螺旋金屬燃料多物理耦合分析方法與概念設計研究

顧漢洋,肖 瑤,叢騰龍,郭 輝,傅俊森,蔡孟珂,宋去非

(上海交通大學 核科學與工程學院,上海 200240)

燃料組件是核反應堆的關鍵部件,其性能對反應堆安全性和經濟性有決定性影響。螺旋燃料是一種結合了棒狀與板狀燃料元件優點的革新型燃料,典型螺旋燃料元件橫截面為十字形(四葉)或Y字形(三葉),翼片沿軸向方向扭轉,形成螺旋結構。采用U50%Zr合金燃料為芯體材料,可提高熱導率和鈾密度,且研究顯示Zr含量達到50%后可顯著減小輻照腫脹[1]?；ò晷谓孛嬖黾恿藫Q熱面積,減小了芯體中心傳熱路徑。扭轉的翼片迫使冷卻劑在通道內形成持續的旋流,增強了子通道間的交混與對流傳熱。金屬燃料的高熱導率則進一步降低了芯體溫度?；谝陨蟽烖c,螺旋金屬燃料可獲得更高的堆芯功率密度,對大、小型水冷反應堆安全性和經濟性提升具有重要意義。

堆內固有的多物理場環境使得核燃料的堆內行為演化十分復雜,對其進行準確預測需要綜合燃料的熱工、物理和力學行為進行耦合分析。在熱工水力方面,當前對螺旋燃料單相交混行為研究較為充分[2-6],但對兩相工況下熱質傳輸行為認知還不充分。公開文獻僅有俄羅斯庫爾恰托夫研究所報道了針對三葉螺旋燃料棒束通道的臨界熱流密度實驗結果[7]。在反應堆物理方面,螺旋燃料組件幾何較傳統壓水堆更為復雜,且燃耗過程中形變較為顯著,其中子學特性研究鮮有公開報道。在輻照熱-力學特性方面,相關學者[8]利用Bison程序模擬了在正常工況、失水事故和反應性事故工況下的螺旋金屬燃料元件堆內熱-力學行為,但未考慮合金燃料和包殼界面之間、元件和元件之間的相互作用和非均勻裂變氣體腫脹等效應對輻照熱-力耦合行為的影響。在多物理耦合方面,當前已形成了針對圓棒、板型等其他燃料元件的熱工-物理-力學耦合方法,但螺旋金屬燃料在輻照作用下的物理、熱工、力學多場的耦合作用及變形、破壞機制與傳統形式燃料不同,目前尚未見到針對螺旋金屬燃料棒或組件性能的多物理場耦合特性研究。

針對以上研究不足,上海交通大學反應堆熱工水力實驗室(Nuclear Engineering Thermal-Hydraulic Laboratory, NETH)針對螺旋金屬燃料組件開展實驗、理論和數值模擬研究,研究三維多相熱質傳輸機制與沸騰臨界特性、中子物理特性、力學行為及其耦合機制,開發精細化交混模型與臨界熱流預測模型、特征線中子輸運、輻照條件下U-Zr合金熱力作用模型,建立燃料組件在全壽期內的瞬態安全特性與服役行為熱工-物理-力學耦合分析方法,揭示螺旋金屬燃料組件在高燃耗和典型事故條件下的變形規律和失效機制,最終為螺旋金屬燃料組件的設計和分析提供理論模型和分析手段。

1 螺旋金屬燃料熱工水力特性與分析方法

準確獲得組件內熱質傳輸行為,明確其單相、兩相工況下的流動、交混、傳熱與臨界熱流密度特性是對其開展優化設計及安全分析的基礎。螺旋金屬燃料特有的螺旋翼片結構使其能質傳輸特性與傳統元件顯著不同,扭轉結構迫使冷卻劑在通道內形成持續的旋流,增強了子通道間的交混與對流傳熱,也使得其內熱質傳輸行為更為復雜,傳統熱工水力分析模型不再適用。因此,上海交通大學NETH針對螺旋金屬燃料關鍵熱工水力特性開展了系統性實驗、數值和理論研究,發明了螺旋金屬燃料組件交混與相界面輸運、沸騰臨界特性測量技術,建立了螺旋金屬燃料組件三維兩相數值分析最佳實踐準則,明確了旋流交混、周向非均勻傳熱與沸騰臨界規律,集總建立了螺旋金屬燃料精細化子通道分析方法,實現了沿程交混量與堆芯沸騰臨界特性瞬態精細化預測。

1.1 關鍵熱工水力特性實驗研究

在實驗研究方面,針對螺旋金屬燃料組件關鍵熱工水力特性建立了一整套關鍵測量方法和實驗技術,實現了螺旋金屬燃料組件阻力、交混[5]、相界面輸運[9]、可視化沸騰傳熱及全溫全壓下大規模棒束組件沸騰臨界特性[10]精細化測量,明確了其流動交混與沸騰臨界規律。

NETH開發了基于絲網傳感器的螺旋金屬燃料組件交混測量方法和相界面測量方法[5],實現了交混行為與相界面濃度精細化測量。交混測量以KCl溶液為示蹤劑,采用質量平衡法獲得了典型正方形及三角形排列螺旋金屬燃料組件高精度交混數據。圖1給出了典型正方形排列螺旋金屬燃料組件交混實驗結果,發現組件內存在與棒扭轉方向一致的旋流,流動后掠現象是螺旋金屬燃料子通道間交混的主要機制。兩相流動行為研究方面,實驗發現邊通道含氣率顯著低于中心通道(圖2),這是由于通道中心存在漩渦,使得氣相被鎖定。這也導致低含氣率下即呈現出核峰分布,流型轉變線前移。

a——入口截面;b——出口截面圖1 典型螺旋金屬燃料組件交混實驗結果Fig.1 Result of mixing experiment in a typical helically metallic fuel assembly

a——實驗本體;b——實驗結果圖2 低含氣率工況下核峰分布現象Fig.2 Peaking distribution under low void fraction case

NETH自主研制了高功率沸騰臨界螺旋金屬燃料棒模擬體,建立了一整套螺旋金屬燃料組件臨界熱流密度測量方法[10],實現了沸騰臨界機理可視化測量和全溫全壓下全長大棒束沸騰臨界特性測量。在機理研究上,實驗發現氣泡首先在翼根處產生,隨著氣泡不斷聚集,翼根處率先觸發臨界(圖3)。在大棒束臨界實驗中,實驗室自主設計制造了螺旋金屬燃料臨界熱流密度實驗本體,獲得了螺旋金屬燃料臨界數據。如圖4a所示為典型19棒束螺旋金屬燃料臨界熱流密度實驗本體,實驗獲得的臨界數據具有良好的線性度(圖4b),表明了螺旋金屬燃料臨界數據的有效性和實驗測量方法的可靠性。

圖3 基于高功率螺旋金屬燃料棒模擬體的沸騰與臨界行為可視化測量Fig.3 Visualization measurement of boiling and critical behavior based on high-power helically metallic fuel rod simulation body

a——實驗本體;b——典型實驗結果圖4 全溫全壓19棒束螺旋金屬燃料組件臨界特性測量Fig.4 Critical heat flux experiment in 19-pin helically metallic fuel rod bundle

1.2 數值分析與精細化子通道分析方法

子通道方法是堆芯瞬態熱工安全分析中最關鍵方法之一。由于螺旋金屬燃料特殊的幾何結構,傳統子通道分析程序不再適用。實驗室針對螺旋金屬燃料建立了三維兩相數值分析方法,開發了精細化子通道瞬態安全分析程序,實現了軸向交混量演化和沸騰臨界特性的準確預測。以下將著重對交混、燃料棒和臨界這3個關鍵模型進行介紹。

NETH完成了阻力、交混和臨界實驗驗證,建立了螺旋金屬燃料數值分析最佳實踐準則。基于旋流場數值分析,發現螺旋金屬燃料組件內存在三類大尺度旋流現象[4]。圖5給出螺旋金屬燃料組件內典型旋流場示意圖,三類旋流分別為間隙處的雙向橫流、通道中心的旋流和組件最外圈的旋流?；谛鲌鼋⒘司毣菪饘偃剂辖换炷Ｐ?如圖6所示[6]。首先,針對螺旋金屬燃料組件內特殊的旋流場,提出了精細化子通道劃分方法(圖6a)?？紤]燃料棒與流體之間相互作用力建立了螺旋金屬燃料分布阻力模型(圖6b),實現了組件內三類大尺度旋流結構及交混速率沿程演化行為精細描述(圖6c)。針對燃料棒模型,考慮螺旋金屬燃料周向非均勻傳熱特性,提出了傳熱系數周向非均勻形狀因子模型(F(θ)),結合二維導熱實現了周向熱流與壁面溫度分布的準確描述(圖7)。考慮螺旋金屬燃料壁面熱流密度周向非均勻分布對沸騰臨界行為的影響特性,建立了包含熱流周向非均勻因子的螺旋金屬燃料臨界熱流密度預測模型[10]。

圖5 螺旋金屬燃料組件內三類大尺度渦結構Fig.5 Three types of large-scale vortex structures in helically metallic fuel assembly

圖7 精細化子通道螺旋金屬燃料棒模型Fig.7 Refined subchannel helically metallic fuel rod model

螺旋金屬燃料精細化子通道分析程序的典型預測結果如圖8所示。程序實現了沿程交混速率變化的精細化描述,可準確預測截面濃度場沿程演化過程(圖8a)。程序實現了壁面溫度周向分布(圖8b)與組件沸騰臨界功率(圖8c)的瞬態精細化預測,可應用于螺旋燃料堆芯瞬態安全特性評價。

a——冷卻劑沿程交混行為;b——燃料棒周向壁面溫度分布;c——燃料組件沸騰臨界功率圖8 螺旋金屬燃料精細化子通道安全分析程序典型預測結果Fig.8 Simulation result of helically metallic fuel refined subchannel analysis code

2 螺旋金屬燃料中子物理特性與分析方法

螺旋金屬燃料結構復雜,能譜特殊,多物理耦合需要高精細度物理參數,螺旋金屬燃料多物理耦合對其物理分析方法提出極高要求。首先,螺旋金屬燃料棒橫截面為花瓣形,翼片沿軸向方向扭轉,形成螺旋結構。其徑向和軸向幾何相較傳統壓水堆棒狀燃料均更為復雜。其次,螺旋金屬燃料在組件中呈六邊形緊密排布以實現自支撐結構,因此其水鈾比相比傳統壓水堆組件更低。如圖9所示,螺旋金屬燃料壓水堆的能譜相比典型壓水堆更硬,成為介于熱譜和快譜之間的中間能譜。因此截面生成方法需要考慮特殊能譜和復雜幾何。最后,多物理耦合計算中微觀的反應堆現象的高分辨率模擬需要精細化反應堆物理計算結果,同時多物理耦合需要高效率的物理計算方法。

圖9 螺旋金屬燃料堆芯能譜Fig.9 Neutron spectrum of reactor core with helically metallic fuel

由于以上所提到的種種挑戰,目前關于螺旋金屬燃料的中子物理研究較少,現有的公開研究均使用蒙特卡羅程序并基于連續能量截面[11-13]。然而由于計算代價過大,蒙特卡羅程序僅能滿足初步分析需求,在幾何擴大到全堆時較難滿足多物理耦合分析、瞬態分析以及優化設計等需求。因此需要發展適合螺旋金屬燃料的確定論方法。近年來特征線方法(method of characteristics, MOC)因其強大的幾何處理能力廣受關注,諸多高保真程序例如西安交通大學NECP-X[14]、核星科技CRANE、韓國nTRACER[15]、美國MPACT[16]等均基于二維/一維(2D/1D)MOC開發。MOC的使用將計算分辨率從棒級別提高到平源區級別,更好地滿足了多物理耦合計算的需求。但傳統確定論程序所用截面由共振計算提供,共振計算不可避免地引入近似,且需要對由復雜幾何引起的空間效應進行修正?；谝陨媳尘?本工作開發了適用于螺旋金屬燃料特殊幾何與能譜的三維(3D)MOC計算方法。

本工作采用蒙特卡羅方法生成少群截面、3D MOC堆芯計算的兩步法。采用3D連續能量蒙特卡羅方法來處理螺旋金屬燃料組件復雜的幾何和中間能譜并生成少群截面。蒙特卡羅方法通過計算指定空間和能量區間內的反應率與中子通量生成少群截面。此方法無需進行共振計算,能夠精確處理任意幾何的優勢,彌補了傳統確定論方法在截面生成計算中的不足。堆芯計算方面采用3D MOC,相較2D/1D MOC,其擁有更強大的軸向幾何處理能力以處理軸向扭轉幾何,同時精度和收斂性更好。

此方法在三維螺旋金屬燃料單棒和全堆計算中得到驗證,表1列出三維螺旋金屬燃料計算結果,圖10示出3D MOC計算所得逐棒精細功率分布。少群截面可通過多群蒙特卡羅結果和連續能量蒙特卡羅結果對比驗證。3D MOC堆芯計算可以多群蒙特卡羅結果為基準驗證。從表1可看出,單棒情況截面生成的誤差稍大,為243 pcm,但全堆計算中截面誤差較小,僅為28 pcm。但無論在單棒還是全堆計算中3D MOC和多群蒙特卡羅的結果均十分接近,誤差不超過±100 pcm。最終3D MOC和連續能量蒙特卡羅間的誤差不超過±200 pcm,證明了本方法在三維螺旋金屬燃料計算中的適用性。

表1 三維螺旋金屬燃料計算結果Table 1 Calculation result of 3D helically metallic fuel

圖10 三維堆芯徑向和軸向相對功率分布Fig.10 3D core radial and axial relative power distribution

為進行螺旋金屬燃料堆芯多物理耦合的高保真瞬態分析,本文開發了基于預估矯正準靜態方法的3D MOC瞬態計算方法,并使用C5G7-TD基準題[17]進行驗證。圖11示出三維控制棒瞬態移動例題TD4-1計算的結果。得益于3D MOC對軸向精細地處理,避免了瞬態過程中由控制棒部分插入引起的控制棒尖齒效應,從而消除了這一效應或是多項式逼近等修正方法引起的震蕩型誤差,實現更高精度的瞬態分析。

圖11 C5G7-TD基準題結果Fig.11 Result of C5G7-TD benchmark problem

3 螺旋金屬燃料力學特性與分析方法

相較于快堆燃料使用的富鈾U-Zr合金,鋯質量分數為50%的U50%Zr合金輻照腫脹率小,被用于螺旋金屬燃料的芯體材料[18]。由于螺旋金屬燃料特殊的自支撐結構,在自支撐位置,螺旋金屬燃料翼尖處可能會產生較大的機械應力,導致燃料發生嚴重變形甚至破壞,因此需要分析U50%Zr螺旋金屬燃料全壽期熱力響應特性,進而評估其服役性能。然而,關于U50%Zr合金的基礎熱力學性質研究較少,目前文獻中只有未經輻照的U50%Zr合金熱導率及彈性模量數據,缺乏輻照裂變氣體作用下含孔隙的U50%Zr合金熱物性數據,給U50%Zr螺旋金屬燃料全壽期熱力性能評估帶來困難。因此,首先基于分子動力學建立含孔隙的U50%Zr合金基礎熱力學性質分析方法,量化孔隙對U50%Zr合金熱導率和彈性模量的影響并建立預測模型,在此基礎上開展多物理耦合有限元分析,獲得U50%Zr螺旋金屬燃料全壽期使役特性。

3.1 U50%Zr基礎熱力學參數研究

在熱力模擬分析中,熱導率和楊氏模量能夠集中反映材料的熱力響應性能,對熱力耦合研究非常重要。目前,國外學者對未輻照前的熱導率和楊氏模量進行了測量,獲得了未輻照、不含孔隙情況下的物性數據[19-20]。為了探究輻照孔隙對U50%Zr合金物性的影響規律,分別基于彈性變形理論和傅里葉導熱定律,建立了以分子動力學為原理的U50%Zr合金基礎熱力學性質分析方法。

在彈性模量計算方面,首先建立如圖12a所示的原子超胞結構,通過單軸拉伸獲得微觀系統的應力應變響應關系,計算U50%Zr合金的彈性常數矩陣Cij(MPa):

a——楊氏模量;b——熱導率圖12 分子動力學計算方法示意圖Fig.12 Schematic diagram for molecular dynamics method

(1)

式中:σij為應力張量,MPa;εij為應變張量。

為方便工程計算與應用,基于Voigt平均化原則將6×6彈性常數矩陣Cij轉換成等效楊氏模量。在熱導率計算方面,首先建立如圖12b所示的分子動力學計算模型,基于非平衡分子動力學(non-equilibrium molecular dynamics, NEMD)方法,將不同原子層間的動量交換等效轉換成冷、熱層之間的熱量傳輸,結合熱流密度和溫度梯度獲得材料聲子熱導率,即:

(2)

式中:kp為聲子熱導率,W/(m·K);q為熱流密度,W/m2;T為溫度,K;x為特征距離,m;m為原子質量,kg;vh、vc分別為熱端和冷端的原子速度,m/s;t為導熱時間,s;S為橫截面面積,m2。

同時,利用Wiedemann-Franz定律[21]計算金屬材料的電子熱導率,聲子熱導率和電子熱導率之和即為U50%Zr合金的總熱導率。

為了驗證該熱力參數預測方法的準確性,首先對輻照前U50%Zr合金的熱導率和楊氏模量進行模擬,對比結果如圖13所示,預測值與實驗值符合較好。之后建立含孔隙的分子動力學分析模型,搭建了δ相UZr2超胞的微觀多孔結構,如圖14所示,分析不同孔隙率下U50%Zr合金的楊氏模量和熱導率,并對比含孔隙和完美晶體材料的熱彈物性差異,最終引入孔隙因子Fp對不含孔隙的預測模型進行修正。式(3)給出了含孔隙U50%Zr合金的楊氏模量預測模型。

a——楊氏模量;b——熱導率圖13 分子動力學方法驗證Fig.13 Verification on molecular dynamics method

圖14 δ相UZr2超胞的微觀多孔結構單元Fig.14 Porous structural unit of δ phase UZr2 supercell

Ep=(123.74-0.011 51T)(1-2.09P)

(3)

式中:Ep為楊氏模量,GPa;P為孔隙率。

式(4)給出了含孔隙U50%Zr合金的熱導率預測模型,其由不含孔隙U50%Zr合金的聲子熱導率kphonon(W/(m·K))、電子熱導率kelectron(W/(m·K))和聲子導熱孔隙因子Fp,phonon、電子導熱孔隙因子Fp,electron組成?？偀釋士砂凑帐?5)～(8)計算。

kp,total=kphonon×Fp,phonon+kelectron×Fp,electron

(4)

kphonon=1.428 37-9.868 83×

10-4T+6.688 55×10-7T2

(5)

Fp,phonon=(1-P)/(1+βP)

(6)

kelectron=-1.968+0.019 14T

(7)

Fp,electron=(2-3P)/2

(8)

式中:kp,total為總熱導率,W/(m·K);β取常數2.09。

3.2 宏觀力學特性研究

考慮到相鄰螺旋金屬燃料組件棒束間的自支撐特性,受熱膨脹和輻照腫脹影響下的幾何變形和應力集中現象是評估螺旋金屬燃料性能的關鍵。基于有限元軟件Abaqus,綜合考慮熱膨脹、輻照腫脹、蠕變、塑性變形,將多物理場效應通過用戶子程序植入完全熱力耦合分析中,獲得了高燃耗下螺旋金屬燃料的熱力性能指標。建立了圖15所示的典型螺旋金屬燃料棒束幾何模型,其中,中心棒與4個相鄰的邊棒緊密接觸,邊棒與相鄰的3個剛性平面接觸,共同形成了螺旋金屬燃料組件特有的自支撐結構。另外,螺旋金屬燃料組件的上下端設置有固定基座,下基座提供了軸向支撐和周向約束,上基座僅提供周向約束并保持軸向自由伸縮。在邊界設置方面,螺旋金屬燃料棒束保持線功率為18.2 kW/m,假定冷卻劑流速G為3 500 kg/(m2·s),冷卻劑進口和燃料初始溫度均為553 K,包殼和冷卻劑間施加流動換熱邊界,通過能量守恒建立冷卻劑平均溫度與軸向高度的關系,基于Dittus-Boelter公式獲得單相條件下的對流換熱系數。最終,基于熱流密度、冷卻劑平均溫度、對流換熱系數獲得包殼壁面溫度。保持線功率不變,模擬分析了螺旋金屬燃料在運行時間2.4 a內的熱力性能,若以發生裂變的原子數占總原子數的百分比(per fissions of initial mental atoms,FIMA)為燃耗單位,其燃耗深度達到了14.1%FIMA。

圖15 典型螺旋金屬燃料棒束的幾何及邊界Fig.15 Geometric sketch map and boundary condition of typical helically metallic fuel rod bundle

在傳熱方面,圖16示出未輻照情況下螺旋金屬燃料棒束的溫度和熱流密度云圖。其中,螺旋金屬燃料棒束的最高溫度為674.4 K,遠低于傳統陶瓷型棒束燃料。較低的燃料溫度可抑制裂變產物腫脹行為和材料孔隙的產生。另外,較低燃料溫度也為應對事故工況下可能的燃料熔化和包殼失效保留了足夠的安全裕量。另外,螺旋金屬燃料棒束熱流密度出現了較大的周向分布不均勻性,具體表現為在翼根處達到最大值1 150 kW/m2,在翼尖處達到最小值281 kW/m2。不均勻的熱流密度分布可能對熱工水力傳熱性能產生影響,需要通過流固耦合換熱的方式開展進一步研究。

圖16 螺旋金屬燃料棒束的溫度和熱流密度云圖Fig.16 Temperature and heat flux contours of typical helically metallic fuel rod bundle

在力學方面,圖17示出輻照前后螺旋金屬燃料棒束在自支撐平面的應力演化情況。螺旋金屬燃料棒束的最大應力出現在翼尖接觸區域,形成了應力集中現象。在未輻照時,螺旋金屬燃料棒束的極值應力為326.7 MPa。當燃耗達到14.1%FIMA后,由于蠕變的影響,翼尖處應力峰值回落到313.3 MPa左右。此時,在輻照腫脹的作用下,相鄰螺旋金屬燃料棒束間的接觸區域增大,接觸屬性從點接觸變成了面接觸。由文獻[22]可知,鋯合金包殼的極限斷裂強度為500 MPa左右。因此,在高燃耗下U50%Zr螺旋金屬燃料棒束的包殼應力最大值低于材料失效強度,證明其擁有不錯的力學安全性能。

a——未輻照;b——14.1%FIMA 燃耗深度圖17 螺旋金屬燃料棒束在未輻照和輻照條件下的應力云圖Fig.17 Stress contour of helically metallic fuel rod bundle under non-irradiation and irradiated conditions

4 螺旋金屬燃料多物理耦合分析方法與概念設計

4.1 多物理耦合分析方法

由于U50%Zr螺旋金屬燃料具有復雜的幾何結構和非均勻分布的熱力參數指標,其物理-傳熱-力學等行為相互作用,形成了多物理強耦合關系。為了研究多場作用下螺旋金屬燃料性能參數,本文建立了如圖18所示的核-熱-流-力多物理場數據交互流程。其中,物理分析提供中子通量、裂變率參數,熱工分析提供冷卻劑流動、傳熱參數,力學分析提供燃料變形和應力信息。在每一步迭代計算上,耦合計算邏輯如圖19所示。在第k步內,基于第k-1步得到的燃料幾何和溫度信息,通過OpenMC軟件計算得到功率密度等結果。隨后,將第k步得到的功率密度傳遞到有限元求解器Abaqus中,并結合第k-1步得到的冷卻劑傳熱參數進行熱力計算,并輸出燃料溫度、壁面邊界等信息給CFD軟件Fluent進行流動傳熱計算。接著,Fluent更新幾何結構和壁溫邊界,進而計算得出第k步冷卻劑溫度、壓力、換熱系數。但是,在第k步的初次熱力-流體耦合計算中,Abaqus的換熱邊界參數來源于第k-1步的計算結果。為了獲得穩定收斂的熱力參數,在第k步的有限元分析和流體力學分析即步2和步3之間開展多次迭代計算,直至前后兩次計算得到的燃料壁面溫度相對誤差在10-6以內。當第k步的初次熱力-流體耦合計算達到收斂標準后,將第k步燃料溫度、幾何變形等結果傳遞給OpenMC軟件,進而開始第k+1迭代步的計算。考慮到固體域和流體域網格尺寸不一致,建立了基于最近距離垂足法的網格映射方法,以保證流固交界面間精確、高效的數據傳輸。

圖19 核-熱-流-力多物理場耦合迭代步驟Fig.19 Iterative computation step in neutronic-thermal-fluid-structure coupling method

4.2 螺旋金屬燃料堆芯概念設計

小型模塊化壓水堆是當前核能領域的研究熱點,將高燃耗深度、高功率密度、高安全性和可緊湊化堆芯設計的螺旋金屬燃料應用于小型模塊化壓水堆,具有緊湊化堆芯設計、提高堆芯的體功率密度和換料周期的潛力?；谙冗M的十字形螺旋金屬燃料,提出了小型模塊化壓水堆概念設計NETH-HCF175M。此堆在滿功率運行時,可實現約1 360 d的換料周期。并且取消化學補償控制,在壽期內完全通過可燃毒物和控制棒實現無硼化反應性控制,實現了堆芯體積的緊湊化[23]。

NETH-HCF175M燃料組件截面如圖20所示,燃料組件內138根螺旋金屬燃料棒呈三角形陣列排布。中心導向管為六邊形套管,中心導向管內可以容納控制棒、中子源組件和儀表測量裝置等。反應性控制在小型模塊化壓水堆的反應堆物理設計過程中是一個關鍵的問題。由于能譜特殊以及為了實現反應堆的緊湊化,對組件內可燃毒物進行了重新設計,實現了無硼化反應性控制。通過可燃毒物和控制棒實現壽期內的反應性控制?？扇级疚锏牟牧虾团挪际褂眠z傳算法進行優化,以實現更好反應性補償能力和更均勻的組件內徑向功率分布。最終燃料組件內的可燃毒物從徑向上分為內中外3圈非均勻布置。

NETH-HCF175M堆芯的徑向和軸向示意圖如圖21所示,具體參數列于表2。堆芯共199盒燃料組件,燃料組件在堆芯內呈三角形陣列排布,組件盒為正六邊形。燃料組件在堆芯的排列近似為圓形,最外圈燃料組件被徑向反射層包圍,燃料組件整體被堆芯的吊籃承載,燃料組件上下各有20 cm的軸向反射層結構,堆芯最外層為壓力容器?？刂瓢舭凑展δ軇澐譃檠a償棒和停堆棒兩種?？刂瓢粼诙研局械呐挪际褂眠z傳算法優化,以實現更低的壽期初反應性和更均勻的堆芯徑向功率分布。

表2 NETH-HCF175M堆芯參數Table 2 Core parameter of NETH-HCF175M

圖21 NETH-HCF175M堆芯幾何Fig.21 Core geometry of NETH-HCF175M

5 結論

針對螺旋金屬燃料在幾何、材料方面的特點,開展熱工水力特性實驗及理論、中子物理分析方法、多尺度力學特性研究,建立螺旋金屬燃料熱工水力三維及子通道分析模型、臨界熱流預測模型、穩瞬態輸運算法、輻照條件下合金材料基礎熱力模型及宏觀力學相應分析方法。建立了螺旋金屬燃料精細化子通道安全分析方法,實現堆芯瞬態安全特性評定。建立了基于OpenMC-Fluent-Abaqus的螺旋金屬燃料核-熱-流-力多物理耦合分析方法,結合遺傳算法智能優化,提出螺旋金屬燃料組件及堆芯概念設計方案,實現堆芯小型化、高功率密度、高安全性、高經濟性和長換料周期,為未來小堆的堆芯及燃料設計提供新的選項。