了热工水力设计 研究，研究结果表明：在冷却剂通道中加入螺旋棒能够增大堆芯临界热流密度， 从而提高堆芯功率，可达到6869mw，比没有加螺旋棒的堆芯提高近35% 9。 2008年，ganda和greenspan对于zr-th-u氢化物燃料应用于轻水堆的研究 表明： 使用u-th-zr氢化物燃料的轻水堆除了发电能力外， 还能够用来焚烧pu/ma， 对tru（超铀元素）的焚烧因子可以提高到mox燃料的两倍，并且允许无限循环的 分离和嬗变，而不会导致大的正反应系数 10。 1999年， yamawaki对于u-th-zr氢化物燃料的研究表明： 与uo2燃料不同的是， u-th-zr氢化物燃料具有最高的重金属含量 11。2010年paolo ferroni选择以 uth0.5zr2.25h5.625作为ipwr的燃料，并表明uth0.5zr2.25h5.625燃料具有很好的加工性能； 万方数据 6 燃料中的氢元素可以在使用更少的冷却剂的情况下达到同样的慢化程度， 这样就 能够有更大的燃料体积份额； uth0.5zr2.25h5.625的热导率和比热还没有计算过，但他 假设uth0.5zr2.25h5.625具有类似u(10% w/o)zrh1.6燃料的性质； terrani et al.对u(10% w/o)zrh1.6燃料的热导率和比热进行了研究，并以温度的函数形式表示出来，如 公式（1-1所示） 12。但这种假设只是一种保守估计，由于uth 0.5zr2.25h5.625中含有 th元素，因此相比于u(10% w/o)zrh1.6，uth0.5zr2.25h5.625具有更高的密度，而且具 有更高的热导率。表1.1列出了ipwr燃料的主要物性参数 1。 表1.1 ipwr燃料的主要物性参数 性质 单位 值 备注 相关文献 燃料化学式 uth0.5zr2.25h5.625 - terrani et al. (2009a) 燃料密度 kg/m 3 9096 - 燃料中u的密度 kg/m 3 3829 通过化学计 算得到 - 燃料中th的密度 kg/m 3 1870 - 燃料中zr的密度 kg/m 3 3308 - 燃料中h的密度 kg/m 3 89 - 热导率 w/（mk） 公式1-1 参考 u(45%)zrhi.6 - 比热 j/（kgk） 公式1-2 - - 辐照-体积膨胀 % - 参考 u(45%)zrhi.6 lillie et al. (1973) 裂变气体释放份 额 - - 参考 u(45%)zrhi.6 langer and baldwin (1971) 氢化引发的体积 膨胀 % 17.7 - terrani et al. (2009a) 燃料热导率公式： ）1-1 mk/9 .19 60075.13108068. 3103714. 1 104557. 2105722. 1 k 224 37410 fuel （ 为其他温度 tw ttt tt 燃料比热公式： ）（ 2-1c w+ cw+ cw = c thzrhp,thzrhzrhp,zrh up,u fuelp, 其中公式（1-2）中wu（=0.42） ，wzrh(0.20)，wthzrh（=0.38）为u的质量分数。 万方数据 7 中国核动力院孙超对candu重水堆zr-2.5nb压力管氢致延迟开裂行为进行了 研究，研究表明：zr-2.5nb具有较高的屈服强度以及较高的氢扩散速率，使得 zr-2.5nb 合金具有较高的裂纹扩展速率，并随温度的升高而升高 13。1997年， 加拿大原子能有限公司的一项报告指出：在candu重水堆中使用zr-2.5nb而不是 锆合金作为ipwr结构材料主要是因为它优越的抗拉伸和抗蠕变的性能,虽然在加 工上它们的区别很小，但是zr-2.5nb最大的优势是其极低的氢气吸收能力 14。表 1.2总结了nbzr5.2的物性参数。表中显示了一些机械性能例如，屈服强度， 极限强度，断裂强度，这些强度很大程度上决定于生产工艺，组成成分以及辐照 和氢脆程度 1。 表1.2nbzr5.2的主要物性参数 性质 单位 值 备注 相关文献 密度 kg/m 3 6550 假设与锆相同 nureg/cr-6150, 1993 熔点 1850 ati wah chang, 2003 比热 j/ （kgk） 公式1-3 没有经过辐照 与氢化 insc, 1998 热导率 w/ （mk） 公式1-4 极限应力强度 mpa 500 350下辐照 但没有氢化 iaea-tecdoc- 1410, 2004 热膨胀系数 裂变气体释放 份额 k -1 4.4410 -6 当t1050k nureg/cr-6150, 1993 9.710 -6 当t1200k 锆铌合金比热： ) 31 ( 2000125010625. 63 .281 110029810486. 95 .252 2 2 ktkt ktkt cp 锆铌合金热导率： )41 ( 1600113002. 05 100029810899. 810186. 285.16 k 63 ktkt ktktt 2004年，wongsawaeng对利用sn、pb、bi液态金属在lwrs中替代氦气进行了 研究，研究结果表明：sn、pb、bi液态金属具有很低的熔点，大约为120；热 导率比氦气要高100倍左右； 与uo2和水不发生化学反应 14。 2007年， wongsawaeng 万方数据 8 验证了sn、 pb、 bi液态金属在lwrs燃料棒中运用的可行性 15； 1996年, wright, r.f. 对于在lwrs燃料棒中使用液态金属进行了热工分析，结果表明：寿期初，在燃料 栅元中使用液态金属时燃料温度比使用氦气时低约200， 寿期末低90左右 17； 2009年，greenspan与加利福尼亚大学伯克利分校对于在ipwr中使用sn、pb、bi 各占33%的液态金属的研究表明 18： （1）适合氢化物燃料温度限值：ipwr燃料的 最大温度限值为650， 这比以 2 uo为燃料的lwr的温度限值 （2800） 要低很多。 而lm的热导率要比氦气高大约100倍，这使得燃料产生的热量能够及时导出，燃 料温度不至于超过最高限值。 （2）为了有足够宽的间隙：在ipwr的设计中，氢气 扩散（向包壳和导管）并且渗透（穿过包壳和导管）管壁是不可避免的，为了减 少氢气的积累诱发包壳的氢化，要尽量避免燃料与包壳之间的接触，而lm的填充 将会使包壳和燃料块之间有足够宽的间隙。 （3）为了限制从燃料中释放的氢气渗 透到包壳和导管中：由于氢气不溶于lm，lm就成为阻止氢气渗透的一道屏障，这 道屏障同样会阻止燃料与包壳接触后引起的包壳内部破裂而产生的裂变产物。 当 然，用lm代替氦也是有缺陷的，主要涉及到组件的制造、包壳的破损情况和技术 的不成熟。表1.3归纳了lm材料的主要物性参数 1： 表1.3 sn-pb-bi液态金属主要物性参数 性质 单位 值 备注 相关文献 成分 wt% sn（33.3）pb（33.3）bi （33.3） - wright et al., 1996 密度 kg/m 3 9049 常温下 garkisch and petrovic, 2003 比热 j/ （kgk） 173.4 热导率 w/（mk） 35 熔点 大约120 - wongsawaeng and olander 2007 1.4 设计内容 本文设计主要包括两方面：1、对 ipwr 堆芯进行初步设计，确定一个最佳堆 芯尺寸；2、对最优 ipwr 堆芯进行燃耗计算，分析燃耗期间内各参数的变化，确 保堆芯在整个寿期内安全可靠从而确定最终设计方案。 万方数据 9 一、ipwr 堆芯初步设计主要包括： 堆芯参数的确定； 燃料栅元尺寸的确定； 各栅元尺寸所对应的组件的物理-热工特性分析，确定最佳栅格参数； 最佳栅格堆芯全尺寸模拟及验证； 堆芯空泡反应性系数以及燃料温度反应性系数计算； 堆芯可燃毒物的选择； 堆芯功率分布计算以及功率展平； 二、ipwr 堆芯燃耗计算主要包括： 首炉装料情况下堆芯有效增殖系数 eff k随燃耗的变化以及堆芯各组件 燃耗深度计算,确保反应堆寿期为 18 个月； 万方数据 10 1.5 设计流程图 图 1.4 堆芯设计流程图 选定堆芯燃料类型、包壳材料 根据堆芯设计功率，确定堆芯燃料栅元数目 mcnp 构筑 ipwr 栅元模型 燃料栅元无限增殖系数 k 随 h/hm 的变化，确定最大 h/hm 确定燃料栅元尺寸设计范围，得到几组不同尺寸参数的组件 各组件物理特性分析 最优化ipwr组件和ipwr堆芯 是否正确 ipwr 堆芯全尺寸构筑及验证 堆芯反应性系数研究 是否为负 堆芯功率分布、功率峰因子、最大线功率密度计算 不符合要求？ 功率展平 燃料、包壳最高温度、堆芯压降、冷却剂出口温等 不超过限值？ 燃耗计算，即燃料富集度，可燃毒物研究 寿期达到18个月？ 最终方案 是 是 否 否 否 引用热工分析结果 引用热工结果 否 是 是 否 是 万方数据 11 第二章 计算程序介绍 2.1 蒙特卡罗方法及程序简介 蒙特卡罗方法介绍 蒙特卡罗方法在理论上能模拟统计过程（如核子与物质的相互作用） ，这在 那些利用确定性方法， 采取电脑模型所不能解决的复杂问题中是很有用的。 而且， 还可以继续模拟包含整个过程的中得的单个偶然事件。 对这些事件的概率分布的 处理， 则采取统计抽样的方式来描述。 一般情况下， 模拟是通过数字电脑完成的， 这是因为充分描述现象的实验数据往往是非常庞大的。 统计抽样是建立在对随机 数的选取上的类似于赌博中的掷骰子这也就是“monte carlo”名称的 来历。在粒子输运中，蒙特卡罗方法是非常优秀的写实法（一种实验理论） 。在 一些终止理论（吸收，逃逸等）中，蒙特卡罗将跟踪由源发出的每一个粒子自始 至终的全过程。在粒子输运过程的每一步中，其概率分布由输运数据的随机抽样 决定。 图 2.1 中子输运流程 图 2.1 描述了中子在能裂变的平板形物质中的随机过程。数字0和1之间是 随机选择的，用来决定是否有（任何一个）粒子在那儿发生相互作用，当然，这 是建立在物理规则以及包含对物质和过程处理的概率（输运数据）上的。在这个 例子中，事件是中子发生碰撞。根据物理散射分布规律进行随机选择，中子沿 图示的方向散射。同时产生一个光子，这个光子被临时存储或者堆积起来，以便 以后的分析。事件是裂变的发生，此时输入中子终止并且发射两个中子和一个 入射中子 裂变材料 真空 事件注释 1.中子散射 光子产生 2.裂变 光子产生 3.中子俘获 4.中子逃逸 5.光子散射 6.光子逃逸 7.光子俘获 万方数据 12 光子。 一个中子和光子被存储起来以便以后的分析。另一个裂变中子在事件中 被吸收而终止。而存储起来的中子则重新分析，通过随机抽样，这个中子在事件 中逃逸出平板物质。 裂变产生的光子在事件中有一次碰撞以及在事件中逃 逸。事件中产生的光子在事件中被俘获。注意的是，mcnp 中重新找回存储 起来的粒子中，最后一个存储在程序中的粒子是第一个产生的粒子。这个中子的 计数就结束了。随着以后更多的计数，中子和光子的分布就能很好的知晓了。相 关的数据（无论用户是否要求）都被记录下来，同时也就产生一个统计精度（不 确定性）的估计结果。 2.2 mcnp 程序介绍 mcnp程序是一种常用的利用蒙特卡罗方法解决核粒子输运的问题的程序， 能 解决中子、光子、电子或者偶合中子、光子、电子的输运，以及计算临界系统的 特征值。该程序能对任意三维空间构成的材料其几何由一维或者二维，甚至 特殊的四维（如椭圆面）曲面组成进行计算，mcnp程序可以处理任意三维几 何结构问题，具有以下特点与功能：(1)使用精细的点截面数据；(2)采用较多的 降低方差的技巧；(3)计算功能齐全；(4)灵活的几何处理能力；(5)程序输入、 输出以及绘图功能齐全。mcnp程序应用范围极为广泛，它具有超强的几何描述能 力及精确的数据库，在很多领域都得到广泛的应用。 用户能够让mcnp程序进行多种关于粒子通量和能量沉积的计算。 除了几个少 数特殊的临界源外，mcnp程序的计算都是规范化的，都是从粒子的起始计数的。 通量能被当作穿过任何一个面、面的一片，或者面总数的方向函数来计数。对于 电子和正电子， 可以计算其电荷数。 通量在计算穿过一个面、 面的一片、 面总数、 几何块内、几何块片断或者总几何块数时是可用的。同样的，通量在探测器（点 探测器或环探测器）计数中也是标准计数。在指定几何块中的能量沉积可以使用 加热和裂变计数。在探测器中，由辐射脉冲形成的能量分布可以使用脉冲幅度计 数。此外，能够标定穿过指定面和进入指定几何块的粒子，这些标定的粒子对计 数的贡献能分别列出来。其它的计数，如裂变的次数、吸收的数目等。标准以及 非标准的endf如反应时间通量的任何结果可以使用mcnp的其它任何计数。 c=(e)f(e)de （2-1） 实际上，任何形式的量都能被计数，这里（e）是与能量有关的通量，f(e) 万方数据 13 则是用户提供的响应函数或截面库中量的总的或任何的计数。 计数可以仅仅只计 算几何块或面的片断部分，而不必在实际几何问题中建立所需的片断。通过用户 的指定，所有的计数都可以是时间和能量的函数，而且都是从粒子开始时计算的 规范化计数。 mcnp 的输入包括几个文件，而最主要的文件是用户输入的 inp 文件，这个文 件中包含了描述问题所必须的全部输入信息。对于初始的运行 inp 文件的格式如 下： 图 2.2 初始运行 inp 文件格式 信息块卡可有可无，只是为了方便用户识别，几何块卡则主要描述所研究问题的 几何形状，本文堆芯由于几何复杂，在几何模型的建立过程中需要用到重复栅元 几何结构。曲面块卡为构筑几何是所需要用到的曲面，本文主要曲面为六边形几 何。数据块卡包含多种信息，有源卡，计数卡，物质卡等等，本文使用的源定义 卡主要为临界源卡。 记数卡介绍 计数卡用于指定用户从蒙特卡罗计算中想要得到的信息类型。 如穿过一个截 面的流量，点通量，或在一个区的加热量等。由用户通过使用下列卡片的某种组 合来要求这个信息。其中只有fn 卡是必须有的，其它计数卡为用户提供了种种 选择函数。中子输运计算中的各类问题均可通过中子通量密度响应得到： fn计数卡中中子的七种基本计数类型， 光子的六种基本计数类型以及电子的 信息块 可选项 空行分隔符 可选项 标题卡 几何块卡 空行分隔符 曲面卡 空行分隔符 数据卡 空行分隔符 建议使用 其它 可选项 万方数据 14 四种计数类型可以作为mcnp 中的标准计数。 如果用户不用子程序tallyx 进行修 改或者在临界计算（kcode）中赋值，所有类型的计数都归一到每个源粒子。 本文在ipwr堆芯的物理计算过程中用到的卡有f4（体通量卡）、f7（几何块能量 沉积卡）、en（能量截断卡）、在问题中如果具有反射平面或者周期边界，用户 可能必须用特殊的方法对计数卡作归一化处理， 可以通过设置源粒子的权重或使 fmn 卡（计数乘子卡片）实现。 f4 卡: 几穿过一个几何块的平均通量 ，计数类型有光子和电子，主要用于 计算燃料几何栅元内的通量密度，单位为粒子数/cm，*f4 为转换后的值，单位 为 2 cm/evm。相应的计算公式如下： tfdv)drded(t)e,(r,(v)4 （2-2） f7: 一个几何块上的裂变平均沉积，计数类型有中子、光子和电子。主要用 于计算燃料栅元内的裂变沉积能量，单位为 mev/g。其定义式为： tef f dv)drded(t)e,(r,(v)7 （2-3） 式中 ef为每次裂变释放的能量(mev/裂变)，此记数即为功率。在实际计算 中，需要先进行归一化常数计算，计算方法在后面介绍。 fm 记数卡用于计算堆芯实际功率计算，fmn 计算公式为： m e re dec 其中，(e)是与能量相关的中子通量（单位是：粒子数/cm 2） ；r m(e)在此是 指微观反应截面（单位为靶） ；c 是归一化常数。 (2-4) 万方数据 15 第三章 堆芯物理计算以及参数确定 堆芯方案设计实质是确定一组合理的系统参数。 全新型的设计思想或已成熟 的改进设计思想最终都将在堆芯设计参数上体现出来。 3.1 堆芯方案设计的初步目标 堆芯方案设计的任务是在给定运行工况下，确定能满足对堆芯的可靠性， 经济性，安全性要求的堆芯各种参数。主要有：1、有关功率的参数（热功率， 电功率，比功率，功率密度） ；2、有关堆芯参数（堆芯高度，堆芯等效直径） ；3、 有关燃料参数（燃料类型，富集度，燃料元件棒直径等） ；有关反应性控制，热 工水力学等参数。堆芯方案设计的初步目标如下表： 表 3.1 堆芯方案设计初步目标 参数 单位 值 堆芯热功率 mw 4000 堆芯运行压力 mpa 15.5 燃料最大温度 650 冷却剂入口温度 295 燃料最大线功率密度 kw/m 88 包壳内表面最大温度 371 循环长度 月 18 燃料温度反应性系数 pcm/ 0 慢化剂温度反应性系数 pcm/ 0 空泡反应性系数 pcm/ 0 轴向功率峰因子 1.5 径向功率峰因子 1.5 堆芯燃料 5.6252.250.5 hzruth 万方数据 16 3.2 堆芯几何大小的确定 3.2.1 最大线功率密度 根据稳态和瞬态两种工况，确定堆芯内热通道中的最大允许功率水平，通 常用线功率密度最大允许值 qmax表示。 燃料元件内的温差和线功率密度的关系可用以下公式表示： cl cs 4 t t kdtq （3-1） 式中， q 为燃料元件的线功率密度，w/cm；k 为燃料的平均热导率，w/(cmk)；tcl 为燃料中心温度，单位；tcs为燃料表面温度，单位为。 对于最大线功率密度 qmax，(3-1)式中的 tci为燃料的最高温度，本文中 5.6252.250.5 hzruth燃料的最高温度为 650，tcs为包壳内表面最高温度，最高温 度为 371。 目前， 对于 5.6252.250.5 hzruth燃料的热导率还没有试验数据， 暂时参考 u-zr-h 燃料的热导率。对于 u-zr-h 燃料热导率与温度的关系见公式（1-1） ：将（1-1） 式代入(3-1)式。此时有最大线功率密度 qmax=73.1kw/m。由于 5.6252.250.5 hzruth燃 料中 th 的热导率比 u 要高两倍左右，因此本文燃料的最大线功率密度值取 88kw/m。 3.2.2 平均线功率密度 3.2.1 节介绍的是热通道的最大允许线功率密度的方法。提出热通道的概念 是基于：只要保证热通道的运行工况能很好的满足堆芯设计的要求，那么堆芯其 余通道都能满足堆芯设计准则的要求。 但我们不能以热通道的最大运行线功率目 的来确定堆芯几何尺寸，必须求出堆芯燃料元件的平均线功率密度： ）（2-3/q max _ q fq 上式中 fq为总的核热通道因子（总的不均匀系数） 。 ）（3-3f e q n qq ff 万方数据 17 式中 n q f-核热通道因子（核功率分布不均匀系数） 。 e q f -工程热通道因子 对于一座均匀圆柱形裸堆，有 n q f=3.64， e q f=1.03 23。本文堆芯按设计目标有 fq=1.51.5=2.25，因此有 n q f=2.32。 3.2.3 堆芯内燃料元件的总数 本文所设计得核电厂反应堆的总热功率是 nt， 那么由堆芯内燃料释放的总的 热功率为 tf nfn u 。 u f表示燃料释放的功率占堆芯总功率的份额，约为 0.950.98，用 h 表示每根燃料的发热长度，则堆芯内燃料元件的总数 n 为： ）（）（4-3h)/(qfnfhq/ maxqtu f nn 3.2.4 堆芯等效直径和高度 堆芯等效直径 eq d可以由下式决定： ）（5-3 q4 max u 2 eq a h fnfd qt 式中，a 表示单位燃料栅元的横截面积。要求出堆芯等效直径 eq d必须得先确定 燃料直径（本文为水通道直径） ，包壳厚度，燃料棒与包壳之间的间隙以及燃料 与冷却剂体积比（本文为 h/hm） 。 3.3 燃料栅元参数的确定 ipwr 堆芯，与普通压水堆不同的是它不是由棒束型几何构成，而是由类似 于蜂窝状的燃料组件组成。 其中燃料成分为 625.52.250.5 rhhzut， 625.52.250.5 rhhzut燃 料不仅利于加工，而且还具有较高的热导率，具有较高的线功率密度限值。 由于 625.52.250.5 rhhzut燃料中的氢元素会随着燃耗的加深以氢气的形式释 放出来，因此，为了防止包壳被氢化，包壳材料选择具有极低氢气吸收能力的 zr 5 .2 nb 合金。 并且 625.52.250.5 rhhzut燃料的温度限值 （650） 较 uo2燃料 （200