基于燃料棒层面核热耦合的 超临界水堆堆芯研究
洪谦，牛闸，汤春桃，路璐，史国宝
（上海核工程研究设计院，上海200233）
换要：针对超临界水堆堆芯内流体物性分布非均匀性显著、核热强烈的特点，建立了适用于超临界水堆运行环境的、基于燃料棒层面的精细化堆芯中子学/热工水力耦合方法，开发了子通道程序NCED SCWR、节块扩散计算程序MRAPS、多功能程序COUPLE.结合西屋公司组件能潘计算程序PARAGON，构建了堆芯中子学/热工鹏合分析程序系统SCAP.以具有121盒燃料组件的超临界水堆堆芯进行模拟分析，研究了堆芯三维功率分布和流体物性分布的特点以及反应性参数与重要同位素密度等随燃耗的变化规律，结果表明，本文提出的精细化核热耦合方法和开发的程序系统可以应用于超 临界水堆堆芯的研究与分析，相关研究结果对超临界水堆雅芯设计具有一定的指导意义，
关键词：超临界水堆：堆芯设计：核热合
中图分类号：TL329 文章标志码：A
文章编号：0258-0918（2014)02-0193-08
Neutronics/Thermal-HydraulicCouplingMethod
Study onSCWRCore CharacteristicsUtilizingPin-wise
HONG Qian NIU Gang TANG Chun-tao LU Lu SHI Guo-bao
(Shanghai Nuciear Engineering Resesrch &. Design Institute Shsnghai 200233 China)
Abstraet ; According to the intense flow heterogencity and strong neutronics/thermal-hydraulica core analysis code package SCAP is established. The package utilizes sub-channel program feedback of SCWR a pin- wise neutronics and thermal-hydraulic coupling method is developed andNCED-SCWR lattice program PARAGON nodal diffusion program MRAPS and multi-functional code COUPLE Furthermore 3D core power distribution and flow distribution reactivity parameters and isotope density are stucdied for a typical core with 121 fuel assermblies. The results show that both the coupling method and code package are applicable to the SCWRcore analysis. The obtained conclusion will be benefit for SCWR core design.
Key words: SCWR; core design: neutronics/thermal-hydraulic coupling
通常是以组件为计算单元，仅是针对热组件进行单通道或者子通道分析，难以体现出组件内部的效应.本文的研究则通过开发SCAP程序平台在燃料棒层面实现了超临界水 堆的堆芯核热耦合计算，能够直接对堆芯和组件进行精细化分析，并在此基础上研究超临界水堆堆芯的功率分布、流体物性分布以及反应性特性参数的规律，更好地揭示超临界水堆的 特性.
超临界水堆（Super CriticalWater CooledResctor，SCWR）[1]作为第四代反应堆堆型之一，是在现有压水堆和超临界火电技术基础上发展起来的革新设计，具有经济性、延 续性以及可持续性等诸多潜在优势.SCWR，特别是对于如图1所示采用水棒作为慢化剂的燃料组件和堆芯设计，在运行工况下，由于流动工质在堆芯内温度变化范围 大，导致流体不均匀性超过了常规压水堆工况，局部水轴比易受扰动，引起其堆芯物理特性发生显著改变，堆芯局部反应性与功率受到扰动会进一步使得堆芯流体温度及物性急剧变化，形成较常规压水堆更为强烈 的特性，因此，目前已有的压水堆物理热工耦合程序系统无法满足超临界水维核热精合分析的需求，有必要开发新的核热耦超临界水堆独特的物理和热工水力机 合计算分析方法和程序，并在此基础上研究理及特性.
1分析方法
1.1核热耦合方法
本文基于程序外部核热精合的技术路线，建立了堆芯核热耦合分析程序系统SCAP.图2给出了核热耦合的流程图.
图2核热精合流程图Fig 2Flow chart of coupling algoeithm
堆芯核热合计算过程中，首先根据假设的流体物性使用组件程序PARAGON针对每一层轴向及径向节块开展燃耗计算及截面计算得到组件每个细网节块（燃料棒）的截面参 数，然后通过扩散程序MRAPS执行堆芯两群细网计算得到燃料棒的功率，再根据每个料组件进行划分，利用超临界水堆子通道分析程序NCED-SCWR对每个组件进行独立的率和温度分布的收敛，多功能程序COUPLE 分析，以得到新的流体物性分布，选代至堆芯功建立堆芯核热耦合的框架，实现程序间的数据
图1水排热谱组件设计SCWR维芯Fig. 1 SCWR core usingwater rod as moderetor
当前国际上开展的超临界水堆堆芯核热耦合研究，对于SCWR堆芯核热耦合的计算分析
传递与处理：针对精细化核热耦合巨大的计算量，还能够进行多服务器计算核心均衡负载功算节点，提高计算效率.程序系统中单个模块 能，将截面计算和子通道计算进程分配到各计针对超临界水堆的适应性和计算精度均已经过论证]
由于SCWR燃料组件为封闭式设计，在组
1.2松弛因子的选取
强烈的核热，给耦合计算收敛带来较大的 由于冷却剂处于超临界状态的燃料组件有难度.因此在选代中如式（1）以及式（2）对于密计算过程中出现的数值报荡现象，更易于得到 度与温度分布加入全局松弛因子（R，）以缓解收敛的结果.
式中：p-和T-以及p和T.分别为上一次选 代以及本次选代得到的密度与温度：p和T分别为用于下一次选代计算的密度与温度.
2计算模型基本参数
本文计算所用的SCWR堆芯采用自定义的121盒组件结构，共有3.00%、4.50%和4.95%三种富集度（质量分数），其在堆芯中的剂和慢化剂在入口处对每个组件均匀分配，即 布置如图4所示，具体堆芯参数见表1.冷却
Fig3Core coupling calculatin 图3堆芯核热合计算示意图
(1)
(2)
件外围包覆有绝热层，在堆芯运行时，可近似认为组件间没有流体搅混和能量传输，因此程序系统SCAP针对每个组件开展子通道分析. 堆芯整体核热耦合计算示意图见图3），在堆芯燃耗计算过程中采用“加权修正”的方法，以下一燃耗步的预测功率对燃耗过程的平均功率进行修正，并选代计算.
特性，在部分燃料组件中加人了可燃毒物 组件具有相同的入口流量，为研究可燃毒物的这些燃料组件在堆芯中的位置见图4，毒物棒在组件内部的位置见图5
4.50 3.00 4.50 3.00 4.50 3.00 450含礼 3.00 不含机 4 50 300 含 不含礼 4.50 不含礼不含机 3.00 4.95 不含乳 450不含机 含 不含 不含礼 不含礼 不含机 不含450 含 不含礼 3.00 含 4.50 3.00 不含礼 4.95 不含礼 4.50不含航 3.00 不含礼 4.50 不含机 3.00 含礼 4.50 不含礼 4.95 不含礼 4.504.50 不含航 不含 3.00 含 455 不含礼 495 不含礼 4.50300 495 4.50 4.50不含机 450 不含乳 4.50 不含机不含礼 -富集皮不含机 不含 质量分 数%
Fig. 4Diflerent enrichment foel assembly arrangement in the core
图4不同富集度燃料组件的堆芯布置图
表1SCWR堆芯及组件基本参数Table 1SCWR core and assembly data
项目 参数 项目冷州进口堆芯热功率 1 830 MW 温度 280堆芯活性区 4.2m 口 400高度 组件数 121盒 服度 医力 25 MPs组件内世料棒数 300板 线动率客度 12 kw/m组件网间距 29.62 cm 准芯流量 1418 kg/s燃料棒直径 10.2mm 流体比例 慢化剂占入口 90%燃料棒包壳 0.63 mm ZO隔热层皮 厚度 2.0mm燃料掺间距 11.2mm 慢化列盒厚度 2.4mm慢化剂盒外 边长 33.6 mm
Fig5Positons of foel rodwith Gd in assembly
图5含乳燃料棒在组件内的位置
燃料组件内部为25×25排列组件结构，如图6示意，从堆芯人口进人的水部分作为慢化部与冷却剂水混合再自下面上由冷却剂通道带 剂经由水棒通道自上面下流经组件，在组件下出组件燃料热量.慢化剂通道周围包壳中含有氧化皓（ZrO）隔热层.组件中央留有探测器导管.
棒单元的细网节块，轴向划分为30层. 在SCAP计算模型中径向采用基于燃料
图6SCWR组件经向示意图Fig.6Typical SCWR assembly design
核热耦合计算及结果分析
通过SCAP程序包针对以上自定义的SCWR堆芯开展核热合计算，对相关结果进 行分析.
在零燃耗点，堆芯径向组件平均功率分布和组件平均出口温度分布如图7所示，堆芯径380~420℃. 向功率峰因子（Fon）为1.576，出口温度在
0.84 387.8 387.06 82 0.99 395.1 LIL 407.99 139 467.63 1.06 461.69 386.19 0.780.82 0.90 094 440.32 1.30 112 425.76 122 0.65387.96 0.98 389.83 0.94 392.19 1.01 1.91 410.1 1.12 093 383.75395.1 392.15 130 397.33 100 397.44 106 409. 1.14 066407.93 4433 397.44 402.23 412.47 383.93467.63 1.39 410.06 12 409:42 12 412.47 1.14 385.73 0.75401.69 106 425.74 122 391.86383.93 093 0.660.78 965 组件平均动率386.19 383.75 组件平均出口温度
图7堆芯径向组件平均功率和出口温度分布Fig. 7Assembly avernge power andoutlet temperature distribution
堆芯轴向功率分布以及最热棒的燃料平局温度和包壳温度如图8所示，从结果可以得出，通过布置可燃毒物，堆芯径向功率分 布较为展平，而轴向功率功率主要集中在堆芯下半部分，堆芯三维功率峰因子（F.）达到较高的数值（3.406），相应的唯芯最热棒的燃料温度和包壳温度最大值也分别达到 1270C和658℃.
图8堆芯轴向功率分布以及热棒轴向温度温度分布 Fig. 8Core axial power distribution andhot rod axial temperature distribution
图9堆芯三维功率及温度分布 Fig. 9Core 3D power andtemperature distribution
图9给出了堆芯三维功率分布和三维流体温度分布，可见两者结果相互对应：功率较高的组件，冷却剂温度也相对较高，组件间差异显 著.在堆芯底部入口，由于自上面下的慢化剂通道保持稳定的物性变化、同时又与冷却剂混合，故面流体温度保持较低水平.
图10为维芯热组件轴向不同位置（底部、中部和顶部）的流体密度分布，可以看出一个组件内冷却剂的温度差异很大，慢化剂的温度分布也非常不均匀，故在燃料棒层面 开展超临界水堆的精细化核热耦合是很有必要的.
图10堆志热组件轴向不同高度流体密度分布（密度单位为kg/m²） Fig. 10 Hot assembly axial fluid density distribution (kg/).轴向高度.07mb轴向高度2.10m1c轴向高度4.13m
图13给出了U和U随燃耗的变化趋势，可以看出其与传统压水堆的金属消耗规律的特性是一致的，核子密度随看燃耗的 加深呈规律性减小，图14为同位素随燃耗的变化趋势，当燃耗达到10000MWD/MTU时，乳基本被消耗完，加入乳能有效地抑制寿期初的局部功率峰，同时也需要关注的 消耗，以确认其不会对燃料循环的反应性产生过大的惩罚
图11给出了堆芯有效增殖因子随燃耗的变化关系，其变化趋势与常规压水堆类似，在浅燃耗时由于鼠等毒物的快速累积面迅速降低，之后呈规律性减小，堆芯轴向功率偏移（AO） 体现了堆芯轴向上下两部分的功率差异，从图11中可以看出在较浅燃耗时由于氯浓度累积，AO变化较为较为显著，将给堆芯控制带来一定困难.图12给出了F和F随燃耗的变化 关系.
