超臨界水冷混合堆快譜區(qū)組件物理_熱工分析

1、第29卷 第3期核科學與工程Vol.29 N o.3 2009年 9月Chinese Journal of N uclear Science and Engineering Sep. 2009超臨界水冷混合堆快譜區(qū)組件物理!熱工分析嚴 勇,劉曉晶,程 旭(上海交通大學核科學與工程學院,上海200240摘要:提出了超臨界水冷混合堆快譜區(qū)多層燃料組件設(shè)計方案。應用M CN P程序為該組件建立計算模型,并進行了相應的物理計算;同時運用子通道分析程序ST A FA S對多層燃料組件子通道進行了初步的穩(wěn)態(tài)熱工分析。計算結(jié)果表明:超臨界水冷混合堆快譜區(qū)多層燃料組件燃料轉(zhuǎn)換比超過1 0,并且獲得負的冷卻劑空

2、泡反應性系數(shù);燃料包殼表面最高溫度約為595,低于設(shè)計準則規(guī)定的上限值,同時組件各子通道出口冷卻劑溫度均勻性較好。通過對燃料棒徑敏感性分析可知,較大棒徑組件燃料轉(zhuǎn)換比較大,但也會導致熱通道包殼表面溫度峰值升高。關(guān)鍵詞:超臨界水冷堆;混合堆芯;燃料組件;子通道分析中圖分類號:T L33 文獻標識碼:A 文章編號:0258 0918(200903 0193 07A neutron kinetics/thermal hydraulics analysis of the fast zone assemblyin the S CWR mixed coreYAN Yong,LIU Xiao Jing,CH

3、 ENG Xu(School of Nu clear Science and Engin eering,S hanghai Jiao tong Un iversity,Shanghai200240,Chin aAbstract:This paper pr opo ses a multi layer design of fuel assemblies for the fast zone of the SCWR m ix ed core.Both neutr on phy sical and thermal hy draulic behavior of the multi layer fuel a

4、ssembly are analy zed using the MCNP co de and the sub channel analysis code ST AFA S,respectiv ely.T he results show that w ith the pro posed multi layer structure the fast zone of the mix ed core has breeding capability.At the same time,a neg ativ e void reactiv ity co efficient of coolant can be

5、achieved.The peak temperature o f fuel cladding is about595,w hich is low er than the design limit.In addition,a w ell unifor m distr ibutio n o f the coolant tem perature at the ex it of the fuel assembly is obtained w ith the reference geom etric parameter s.A sensitivity analysis indicates that a

6、 larger fuel rod diameter leads to a higher conver sion r atio,how ever,收稿日期:2008 08 05;修回日期:2008 11 28基金項目: 973計劃項目(2007CB209800作者簡介:嚴 勇(1983!,男,湖北人,碩士研究生,主要從事先進核能反應堆堆芯設(shè)計與研究193results in a hig her peak tem perature o f fuel claddings.Key words:SCWR;m ixed cor e;fuel assembly;sub channel analysis 超臨

7、界水冷堆因具有較高的熱效率,較強的經(jīng)濟競爭性等優(yōu)勢,逐漸引起許多國家和地區(qū)的廣泛興趣。超臨界水冷堆按照能譜可分為熱譜堆和快譜堆。熱譜堆可以利用低富集燃料,但燃料利用率較低,且堆內(nèi)流道復雜給流動傳熱帶來了一系列問題;快譜堆組件結(jié)構(gòu)相對簡單,燃料利用率較高,功率密度較大,但由于堆內(nèi)水裝量少,在發(fā)生失水事故時,對安全系統(tǒng)提出更高的要求。超臨界水冷混合堆是旨在結(jié)合熱譜堆與快譜堆的優(yōu)勢而提出的一種設(shè)計方案?；旌隙讯研居蔁嶙V區(qū)和快譜區(qū)組成。從鈾資源可持續(xù)利用角度來看,超臨界水冷混合堆中快譜區(qū)具有實現(xiàn)核燃料增殖的潛在可能性,能夠有效地彌補當前輕水反應堆燃料利用不充分的缺陷,為核能可持續(xù)發(fā)展解決燃料資源問題1

8、。目前混合堆快譜區(qū)組件還處于初步研究階段。本文基于以往超臨界水冷混合譜堆芯設(shè)計方案1,對超臨界水冷混合堆快譜區(qū)燃料組件進行分析,提出了快譜區(qū)多層燃料組件設(shè)計方案。其目標是在具有 固有安全性 的同時, 盡圖1 組件橫截面Fig.1 Cross section of the pro po sed assembly可能提高堆芯燃料的增殖性能。1 計算對象與方法1 1 計算對象本文研究的超臨界水冷混合堆快譜區(qū)組件為正方形結(jié)構(gòu)(如圖1所示,由組件盒、燃料棒與冷卻劑通道組成,燃料棒以17#17形式緊密地排列于組件盒中。冷卻劑從熱譜區(qū)流出經(jīng)混合直接流入快譜區(qū),快譜區(qū)組件入口溫度約為395。燃料棒柵距與直徑的

9、比值(P/D 為1 15,燃料棒直徑為8m m,邊棒與組件壁之間的距離為1mm,則組件盒尺寸為161 2mm ,具體設(shè)計參數(shù)見表1。表1 組件設(shè)計參數(shù)Table 1 Design param eters of the proposed assembly參數(shù)說明設(shè)計值冷卻劑進口溫度/395冷卻劑出口溫度/510組件高度/m 4 5組件盒邊長/m m161 2燃料棒數(shù)289燃料棒內(nèi)/外徑/m m7 0/8 0P/D1 15邊棒與組件壁間距/mm1 0組件壁厚度/m m2 0裂變區(qū)燃料/富集度/%M OX/20增殖區(qū)燃料天然鈾圖2 裂變區(qū)和增殖區(qū)的軸向分布F ig.2 Ax ial distribu

10、tio n o f fission and breeding zones在本文燃料組件設(shè)計中,將組件燃料棒軸向分為9層(如圖2所示,再生區(qū)和裂變區(qū)交替布置,以提高易裂變材料轉(zhuǎn)換比,同時獲得負194的冷卻劑空泡反應性系數(shù)。其中裂變區(qū)M OX 燃料富集度為20%,密度為10 51g/cm 3(理論密度的95%;再生區(qū)燃料為天然鈾(NU ,密度為18 6g/cm 3。組件總長度是4 5m,燃料棒中各層燃料高度均為0 5m ?？紤]組件徑向結(jié)構(gòu)的對稱性,在本文研究中取1/4組件進行分析(如圖3所示 。圖3 四分之一組件結(jié)構(gòu)圖F ig.3 O ne fo urth configur ation of fu

11、el assembly1 2 計算方法子通道計算采用簡化子通道分析程序STAFAS 2。STAFAS 程序是專門針對超臨界工況下組件子通道流動傳熱進行分析計算的工具。該程序?qū)⒔M件中結(jié)構(gòu)相似的子通道歸為一群,然后求解不同類型子通道群間質(zhì)量、動量與能量方程,從而提高計算效率。多層燃料組件物理計算采用M CNP 程序,可用于計算復雜三維幾何結(jié)構(gòu)中的中子輸運問題,也可計算臨界系統(tǒng)、次臨界系統(tǒng)及超臨界系統(tǒng)的本征值問題?？熳V堆芯內(nèi)冷卻劑從下向上流到堆芯上腔室過程中,冷卻劑溫度不斷升高,導致冷卻劑密度沿組件軸向不斷發(fā)生變化。為簡化分析,在多層燃料組件建模中,假設(shè)每層區(qū)的水密度為定值,其中裂變區(qū)水密度是它上下

12、增殖區(qū)水密度的平均值,即從組件下端至上端每層冷卻劑密度分別為:0 1846g/cm 3、0 1681g /cm 3、0 1540g/cm 3、0 1376g/cm 3、0 1211g /cm 3、0 1094g /cm 3、0 0997g /cm 3、0 0935g/cm 3、0 0874g/cm 3。在反應堆中主要的易裂變核素239Pu 通過可轉(zhuǎn)換同位素238U 的中子俘獲轉(zhuǎn)化得到。轉(zhuǎn)換比(CR被定義為反應堆中每消耗一個易裂變材料原子所產(chǎn)生新的易裂變材料的原子數(shù),即:CR =可轉(zhuǎn)換物質(zhì)的輻射俘獲率所有易裂變物質(zhì)的吸收率(1對于多層燃料組件,式(1中易裂變核素有235U 、239Pu 、241

13、Pu;可轉(zhuǎn)換物質(zhì)有238U 、240Pu 。在計算燃料核素的反應率時,MCNP 程序留有可修改計數(shù)接口,根據(jù)程序提供的中子注量計數(shù)卡與計數(shù)乘子卡能夠計算得到核素的反應率,接口關(guān)聯(lián)式為:C (E m (E d E(2式中:C 為核素的原子密度; (E 是與能量相關(guān)的中子注量率; m (E 是與能量相關(guān)的核素微觀截面。2 計算結(jié)果表2給出了多層燃料組件各層水與燃料中重金屬元素質(zhì)量比(m w /m f 。以往的研究表明3,超臨界水冷快譜堆芯燃料轉(zhuǎn)換比取決于氫原子數(shù)與重金屬原子數(shù)之比,即水與重金屬質(zhì)量比。堆芯中水與重金屬質(zhì)量比值越小,燃料轉(zhuǎn)換比就越大。在本文設(shè)計中,組件采用較為緊密的燃料棒布置,水與重

14、金屬質(zhì)量比平均值約為0 0171。由于組件冷卻劑密度沿軸向不斷發(fā)生變化,隨著組件高度的增加,裂變區(qū)與再生區(qū)m w /m f 值分別逐漸減小。表2 燃料組件m w /m f 值Table 2 The m w /m f value of fuel assembly層數(shù)m w /m f 層數(shù)m w /m f 層數(shù)m w /m f 1層0 01624層0 01687層0 00842層0 01995層0 00948層0 01363層0 01126層0 01499層0 0076圖4給出了組件裂變區(qū)與再生區(qū)中子能譜圖。從圖可知,組件內(nèi)高能中子份額遠大于熱中子份額,中子平均能量較高,有利于提高燃料的增殖性能。

15、組件裂變區(qū)均具有較大的中子注量率,而從裂變區(qū)泄漏到再生區(qū)的部分中子被195 再生區(qū)燃料俘獲,因此再生區(qū)中子注量率相對較小。 圖4 組件中子能譜Fig.4 N eut ron spectr um o f fuel assembly圖5給出組件軸向功率分布圖。由于組件內(nèi)再生區(qū)主要是實現(xiàn)易裂變核素的增殖,因此再生區(qū)幾乎不產(chǎn)生熱量。每個裂變區(qū)軸向均出現(xiàn)功率峰,并且組件第二層裂變區(qū)功率峰是所有裂變區(qū)功率峰中最大的,這是因為組件第二層裂變區(qū)中子注量率比其他裂變區(qū)中子注量率都要大(如圖4,燃料裂變產(chǎn)生熱量較多。 圖5 組件軸向功率分布Fig.5 A xial pow er distributio n of

16、fuel assembly圖6給出了多層燃料組件徑向功率密度分布。從圖可知,組件徑向功率密度分布具有較好的均勻性?？拷M件壁的燃料棒比組件內(nèi)部燃料棒的功率密度略大,但棒功率相對差異最大僅為0 89%。圖6 組件徑向功率分布F ig.6 Radial pow er distr ibution of fuel assembly表3 組件相關(guān)計算結(jié)果Table 3 Results related to the fuel assembly參數(shù)說明計算值無限增殖因數(shù)K%1 064轉(zhuǎn)換比1 054冷卻劑空泡反應性系數(shù)/(10-5/K-1 593燃料溫度反應性系數(shù)/(10-5/K-0 740核熱點因子1 3

17、84表3給出組件相關(guān)計算結(jié)果。組件中燃料的轉(zhuǎn)換比超過1 0,達到了1 088。由于裂變區(qū)的高度較小(各0 5m,增強了裂變區(qū)中子的泄漏,組件獲得負的冷卻劑空泡反應性系數(shù);另一方面也減小了組件的無限介質(zhì)增殖因數(shù),K %值為1 067。為了描述組件內(nèi)功率分布的不均勻性,定義核熱點因子為:F N q =q max /q(3式中:q max 為混合堆快譜區(qū)最大熱流密度,kW/m 2;q 為裂變區(qū)平均熱流密度,kW/m 2。在本文多層燃料組件中,核熱點因子為1 352?；谝陨系奈锢斫Y(jié)果,本文對組件子通道穩(wěn)態(tài)熱工水力做了初步的分析,進一步了解多層燃料組件的性能。從圖3可知,組件內(nèi)有三種不同類型的子通道,

18、其中子通道1在組件邊角位置,子通道2為靠近組件壁的子通道,子通道3是組件內(nèi)部196 子通道。各類子通道設(shè)計參數(shù)見表4,表中P h /S 值是影響組件子通道焓升的一個重要參數(shù)4。如果不同子通道間的P h /S 值相差較大,那么各子通道間冷卻劑焓升偏差也較大。表4 子通道設(shè)計參數(shù)Table 4 D esign parameters of each sub channelSC 1SC 2SC 3子通道面積S /mm 212 420 934 4加熱周長P h /mm 6 2812 5625 12(P h /S /mm -10 5060 6010 730子通道數(shù)11664 圖7給出了各子通道中冷卻劑在軸

19、向高度上的溫度分布。由于組件在結(jié)構(gòu)設(shè)計上能夠有效平衡子通道間P h /S 值,因此各子通道間冷卻劑焓值分布相近。在組件出口各通道冷卻劑溫度非均勻性較小,子通道間冷卻劑最大溫差約為10。 圖7 子通道冷卻劑溫度F ig.7 Co olant temperature in sub channels 圖8給出了子通道軸向冷卻劑質(zhì)量流密度分布。在相同的壓降下,水力半徑大的子通道中冷卻劑的質(zhì)量流密度大于水力半徑小的子通道4。子通道3的水力半徑為三種不同類型子通道中最大的,因此子通道3獲得的冷卻劑質(zhì)量流密度最大。圖9給出了組件軸向冷卻劑密度分布圖。冷卻劑進口密度約為出口密度的2 2倍,冷卻劑密度在組件裂變

20、區(qū)發(fā)生劇烈變化,而在再生圖8 子通道冷卻劑質(zhì)量流密度F ig.8 Co olant mass flux in subchannels圖9 冷卻劑密度Fig.9 Coo lant density in sub channels區(qū)冷卻劑密度幾乎不發(fā)生變化,這是因為再生圖10 子通道中燃料棒包殼溫度F ig.10 Cladding temperature in sub channels區(qū)燃料產(chǎn)生熱量較少。圖10給出了各子通道燃料棒包殼溫度分布。從燃料棒包殼表面溫度分布可知,在相同197位置處, 不同子通道燃料棒包殼表面溫度相差 較小; 燃料棒包殼表面最高溫度約為 610 , 低 于設(shè)計準則規(guī)定的 6

21、50 上限值 5 。 比分析可知, 棒徑變化對組件徑向功率分布影 響很小, 不同棒徑的組件徑向功率分布都比較 均勻。 3 組件棒徑敏感性分析 為了考察組件結(jié)構(gòu)參數(shù)對多層燃料組件性 能的影響, 本文在保持 P/ D 比不變的條件下, 對不同棒徑的組件從物理與熱工結(jié)果上進行了 分析。 圖 11 和圖 12 給出了燃料棒直徑對功率分 布的影響。隨著燃料棒直徑的變化, 組件軸向 最大功率峰值在裂變區(qū)中位置也發(fā)生著變化, 但仍位于組件的下端處。其中, 棒徑 9 mm 組 件有較小的功率峰值, 而棒徑 7 mm 的組件不 利于軸向功率分布。從表 6 與圖 6 徑向功率對 圖 11 棒徑對軸向 功率的影響

22、Fig . 11 Effect of fuel r od diameter on the ax ial pow er 圖 12 棒徑對熱工結(jié)果的影響 Fig . 12 Effect of r od diameter on thermal hydraulic r esults a! 冷卻劑溫度分布; b ! 冷卻劑質(zhì)量流密度分布; c! 冷卻劑密度分布; d ! 燃料棒包殼溫度分布 198 表 5 給出了棒徑對組件相關(guān)計算結(jié)果的影 響。隨著棒徑的增大, 組件內(nèi)水與燃料中重金 屬元素質(zhì)量比減小, 燃料轉(zhuǎn)換比增大; 冷卻劑對 中子的吸收減少, 導致無限介質(zhì)增殖因數(shù)增大; 由于組件裂變區(qū)軸向功率分布不

23、均勻性隨棒徑 的增大而減小, 裂變區(qū)核熱點因子也有所降低。 表5 棒徑對計算結(jié)果的影響 不同棒徑的組件均得到負的反應性系數(shù), 其中 棒徑較小的組件得到較負的反應性系數(shù)。 圖 12 給出了不同棒徑對組件熱通道( 子通 道 1 中冷卻劑溫度, 冷卻劑 質(zhì)量流密度, 燃料 棒包殼溫度和 組件軸向冷卻劑密度分布的影 響。燃料棒直徑較大的組件子通道內(nèi)冷卻劑質(zhì) 量流密度較小, 一方面引起子通道內(nèi)冷卻劑較 大焓升, 子通道出口冷卻劑溫度較高; 另一方面 削弱了冷卻劑與燃料棒之間熱量傳遞, 導致棒 徑較大的子通道內(nèi)燃料棒包殼溫度升高( 如圖 12d 所示 。在燃料棒直徑為 9 m m 時, 包殼表 面最高溫度

24、接近 650 。由于棒徑為 7 mm 的 組件在其下端裂變區(qū)軸向功率較大, 因此該組 件內(nèi)冷卻劑密度在入口段變化最為劇烈。 基于上 述 研究, 在 多 層燃 料 組件 棒 徑為 8 mm 時, 可以獲得較大的負冷卻劑溫度反應性 系數(shù)與燃料溫度反應性系數(shù), 達到增殖目的, 同 時有效地保證了組件燃料棒包殼的完整性。 Table 5 Effect of rod diameter on results 參數(shù)說明 無限介質(zhì)增殖因數(shù) K % 轉(zhuǎn)換比 冷卻劑空泡反應性 - 2 912 系數(shù)/ ( 10- 5 / K 燃料溫度反應性系 - 1 083 數(shù)/ ( 10- 5 / K 核熱點因子 1 539 1

25、 384 1 297 - 0 740 - 0 639 - 1 593 - 0 900 D= 7 mm D = 8 mm 1 039 1 027 1 064 1 054 D = 9 mm 1 084 1 136 表6 Table 6 棒徑對徑向功率的影響 Ef fect of f uel rod diameter on the radial power 上層: D= 7 mm 組件, 下層: D= 8 mm 組件 1 1 1 012 1 005 2 1 006 1 003 3 1 005 1 001 4 1 004 1 004 5 1 005 1 003 6 1 005 1 003 7 1 00

26、4 1 005 8 1 005 1 004 9 1 008 1 004 2 1 010 1 005 1 000 1 001 1 001 0 998 0 999 0 996 1 001 0 999 0 999 1 000 1 000 0 999 1 000 0 999 0 997 0 999 3 1 006 1 003 1 000 0 999 0 998 0 998 0 999 0 997 0 998 0 997 0 999 0 999 0 998 0 999 0 999 0 998 0 997 0 997 4 1 007 1 003 1 002 1 000 0 999 0 999 0 998

27、0 998 0 997 0 998 0 999 0 998 0 998 0 999 0 999 0 998 1 000 0 995 5 1 006 1 004 1 001 1 000 0 999 0 998 0 997 1 000 0 997 0 998 0 998 0 999 0 998 1 000 0 997 0 999 0 999 1 000 6 1 006 1 005 1 000 0 999 0 998 0 999 0 998 0 999 0 998 0 997 0 998 0 999 0 999 0 999 0 999 1 000 0 999 0 999 7 1 005 1 005

28、1 000 1 001 0 999 0 998 0 998 1 000 0 997 1 000 0 998 0 998 0 999 1 000 0 999 0 999 0 997 1 001 8 1 008 1 004 0 999 1 000 0 998 0 998 0 998 1 000 0 997 0 999 0 996 0 999 0 998 0 999 0 999 0 999 0 997 0 998 9 1 005 1 005 0 998 1 000 0 997 1 001 0 996 0 999 0 997 1 000 0 998 1 000 0 999 1 001 0 998 1

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