超临界水堆燃料组件内的排列研究

　第29卷　第1期核科学与工程Vol.29　No.1　2009年　3月Chinese Journal of Nuclear Science and Engineering Mar.　2009

超临界水堆燃料组件内的排列研究

秦　冬,常华健

(清华大学核能与新能源技术研究院,北京100084)

摘要:超临界水冷反应堆(SCWR)是第四代核能系统国际论坛(GIF)推荐的六种堆型中唯一的轻水堆型。SCWR和现有的轻水堆相比,具有热效率高,系统设备大大简化的优点。世界范围内的研究纷纷展开,其中燃料组件的设计优化及堆芯布置是一个重要的研究方向。本文分析比较了当前比较流行的几种燃料组件设计,在采用同一富集度燃料且不含可燃毒物的情况下,利用MCN P程序对这几种组件的当地功率峰值因子进行了计算,发现其离设计目标还有一段距离。本文分析了影响当地功率峰值因子的若干因素,发现对于正方形组件,在均匀慢化、降低当地功率峰值因子的同时也使得组件整体上慢化不足,表现为倍增因子降低,这主要与燃料棒的排列方式有关。通过对比分析发现,相对于正方形排列,改进过的六角形排列更容易解决充分慢化和均匀慢化之间的矛盾,实现组件设计的优化。

关键词:超临界水冷堆;燃料组件;当地功率峰值因子

中图分类号:TL34 文献标识码:A 文章编号:025820918(2009)0120056206

Study on the layout of the SCWR f uel assembly

Q IN Do ng,CHAN G Hua2jian

(Instit ute of Nuclear and New Energy Technology,Tsinghua University,Beijing100084,China)

Abstract:The supercritical water reactor(SCWR)is t he o nly light water reactor of t he six reactor types recommended by t he Generation IV International Forum(GIF).Com2 pared wit h t raditional L WR,SCWR may achieve high t hermal efficiency and simple plant equip ment.Related researches are being carried out worldwide,among which t he optimal design for f uel assembly and core is an important t rend.This paper analyzes t he current f uel assembly(FA)designs and calculates t heir local power peaking factors wit h MCN P code under t he condition of using t he same enrichment f uel and containing no burnable poison,and finds t hat t he local power peaking factors of t hese FAs are a little far away from t he design objective.This paper analyzes several factors influencing local power peaking factor,and shows t hat in t he case of uniform moderation,t he square FA dep ress local power peaking factor wit h t he disadvantage of making t he f uel assembly

收稿日期:2008203231;修回日期:2008209202

作者简介:秦　冬(1983—),男,江苏扬州人,硕士研究生,核能科学与工程专业

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under2moderation as a whole and decrease consequently t he Keff,which is mainly caused by t he arrangement of t he f uel rods.The paper also comes to a conclusion t hat,com2 pared to t he square FA,t he hexago nal FA will easily resolve t he cont radiction between t he uniform moderation and f ull moderation,achieving t he optimization of t he f uel as2 sembly design.

K ey w ords:SCWR;f uel assembly;local power peaking factor

超临界水冷反应堆(SCWR)的概念自1989年由日本东京大学提出以来,其出色的性能引起了广泛的关注,很多国家和组织对此开展研究,并取得一系列成果。超临界水堆本质上是在高温高压下运行的直接循环轻水堆。它以两种成熟技术为基础:一种是目前广泛使用的核电站轻水堆技术;另外一种是目前大量使用的超临界燃煤锅炉电站技术。超临界水堆的运行压力为25MPa,在此压力下,不存在沸腾现象,冷却剂始终保持为单相,因此可以省略很多设备如蒸汽发生器、稳压器、汽水分离器、干燥器等,使系统装置大大简化,从而降低成本。堆芯冷却剂的进口平均温度一般为280℃,平均出口温度可达500℃以上,相应的热效率约为44%,比现有的轻水堆高出约三分之一。

在目前的研究中,组件的设计是一个比较重要的课题,它涉及到复杂的结构设计和强烈的物理热工耦合。在SCWR设计中[1],冷却剂出口温度直接受制于功率峰值因子,为了展平组件的功率分布,获取较大的冷却剂出口温度、提高系统热效率,组件的当地功率峰值因子的设计目标是1110。近几年有不少燃料组件的设计方案被提出,但是对于这些组件的结构、布置及组成成分是否能使组件达到这一设计目标还是一个挑战。

本文基于MCN P程序,考虑了物理热工耦合的影响,从正方形组件的构成要素入手,研究计算了几种有代表性的正方形组件,在分析影响当地功率峰值因子的过程中,发现所研究的几种正方形组件的峰值因子都离设计目标还有一些差距,并且还发现对于正方形组件,降低峰值因子的同时也使得倍增因子降低,从而影响燃料的经济性,这和正方形形状的固有性质有关。在大量对比分析的基础上,本文尝试提出了一种六角形的组件设计方案,该组件能够有效克服正方形组件存在的充分慢化和均匀慢化不能兼顾的问题。

1　正方形组件的计算模型

111　燃料棒

超临界水堆使用的燃料棒一般有两种规格:一种较粗,其直径1012mm,棒间距1112mm,包壳厚度0163mm,芯块的直径8178mm,此燃料棒主要用于正方形组件;另一种较细,棒直径8mm,包壳厚度015mm,燃料芯块的直径为619mm,此燃料棒用于六角形组件时棒间距1014mm,用于正方形组件时棒间距916mm。无论粗细,其活性区长度基本都是4200mm。本文为了方便比较,燃料棒、水棒及元件盒包壳统一采用Inconel718合金,密度为8118g/cm3;燃料的富集度定为6%,密度为95%的理论密度;填充气体为室温下6M Pa的氦气。本文中的燃料棒均不含可燃毒物。

112　正方形组件的类型

常见的超临界水堆的正方形组件主要有三个构成要素:水棒间燃料棒的层数、水棒的个数以及水棒所占棒位。不妨将组件记为“正m1n1k”,表示该组件水棒与水棒之间有m层燃料棒排列,每个组件有n×n个水棒,每个水棒占k×k个棒位。当然还有其他的影响因素,如组件的外围是否存在慢化水棒。本文根据不同的影响因素构造了不同的组件,以研究这些因素对当地功率峰值的影响。图1给出了其中四种组件的结构示意。

113　计算条件

考虑到组件计算时,物理和热工有强烈的耦合作用,本文参考了文献[5]给出的堆芯轴向温度分布。计算时忽略了温度分布的径向差

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图1　正11613、正11613(外)、正11414和正21513

Fig.1　Square f uel assemblies

“Sq11613”,“Sq11613(out )”,“Sq11414”and “Sq21513”

异。超临界水堆的冷却剂在轴向有剧烈的温度变化,而温度变化又影响单位体积内的核子数和核子的微观截面。而对于轻核,其微观截面随温度的变化不大,所以本文只考虑轴向的密度变化。将冷却剂和慢化剂沿轴向分成21层,利用文献[5]给出的数据,采用Herrmite 插值得到各层的密度值。冷却剂和慢化剂的轴向密度分布见图2。

MCN P 的计算中,燃料采用ENDF62M T

的1200K (927℃

)截面库,冷却剂和慢化剂均用ENDF5M T2的587K (314℃

)的截面库。参照文献[6],在活性区上下各设置厚为

30cm 、温度为287℃的水层。因为正方形组件八分之一对称,为了节省计算时间,只计算右

图2　冷却剂和慢化剂的轴向密度分布

Fig.2　The axial density profiles of coolant and moderate

■———正方形组件慢化剂;●———正方形组件冷却剂;▲———六角形组件慢化剂;?———六角形组件冷却剂

下八分之一组件。组件的四周采用反射边界,上下采用真空边界。

2　组件的计算分析和讨论

211　正方形组件的计算

在超临界水冷堆的设计中,冷却剂出口温度直接受制于功率峰值因子,为了展平功率分布,以获得较高的冷却剂出口温度,组件的当地功率峰值因子即组件的最大棒功率和平均棒功率的比值定为1110。

本文对表1的七种组件模型进行了计算,这七种模型可分为三类。第一类是正11613和正11613(外),主要研究外围水棒的慢化效果;第二类是正11414、正11413和正11412,主要研究水棒大小的影响;第三类是正11513和正21513,主要研究水棒间燃料棒排列层数的影响。表1为计算结果。

表1　组件计算结果

T able 1　The results of the assembly calculation

参数

正11613

正11613(外)[2]

正11414[3]

正11413

正11412

正11513

正21513[4]

k eff

11231112171122311229111841122911182标准差218E -4219E -4219E -4219E -4219E -4218E -4219E -4功率峰值因子

11267

11141

11332

11300

11187

11300

11137

21111　峰值因子的影响

组件“正11613”内部水棒之间只有一层燃

料棒,如此组件内部的燃料棒大部分都要受到两边水棒的慢化效果影响,而外围一圈燃料棒只有一边与水棒相邻,故该类组件的功率分布的均匀性就会受到影响。解决这个问题有两个

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5

方法,

一是在添加外围水棒,让外层燃料棒也能

两边都有水棒;二是让所有的燃料棒都只有一边有水棒。

从表1的结果看,外围水棒的存在确实能够起到增加外围慢化效果,展平径向功率分布的作用。对比“正11613”和“正11613(外)”,可

见当地功率峰值因子从11267降到了11141,降幅达10%。正11613(外)右下内侧八分之一组件的功率分布如图3所示。峰值因子11141出现在C1,这个位置左右两边都是水棒,是整

。观察可知,相邻有四根燃料棒的棒位,该处的值是连同这个棒位在内的五个位置里最小的;相邻有三根燃料棒的棒位,该处的值是四个位置里最小的。由于存在外围水棒,当地功率因子最小值出现的位置并不是M13这个角点,而是M9。从整体上看,功率分布是从内而外的减小,但是由于内部水棒的存在,这种减小不是单调连续而是有起伏的。

图3　正11613(外)八分之一组件的功率分布

Fig.3　The power distributions of eighth

fuel assembly“Sq11613(out)”

第二种方法的效果也是非常明显的,当地功率峰值因子从“正11513”的11300降到了“正21513”的11137,降幅也超过了10%。正21513组件右下内侧八分之一组件的功率分布如图4所示。峰值因子出现在C1处,这个位置在所有棒位中最靠近整个组件的中心,并且这个位置处于中心水棒边上的中间棒位,是这个水棒周围慢化影响最好的位置,综合起来就是峰值位置。因为没有外围水棒,其最小值的位置就是M13这个角点。

文献[4]推荐的“正21314”组件采用8mm 燃料棒,富集度为4%,其耦合计算的结果表明

图4　正21513八分之一组件的功率分布

Fig.4　The power distributions of eighth

f uel assembly“Sq21513”

能够满足设计要求。本文为了方便比较采用1012mm燃料棒,6%富集度,其当地功率峰值因子为11161,k eff为11198,忽略耦合计算的误差及燃料棒的差异,单从排列分布上看,在利用粗棒及较高富集度的情况下,效果并没有组件“正21513”好。

中间三种组件模型从“正11414”到“正11413”再到“正11412”,当地功率峰值因子从11332降到11300再降到11187。这个变化说明组件功率分布的不均匀性与水棒的存在有密切的联系,减小水棒可以减小组件内部的不均匀性,降低组件的当地功率峰值因子。在极限情况下即没有水棒,栅格密集排列,由常理可知其组件功率分布均匀,可见组件内部的水棒是导致组件功率分布不均匀的一个重要因素。但水棒所占比例的减少会造成慢化不足,使k eff显著降低,因而合理的水棒布置成为问题的关键所在。

其他组件具体的功率分布与上述有类似的规律,其峰值位置根据上面图3和图4所示要满足两个方面的要求,第一是位于整个组件的中心部分,第二是位于水棒边上的中间位置,即水棒慢化影响最大的地方。依据以上两点可以估计出其他组件的峰值位置所在。

21112　倍增因子的影响

从当地功率峰值因子考虑,在上面几种组件中,组件“正21513”效果最好,峰值因子最小,为11137,“正11613(外)”次之,峰值因子为11141。组件“正21513”和“正11613(外)”体积大小相当,前者每个组件有400根燃料棒,后者有301根,但是前者的倍增因子11182要小于后者11217,这可以看出前者组件的慢化非常

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不足。

从组件“正11613”到“正11613(外)”,峰值因子下降的同时,倍

增因子也略有下降,由11231降到了11217。其原因可能是外围水棒

的存在,虽然增加了慢化,但是同时也使得水对中子的吸收增加,故组件的峰值因子和倍增因子同时下降。

从“正11513”到“正21513”,有效增值因数从11230降到了11182,在慢化剂的体积并未增加,而燃料棒数目增加的情况下,平均到每根燃料棒的慢化面积(体积)减小,以致整个组件整体慢化削弱,有效增值因数减小。

中间三个组件里,“正11413”的倍增因子最大,为11229;“正11414”次之,为11223;“正11412”最小,为11184。这个次序不是组件的

峰值因子减小的次序,也不是组件的单棒平均慢化剂数量减小的次序,说明并不是慢化剂越多组件的慢化就会越充分,存在一个最佳的单棒平均慢化剂量。综合看组件“正11X 13”的单棒平均慢化剂量是最好的。21113　讨论

综上可知,三种分类也是三种减小当地功率峰值因子的方法,在均匀慢化组件、减小峰值因子的同时也削弱了组件的充分慢化、减小了倍增因子,可见组件的均匀慢化和充分慢化是相互矛盾的,组件设计的核心就是要在充分慢化和均匀慢化之间达成一个平衡。从计算结果看,正方形组件的较难达到这个平衡。以组件“正21413”为例,两层燃料棒布置有利于均匀慢化(当地功率峰值因子为11135),但是单棒平均的慢化剂较少使组件不能充分慢化(倍增

因子为11179);若增大水棒(组件“正21414”)固然能让组件充分慢化(倍增因子为11205),

但亦使组件内部的均匀性变差(参见中间三种组件的峰值因子变化),提高了当地功率峰值因子(峰值因子为11165)。

为了进一步了解组件内燃料棒不同排列方式的影响,在均采用直径为1012mm 燃料棒的情况下,本文计算比较了图5所示的两种燃料组件。图5中,正方形组件有180根燃料棒,六角形组件有186根燃料棒,数目上相差无几;并且正方形组件中单棒平均的慢化剂要多于六角形组件,所以理论上正方形组件的慢化要比六角形组件充分,倍增因子也应该较大一些。计算结果表明,图5所示的正方形组件其当地功率峰值因子为11161,倍增因子为11198;六角形组件的当地功率峰值因子为11066,倍增因子为11281。正方形组件峰值因子大于六角形组件,倍增因子却小于六角形组件。这种结果或许和正方形慢化水棒本身形状有关。正方形水棒周围不同棒位的燃料棒所受的慢化效果差异较大,如角点处的燃料棒和边上中间处的燃料棒功率分布的差别就很明显,这种差异造成当地功率峰值因子相对较大。理论上讲,均匀慢化效果好的形状莫过于圆形,但若用圆形水棒,则燃料棒需环状排列,结构上无法实现。退而可采用六角形,因为六角形和正方形一样,可以拼合变大(其他的正多边形则不可),比正方形更接近圆,慢化效果也更好一些,上面的结果也证明了这一点。

图5　六角形组件和正方形组件的比较

Fig.5　Comparison of the hexagonal

and square fuel assemblies

212　六角形组件的尝试

六角形组件也是超临界水冷堆的候选组件之一,但是当时的六角形组件局部燃料棒分布密集[7],导致必须用复杂的富集度变化来平衡功率分布的不均匀性,再加上一些其他的原因如慢化不足导致反应性振荡以及复杂的机械结构[3]等,该方案未受到广泛重视。本文根据正方形组件计算结果的启示,从均匀慢化的角度出发,尝试在水棒之间采用两层燃料棒的布置(见图6a );组件内部的慢化通道为圆形,使得慢化效果各向大致相同,也有利于减小水棒的流致振动;从机械结构上考虑,各边中间部分采用固体的半环形氢化锆作为慢化材料,内部用

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图6　新组件及功率分布

Fig.6　The new assembly and the power distribution

不锈钢填充。

六角形组件采用的燃料棒为细棒,为了方便比较,包壳材料、燃料富集度与填充气体和正方形组件的相同。冷却剂和慢化剂的轴向密度分布参见图2。其他的计算条件参见正方形组件,根据对称性,为了节省机时,只计算十二分之一的组件。

计算结果表明,均采用6%富集度的情况下,组件的当地功率峰值因子为11045,位于棒位19。若调整半环状固体慢化材料的厚度,则当地功率峰值因子有望接近11040。其具体分布如图6b所示。功率分布与正方形组件相比非常均匀,各棒位的功率均在组件平均值的上下7%以内。组件采用细燃料棒,倍增因子可达11231。和前面的正方形相比,该组件功率峰值因子小而有效倍增因子大,可以说组件在均匀慢化和充分慢化之间达到了一个较好的平衡。因此,在本文所考虑的计算条件下,六角形组件是一个比较好的选择。

3　结论

(1)对于正方形组件,无论是内部双层燃料棒布置还是组件周边添加水棒都有利于组件的均匀慢化、降低当地功率峰值因子,仅从这一点考虑,前者的效果略好;而结合k eff考虑,后者较有优势。正方形组件在均匀慢化和充分慢化之间不易找到平衡点,这种问题和组件正方形水棒形状有关,它造成正方形组件进一步降低当地功率峰值因子的同时提高k eff较为困难。

(2)经过改进的六角形组件双层燃料布置使当地功率峰值因子为11045,且不需要复杂的富集度变化平衡功率分布;圆形水棒使慢化效果各向大致相同,减小水棒的流致振动;特殊部位采用固体的氢化锆作为慢化剂避免了机械结构的复杂性;有效倍增因子为11231。和正方形组件相比,其功率峰值因子小而倍增因子大,是在本文所考虑条件下的一种较佳的选择。当然,对于实际燃料组件的工程设计,还需要综合考虑物理热工、结构设计、力学性能以及材料等方面的诸多问题,是进一步研究的方向。

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