超临界水冷混合堆快谱区组件物理_热工分析_严勇

1、第 29 卷 第 3 期2009 年 9 月 核 科 学 与 工 程 Chinese Journal of Nuclear Science and EngineeringVol. 29No. 3Sep .2009超临界水冷混合堆快谱区组件物理热工分析严勇 ,刘晓晶 ,程 旭(上海交通大学核科学与工程学院,上海 200240)摘要 :提出了超临界水冷混合堆快谱区多层燃料组件设计方案。应用 MCN P 程序为该组件建立计算模型 ,并进行了相应的物理计算;同时运用子通道分析程序 STA FAS 对多层燃料组件子通道进行了初步的稳态热工分析。计算结果表明 :超临界水冷混合堆快谱区多层燃料组件燃料转换比

2、超过 110 ,并且获得负的冷却剂空泡反应性系数;燃料包壳表面最高温度约为 595 ,低于设计准则规定的上限值 ,同时组件各子通道出口冷却剂温度均匀性较好。通过对燃料棒径敏感性分析可知 ,较大棒径组件燃料转换比较大 ,但也会导致热通道包壳表面温度峰值升高。 关键词 :超临界水冷堆;混合堆芯;燃料组件;子通道分析 中图分类号 : TL 33文献标识码 :A文章编号 :025820918 (2009) 0320193207A neutron2kinetics/ thermal2hydraul ics analysis of the fast zone assemblyin the SCWR mix

3、ed coreYAN Yo ng , L IU Xiao2J ing , CH EN G Xu( School of Nuclear Science and Engineering , Shanghai Jiao tong University , Shanghai 200240 , China)Abstract :This paper proposes a multi2layer design of f uel assemblies for t he fast zone oft he SCWR mixed core. Bot h neutron2p hysicalmulti2layer f

4、uel assembly are analyzed using analysis code STA FAS , respectively. Theand t hermal2hydraulic behavior of t het he MCN P code and t he sub2channel result s show t hat wit h t he proposedmulti2layer st ruct ure t he fast zone of t he mixed core has breeding capability. At t hesame time , a negative

5、 void reactivity coefficient of coolant can be achieved. The peak temperat ure of f uel cladding is about 595 , which is lower t han t he design limit . In addition , a well uniform dist ribution of t he coolant temperat ure at t he exit of t he f uel assembly is obtained with t he reference geometr

6、ic parameters. A sensitivity analysisindicates t hat a larger f uel rod diameter leads to a higher conversion ratio , however ,收稿日期 :2008208205 ;修回日期 :2008211228基金项目“: 973 计划”项目(2007CB209800)作者简介 :严 勇(1983 ) ,男,湖北人,硕士研究生,主要从事先进核能反应堆堆芯设计与研究 193result s in a higher peak temperat ure of f uel claddings

7、.Key words :SCWR ; mixed core ; f uel assembly ; sub2channel analysis超临界水冷堆因具有较高的热效率 ,较强的经济竞争性等优势 ,逐渐引起许多国家和地区的广泛兴趣。超临界水冷堆按照能谱可分为热谱堆和快谱堆。热谱堆可以利用低富集燃料 ,但燃料利用率较低 ,且堆内流道复杂给流动传热带来了一系列问题; 快谱堆组件结构相对简单 ,燃料利用率较高 ,功率密度较大 ,但由于堆内水装量少 ,在发生失水事故时 ,对安全系统提出更高的要求。超临界水冷混合堆是旨在结合热谱堆与快谱堆的优势而提出的一种设计方案。混合堆堆芯由热谱区和快谱区组成。从铀资

8、源可持续利用角度来看 ,超临界水冷混合堆中快谱区具有实现核燃料增殖的潜在可能性 , 能够有效地弥补当前轻水反应堆燃料利用不充分的缺陷 ,为核能可持续发展解决燃料资源问题 1 。 目前混合堆快谱区组件还处于初步研究阶段。本文基于以往超临界水冷混合谱堆芯设计方案 1 ,对超临界水冷混合堆快谱区燃料组件进行分析 ,提出了快谱区多层燃料组件设计方案。其目标是在具有“固有安全性”的同时 ,尽可能提高堆芯燃料的增殖性能。 1计算对象与方法11 1 计算对象本文研究的超临界水冷混合堆快谱区组件为正方形结构(如图 1 所示) ,由组件盒、燃料棒与冷却剂通道组成 ,燃料棒以 17 17 形式紧密地排列于组件盒中

9、。冷却剂从热谱区流出经混合直接流入快谱区 ,快谱区组件入口温度约为395 。燃料棒栅距与直径的比值 ( P/ D) 为1115 ,燃料棒直径为 8 mm ,边棒与组件壁之间的距离为 1 mm ,则组件盒尺寸为 1611 2 mm , 具体设计参数见表 1 。 表 1 组件设计参数Table 1 Design parameters of the proposed assembly参数说明设计值冷却剂进口温度/ 395冷却剂出口温度/ 组件高度/ m组件盒边长/ mm燃料棒数 51041516112289燃料棒内/ 外径/ mm71 0/ 8101115110210MOX/ 20P/ D边棒与组件

10、壁间距/ mm组件壁厚度/ mm裂变区燃料/ 富集度/ %增殖区燃料 天然铀在本文燃料组件设计中 ,将组件燃料棒轴向分为 9 层(如图 2 所示) ,再生区和裂变区交替布置 ,以提高易裂变材料转换比 ,同时获得负图 1 组件横截面 Fig. 1 Cross section of the proposed assembly图 2 裂变区和增殖区的轴向分布 Fig. 2 Axial distribution of fission and breeding zones194在反应堆中主要的易裂变核素239 Pu 通过可转换同位素238 U 的中子俘获转化得到。转换比( CR) 被定义为反应堆中每消耗

11、一个易裂变材料原子所产生新的易裂变材料的原子数 ,即:的冷却剂空泡反应性系数。其中裂变区 MOX 燃料富集度为 20 % ,密度为 101 51 g/ cm3 (理论密度的 95 %) ; 再生区燃料为天然铀( NU) ,密度为 181 6 g/ cm3 。组件总长度是 41 5 m ,燃料棒中各层燃料高度均为 01 5 m 。 考虑组件径向结构的对称性 ,在本文研究中取 1/ 4 组件进行分析(如图 3 所示) 。 可转换物质的辐射俘获率所有易裂变物质的吸收率CR =(1)对于多层燃料组件 , 式 ( 1 ) 中易裂变核素有 235 U 、239 Pu 、241 Pu ;可转换物质有238

12、U 、240 Pu 。在计算燃料核素的反应率时 , MCN P 程序 留有可修改计数接口 ,根据程序提供的中子注量计数卡与计数乘子卡能够计算得到核素的反应率 ,接口关联式为:(2)( E)( E) d EC m式中: C 为核素的原子密度; ( E) 是与能量相关的中子注量率 ;m ( E) 是与能量相关的核素微观截面。 计算结果表 2 给出了多层燃料组件各层水与燃料中重金属元素质量比( mw / mf ) 。以往的研究表明 3 ,超临界水冷快谱堆芯燃料转换比取决于氢原子数与重金属原子数之比 ,即水与重金属质量比。堆芯中水与重金属质量比值越小 , 燃料转换比就越大。在本文设计中 ,组件采用较为

13、紧密的燃料棒布置 ,水与重金属质量比平均值约为 01 017 1 。由于组件冷却剂密度沿轴向不断发生变化 ,随着组件高度的增加 ,裂变区与再生区 mw / mf 值分别逐渐减小。 2图 3 四分之一组件结构图 Fig. 3 One fourth configuration of fuel assembly112 计算方法子通道计算采用简化子通道分析程序STA FAS2 。S TA FAS 程序是专门针对超临界工况下组件子通道流动传热进行分析计算的工具。该程序将组件中结构相似的子通道归为一群 ,然后求解不同类型子通道群间质量、动量与能量方程 ,从而提高计算效率。 多层燃料组件物理计算采用 MCN

14、 P 程序 , 可用于计算复杂三维几何结构中的中子输运问题 ,也可计算临界系统、次临界系统及超临界系统的本征值问题。 快谱堆芯内冷却剂从下向上流到堆芯上腔室过程中 ,冷却剂温度不断升高 ,导致冷却剂密度沿组件轴向不断发生变化。为简化分析 ,在多层燃料组件建模中 ,假设每层区的水密度为定值 ,其中裂变区水密度是它上下增殖区水密度的平均值 ,即从组件下端至上端每层冷却剂密度分别为: 01184 6 g/ cm3 、01168 1 g/ cm3 、 01 154 0 g/ cm3 、01137 6 g/ cm3 、01121 1g/ cm3 、 01109 4 g / cm3 、01099 7 g

15、/ cm3 、01093 5 g/ cm3 、01 087 4 g/ cm3 。 表 2 燃料 组件 mw/ mf 值Table 2 The mw/ mf value of fuel assembly图 4 给出了组件裂变区与再生区中子能谱图。从图可知 ,组件内高能中子份额远大于热中子份额 ,中子平均能量较高 ,有利于提高燃料的增殖性能。组件裂变区均具有较大的中子注量率 ,而从裂变区泄漏到再生区的部分中子被 195层数mw/ mf层数mw/ mf层数mw/ mf1 层 01016 22 层 01019 93 层 01011 24 层 01016 85 层 01009 46 层 01014 97

16、 层01 008 48 层01 013 69 层01 007 6再生区燃料俘获 ,因此再生区中子注量率相对较小。 图 6 组件径向功率分布 Fig. 6 Radial power distribution of fuel assembly图 4 组件中子能谱 Fig. 4 Neutron spectrum of fuel assembly表 3 组件相关计算结果Table 3 Results related to the fuel assembly图 5 给出组件轴向功率分布图。由于组件内再生区主要是实现易裂变核素的增殖 ,因此再生区几乎不产生热量。每个裂变区轴向均出现功率峰 ,并且组件第二层

17、裂变区功率峰是所有裂变区功率峰中最大的 ,这是因为组件第二层裂变区中子注量率比其他裂变区中子注量率都要大(如图 4) ,燃料裂变产生热量较多。 参数说明计算值无限增殖因数 K 1106411054- 11593- 0174011384转换比 冷却剂空泡反应性系数/ (10 - 5/ K)燃料温度反应性系数/ (10 - 5/ K) 核热点因子 表 3 给出组件相关计算结果。组件中燃料的转换比超过 110 ,达到了 11088 。由于裂变区的高度较小( 各 01 5 m) ,增强了裂变区中子的泄漏 ,组件获得负的冷却剂空泡反应性系数;另一方面也减小了组件的无限介质增殖因数 , K 值为 11 0

18、67 。为了描述组件内功率分布的不均匀性 ,定义核热点因子为:FN= qmax / q(3)q式中: qmax 为混合堆快谱区最大热流密度 ,k W/ m2 ; q 为裂变区平均热流密度 , k W/ m2 。在本文多层燃料组件中 ,核热点因子为 11352 。 基于以上的物理结果 ,本文对组件子通道稳态热工水力做了初步的分析 ,进一步了解多层燃料组件的性能。 从图 3 可知 ,组件内有三种不同类型的子通道 ,其中子通道 1 在组件边角位置 ,子通道 2为靠近组件壁的子通道 ,子通道 3 是组件内部 图 5 组件轴向功率分布 Fig. 5 Axial power distribution of

19、 fuel assembly图 6 给出了多层燃料组件径向功率密度分布。从图可知 ,组件径向功率密度分布具有较好的均匀性。靠近组件壁的燃料棒比组件内部燃料棒的功率密度略大 ,但棒功率相对差异最大仅为 01 89 %。 196子通道。各类子通道设计参数见表 4 , 表中 Ph / S 值是影响组件子通道焓升的一个重要参 数 4 。如果不同子通道间的 Ph / S 值相差较 大 ,那么各子通道间冷却剂焓升偏差也较大。表 4 子通道设计参数Table 4 Design parameters of each sub2channelSC21SC22SC23子通道面积 S/ mm2加热周长 Ph/ mm

20、( Ph/ S) / mm - 1子通道数 121 46128015061201 91215601601163414251 120173064图 8 子通道冷却剂质量流密度 Fig. 8 Coolant mass flux in sub2channels图 7 给出了各子通道中冷却剂在轴向高度上的温度分布。由于组件在结构设计上能够有效平衡子通道间 Ph / S 值 ,因此各子通道间冷却剂焓值分布相近。在组件出口各通道冷却剂温度非均匀性较小 ,子通道间冷却剂最大温差约为 10 。 图 9 冷却剂密度 Fig. 9 Coolant density in sub2channels区冷却剂密度几乎不发

21、生变化 ,这是因为再生区燃料产生热量较少。 图 10 给出了各子通道燃料棒包壳温度分布。从燃料棒包壳表面温度分布可知 ,在相同 图 7 子通道冷却剂温度 Fig. 7 Coolant temperature in sub2channels图 8 给出了子通道轴向冷却剂质量流密度分布。在相同的压降下 ,水力半径大的子通道中冷却剂的质量流密度大于水力半径小的子通道 4 。子通道 3 的水力半径为三种不同类型子通道中最大的 ,因此子通道 3 获得的冷却剂质量流密度最大。 图 9 给出了组件轴向冷却剂密度分布图。冷却剂进口密度约为出口密度的 21 2 倍 ,冷却剂密度在组件裂变区发生剧烈变化 ,而在再

22、生 图 10 子通道中燃料棒包壳温度 Fig. 10 Cladding temperature in sub2channels197位置处 ,不同子通道燃料棒包壳表面温度相差较小;燃料棒包壳表面最高温度约为 610 ,低于设计准则规定的 650 上限值 5 。 3组件棒径敏感性分析为了考察组件结构参数对多层燃料组件性能的影响 ,本文在保持 P/ D 比不变的条件下 , 对不同棒径的组件从物理与热工结果上进行了分析。 图 11 和图 12 给出了燃料棒直径对功率分布的影响。随着燃料棒直径的变化 ,组件轴向最大功率峰值在裂变区中位置也发生着变化 , 但仍位于组件的下端处。其中 ,棒径 9 mm 组

23、件有较小的功率峰值 ,而棒径 7 mm 的组件不利于轴向功率分布。从表 6 与图 6 径向功率对 比分析可知 ,棒径变化对组件径向功率分布影响很小 ,不同棒径的组件径向功率分布都比较均匀。 图 11 棒径对轴向功率的影响 Effect of fuel rod diameter on the axial powerFig. 11图 12 棒径对热工结果的影响 Fig. 12Effect of rod diameter on thermal2hydraulic resultsa 冷却剂温度分布; b 冷却剂质量流密度分布 ;c 冷却剂密度分布;d 燃料棒包壳温度分布 198表 5 给出了棒径对组件

24、相关计算结果的影响。随着棒径的增大 , 组件内水与燃料中重金属元素质量比减小,燃料转换比增大;冷却剂对中子的吸收减少 ,导致无限介质增殖因数增大; 由于组件裂变区轴向功率分布不均匀性随棒径的增大而减小 ,裂变区核热点因子也有所降低。不同棒径的组件均得到负的反应性系数 ,其中棒径较小的组件得到较负的反应性系数。 图 12 给出了不同棒径对组件热通道(子通道 1) 中冷却剂温度 ,冷却剂质量流密度 ,燃料棒包壳温度和组件轴向冷却剂密度分布的影响。燃料棒直径较大的组件子通道内冷却剂质量流密度较小 ,一方面引起子通道内冷却剂较大焓升 ,子通道出口冷却剂温度较高;另一方面削弱了冷却剂与燃料棒之间热量传递

25、 ,导致棒径较大的子通道内燃料棒包壳温度升高( 如图12d 所示) 。在燃料棒直径为 9 mm 时 ,包壳表面最高温度接近 650 。由于棒径为 7 mm 的组件在其下端裂变区轴向功率较大 ,因此该组件内冷却剂密度在入口段变化最为剧烈。 基于上述研究 , 在多层燃料组件棒径为8 mm时 ,可以获得较大的负冷却剂温度反应性系数与燃料温度反应性系数 ,达到增殖目的 ,同时有效地保证了组件燃料棒包壳的完整性。 表 5 棒径对计算结果的影响Table 5 Effect of rod diameter on results参数说明D = 7 mmD = 8 mmD = 9 mm无限介质增殖因数 K 11

26、0391102711064110541108411136转换比 冷却剂空泡反应性- 21 912- 11 593- 01900系数/ (10 - 5/ K)燃料温度反应性系 - 11 083- 01 740- 01639数 / (10- /5 K )核热点因子 11 53911 38411297表 6 棒径对径向功率的影响Table 6 Effect of fuel rod diameter on the radial power上层 :D = 7 mm 组件,下层 :D = 8 mm 组件1234567891110121100511006110031100511001110041100411

27、005110031100511003110041100511005110041100811004110101100511000110011100101998019990199611001019990199911000110000199911000019990199701999110061100311000019990199801998019990199701998019970199901999019980199901999019980199701997110071100311002110000199901999019980199801997019980199901998019980199901

28、999019981100001995110061100411001110000199901998019971100001997019980199801999019981100001997019990199911000110061100511000019990199801999019980199901998019970199801999019990199901999110000199901999110051100511000110010199901998019981100001997110000199801998019991100001999019990199711001110081100401

29、99911000019980199801998110000199701999019960199901998019990199901999019970199811005110050199811000019971100101996019990199711000019981100001999110010199811001019961100123456789(下转第 206 页)199 8 Park T K , Lee H C , Joo H K , et al . Loading patternoptimization by multi2o bjective simulated annealing

30、wit hfast loading pattern evaluationJ . P H YSOR 2008 , In2terlaken , Switzerland , 2008.screeningtechnique J .C156 ,P HYSOR2 11张少泓, 吕栋,等. 用于换料方案快速评价的低阶2006Vancouver , Canada , Sep . 10214 , 2006. 9 Shaohong Zhang , Dong L , Tao Wang , et谐波结合线性扰动展开法 理论模型 J . 核动力工程.付学峰,吕栋,张少泓. 用于换料方案快速评价的低阶谐波结合线性扰动展开

31、法 数值检验 J . 核动力工程.付学峰. 谐波与线性扰动组合法研究和布料优化基准题 设计J . 上海:上海交通大学,2008.al . A feasi2bility study of low2o rder harmonics expansion applied toloading pattern searchJ . C157 , P H YSOR22006 , Van2 couver , Canada , Sep. 10214 , 2006 . 10 Shaohong Zhang , Xuefeng Fu , Tao Wang , et al . Hy2brid harmonics and

32、linearization perturbation met hod for 12 13(上接第 199 页)效地保证组件燃料棒包壳的完整性。 (4) 多层燃料组件设计为今后超临界水冷混合堆快谱区组件设计提供了可供参考的模型。 4结论(1) 应用 MCN P 程序与 STA FAS 程序对超临界水冷混合堆快谱区多层燃料组件进行了物理与热工性能分析 ,得出组件燃料的转换比 , 冷却剂空泡反应性系数 ,组件的功率分布 ,以及组件中各个子通道冷却剂温度、包壳温度、冷却剂质量流密度和冷却剂密度随堆芯轴向高度的分布。 参考文献 :1 Cheng X , Liu X J , Y H Yang. A Mixed Core For Su2percritical Water2Cooled Reactors R . 3 th Int . Symposi2 um on