超臨界水堆堆芯新型燃料組件設(shè)計分析

劉曉晶,楊 婷,程 旭

(上海交通大學(xué)核科學(xué)與工程學(xué)院,上海 200240)

與常規(guī)輕水堆相比,超臨界水堆可以提供較高的熱效率和較為簡單的電廠結(jié)構(gòu)。其概念設(shè)計是在輕水堆和常規(guī)超臨界火電廠的技術(shù)基礎(chǔ)上發(fā)展起來的[1]。

但是,超臨界水冷堆堆芯組件設(shè)計是一項具有挑戰(zhàn)性的工作,主要是因為：

(1)復(fù)雜的堆芯組件結(jié)構(gòu)：慢化劑與冷卻劑在不同的流道內(nèi)沿不同的方向流動;

(2)劇烈的熱工物理耦合效應(yīng)：水的密度在擬臨界點附近變化劇烈,同時與堆芯功率分布相互影響;

(3)數(shù)值工具的缺乏：傳統(tǒng)的組件分析程序和物理程序不能直接運用到超臨界狀態(tài)下,需要對程序進行相應(yīng)的修改。

對于熱中子譜超臨界水堆燃料組件,近年來有很多種設(shè)計被提出,但是沒有大家都認(rèn)同的最佳設(shè)計。為了更好的評價組件的性能,以下幾條標(biāo)準(zhǔn)被國際同行廣泛采用：

(1)組件內(nèi)燃料棒的徑向功率盡量均勻;

(2)熱管因子與熱點因子盡量小;

(3)對于不銹鋼包殼而言其最高溫度要小于650℃;

(4)慢化劑溫度要低于當(dāng)?shù)貕毫ο碌臄M臨界溫度值,以確保足夠的慢化能力;

(5)包殼周向傳熱不均勻性要盡量小——對于超臨界水冷堆組件要求其P/d大于1.2[2]。

在過去的十年里,熱譜超臨界水堆組件設(shè)計分為PWR型和BWR型,對于BWR型燃料組件,由于增加了燃料組件之間的慢化劑通道而給機械加工設(shè)計制造帶來了一系列的困難,所以本文只對PWR型組件進行分析[3]。

現(xiàn)有的PWR型燃料組件都是采用單排燃料棒設(shè)計,即：在兩個慢化劑通道中只有一排燃料棒,這種排布導(dǎo)致燃料組件中間的燃料棒受到的慢化比組件邊角位置的角棒好的多,以致燃料棒徑向功率分布很不均勻,不均勻性差異最大可達40%[4]。如果在單排組件之間增加水隙來改善邊棒與角棒的慢化,則會導(dǎo)致堆芯功率密度劇烈降低,堆芯體積龐大,降低了反應(yīng)堆的經(jīng)濟性,同時也增加了流道機械設(shè)計的難度。

1 新型組件設(shè)計

為了彌補現(xiàn)有單排SCWR燃料組件的不足,本文開發(fā)了一種新型的雙排燃料組件設(shè)計。如圖1所示,在兩個慢化劑通道之間有兩排燃料棒,這樣慢化劑通道對每個燃料棒的慢化效果基本相同。從整個堆芯來看其慢化劑通道和燃料棒的排布要比單排組件均勻。雙排組件的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 單排組件與雙排組件的比較圖Fig.1 Comparison of the one-row and tw o-row FA

表1 雙排組件的基本參數(shù)Table 1 Re ference parameters of the tw o-row FA

2 計算程序與分析對象

本文耦合計算程序的開發(fā)是基于COBRA-SC與SKETCH-N程序,通過數(shù)據(jù)界面進行熱工與中子物理參數(shù)的交換。其中COBRA-SC程序是基于COBRA-IV而二次開發(fā)的子通道穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)流動、傳熱分析的計算工具,SKETCH-N是用來進行穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)中子物理的計算程序。對于COBRA-SC程序,物性方面用超臨界水物性包替代原來的COBRA-IV的常規(guī)物性。并加入慢化劑通道模型。

慢化劑通道基本方程如下：

式中：ρi為慢化劑通道軸向第i個步長的慢化劑密度,kg/m3;ui為慢化劑通道軸向第i個步長的流動速度,m/s;pi為慢化劑通道軸向第i個步長的壓力,Pa;f是沿程損失因數(shù);Δz為軸向兩個網(wǎng)格中心之間的距離,m;De為慢化劑通道的當(dāng)量直徑,m;ρ′為軸向步長i與i+1的平均密度值,kg/m3;u′為軸向步長i與i+1的平均速度值,m/s;hi為慢化劑通道第i步長的慢化劑焓值,k J/kg為慢化劑通道第i步長上與相鄰子通道k的換熱系數(shù),kW/(m2?℃);Ti為慢化劑通道第i步長上慢化劑的溫度,℃;為與慢化劑通道相鄰的k號子通道第i步長上冷卻劑溫度,℃;為慢化劑通道第i步長與相鄰子通道k的換熱面積,m2;n為與慢化劑通道相鄰的子通道總數(shù);Gi為慢化劑通道中第i步長的質(zhì)量流密度,kg/(m2?s)。

耦合計算過程如圖2所示：組件四周采用全反射邊界條件,上下為自由外表面邊界,在給定的冷卻劑、慢化劑和燃料溫度下先用SKETCH-N進行中子物理計算,得到組件的軸向、徑向功率分布,傳輸?shù)紺OBRA-SC進行子通道計算得到相應(yīng)的冷卻劑、慢化劑和燃料溫度密度等參數(shù),再把熱工參數(shù)帶入SKETCH-N中得到對應(yīng)的截面數(shù)據(jù),再進行物理計算,如此反復(fù)直到計算收斂為止[5]。中子物理計算所需要的截面與反饋系數(shù)等參數(shù)由MCNP計算得來。

圖2 簡化的耦合計算流程圖Fig.2 Simplified flow chart of the coupling p rocedure

由于對稱性取圖1中單排與雙排燃料組件的各1/4進行研究,其子通道與燃料棒的排布劃分如圖3所示。

圖3 單排和雙排燃料組件的1/4排布圖Fig.3 One-fourth o f a fuel assembly taken in the analysis

3 計算結(jié)果

圖4為兩類組件內(nèi)燃料棒徑向功率分布,單排組件燃料棒的徑向功率差異較大,而雙排組件的分布相對比較均勻。其原因在于雙排組件的慢化劑通道對每個燃料棒提供大致相同的慢化,而單排組件只對組件內(nèi)部的燃料棒提供相對較好的慢化。圖5為兩種燃料組件沿軸向的平均水密度(以組件截面平均化)分布。單排燃料組件比雙排組件的整體水密度小將近100 kg/m3,同時其軸向水密度近似呈對稱分布。而雙排組件下部的水密度比頂部要大一些。兩種組件軸向密度分布導(dǎo)致如圖6所示的軸向功率分布：單排組件為雙峰分布,其雙峰分別位于堆芯頂部和下部;雙排組件為單峰分布,其功率峰位于堆芯下部。

圖4 徑向功率分布比較圖Fig.4 Comparison of radial power distribution

圖7為燃料棒最高包殼溫度沿軸向分布,單排組件的最高包殼溫度將近685℃比雙排組件高出近100℃。正是因為單排組件的雙峰功率分布使得其最高包殼溫度升高。由于堆芯頂部的冷卻劑溫度已經(jīng)超過擬臨界值,其比熱值迅速降低,不能有效地帶走熱量,如果此處燃料棒出現(xiàn)功率峰,則包殼溫度會急劇升高?？梢娊M件頂端的功率峰值在設(shè)計中需要避免。

圖5 軸向水密度分布圖Fig.5 The average water density

圖6 軸向功率分布圖Fig.6 The axial pow er density

圖7 包殼溫度分布圖Fig.7 The cladding temperature

表2 兩種組件設(shè)計的計算結(jié)果Table 2 Some calculated parameters for both fue l assemb lies

表2為運用耦合程序?qū)煞N組件進行計算后的結(jié)果參數(shù)。計算結(jié)果表明與單排組件相比較,雙排組件具有功率徑向分布均勻,包殼溫度峰值小,慢化劑溫度較低等優(yōu)點。

4 結(jié)論

(1)基于COBRA-SC與SKETCH-N而開發(fā)的熱工/中子物理耦合程序?qū)τ赟CWR組件計算分析具有良好的適用性和收斂性。

(2)通過計算可知：相比現(xiàn)有的單排組件設(shè)計,新型的雙排燃料組件的徑向功率分布均勻,最高包殼溫度較低等優(yōu)點。

(3)對于雙排組件的具體參數(shù)如：燃料棒與慢化劑通道的布置與大小,還需要做進一步的優(yōu)化設(shè)計,以確定其對整體組件性能的影響。

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