徑向倒料式駐波堆堆芯概念設計

婁 磊，曹良志，吳宏春，鄭友琦

（西安交通大學 核科學與技術學院，陜西 西安 710049）

駐波堆是通過堆內燃料組件的定期倒換料，在實現燃料增殖的同時維持堆芯內燃耗區穩定的一種堆型，又稱駐波式行波堆。

行波堆最初的概念是完全自動化的長壽期反應堆模型［1］。其基本思想是用一臨界系統來形成一臨界波，點燃含有可裂變核素的次臨界系統，通過可裂變核素238U 或232Th等轉化為易裂變核素239Pu或233U 而形成增殖波先行，燃耗波后行，邊增殖邊燃燒。

東 京 工 業 大 學 的Sekimoto 課 題 組［2］從2000年開始進行行波堆（CANDLE 堆）研究，完成了鉛鉍快堆式的行波堆設計，并對其進行安全分析，設計了換料方案。CANDLE 堆是沿軸向燃燒的行波堆，堆芯功率分布穩定，剩余反應性小，便于控制。但其功率峰因子很大，堆芯內最大線功率密度很高，受燃料最大燃耗深度的限制，其停堆更換包殼周期較短。Terra-Power公司［3］將行波的概念與鈉冷快堆相結合，提出沿徑向燃燒的行波堆概念，點火區與增殖區倒料，在充分利用相對較成熟的快堆技術的基礎上，通過在布料和倒料策略上的優化提高燃料利用率，以保證堆芯壽期。

本工作借鑒TerraPower公司沿徑向燃燒的行波堆概念，設計采用棋盤式布置的駐波堆堆芯布料方案，壽期結束時停堆倒料，以展平功率分布、降低個別組件的最大燃耗深度。結合國外提出的干法更換包殼的新技術，在每個壽期結束時，卸出堆內燃料，更換包殼，然后重新裝入堆芯繼續燃燒。一般更換包殼是在堆芯停堆后冷態下進行的，因此可采用離線更換燃料包殼的策略，使得一堆芯中經過增殖的燃料更換包殼后可裝入另一堆芯繼續燃燒。

1 組件與堆芯設計

徑向倒料式駐波堆堆芯設計采用傳統的反應堆設計方法，計算流程示于圖1。

1.1 組件設計

組件設計是通過對組件進行中子學分析，確定組件類型、材料選擇、幾何結構等參數，然后對各種富集度組件在各種工況下進行計算得到少群截面供堆芯計算使用。

組件計算采用日本原子能研究所（JAEA）開發的大型中子物理學計算程序包SRAC［4］，該程序包適用于多種反應堆類型的設計計算。本工作采用的數據庫是107群JENDL-3.3數據庫，其中快群62群，熱群45群。共振處理采用超細群共振方法（PEACO），組件燃耗計算采用SRAC自帶燃耗功能。

1.2 堆芯設計

堆芯計算使用JAEA 開發的堆芯燃耗計算程序COREBN［5］。首先按照第1 燃料循環的堆芯裝料開始進行堆芯計算，得出壽期初和壽期末的堆芯參數，第1循環結束后，按照堆芯換料方案進行倒料，然后進行第2燃料循環的堆芯計算，以此類推。各循環計算結束后，分析各循環的計算結果是否滿足設計準則。如不滿足，則根據計算結果重新設計裝載方案和換料方案進行計算；如各循環計算結果均滿足設計準則，則計算結束。

2 設計目標和準則

為提高駐波堆的市場競爭優勢，且確保堆芯安全，參考國際上先進核電站的設計要求及第4代核能系統的發展趨勢，為行波堆的設計確定如下設計目標和準則。

圖1 堆芯設計計算流程Fig.1 Calculation process of core design

2.1 設計目標

1）電功率達到1 000 MW

較高的輸出電功率可降低單位發電成本，提高核電廠廠址利用率。目前3代、4代核電站的設計，主流輸出功率均在1 000 MW 左右或以上。為保證行波堆達到一定的經濟效益，本工作駐波堆的設計目標為1 000 MW。按40.0%的熱效率計算，堆芯熱功率為2 500MW。

2）換料周期不小于5a

長的換料周期對于提高核電站負荷因子和燃料利用率具有重要作用，考慮到駐波堆中材料的耐輻照能力，換料或倒料周期設定為5a。

2.2 設計準則

1）最大線功率密度不超過50kW／m

最大線功率密度限制是為了保護燃料芯塊不被融化，本工作參考了快堆設計中最大線功率密度限值［6］。

2）最大卸料燃耗深度不超過150GW·d／tHM

最大卸料燃耗深度限值受目前包殼材料的影響，本工作中設定限值為150 GW·d／tHM［7］，在每次停堆后會將堆芯內的燃料包殼全部更換，以確保下一壽期內燃料包殼的完整性。隨著材料性能的提高，該限值可進一步放大，換料周期延長，換料成本進一步降低。

3 堆芯設計方案

3.1 組件設計

本工作設計的徑向倒料式駐波堆與TP-1堆均是用液態鈉作為冷卻劑的快堆，因此借鑒TP-1堆的組件設計，采用傳統快堆的六邊形組件類型。燃料組件設計示意圖示于圖2。圖2中，燃料棒直徑為12.6mm，棒間距為1.16mm，有效燃料棒長度為2.5m，氣腔高度為2m，包殼厚度為0.55 mm，燃料成分為U-5%Zr合金，包殼成分為HT9 不銹鋼。1 個組件包含127根燃料棒，組件的兩個平面之間的距離為16.46cm。

圖2 燃料組件設計示意圖Fig.2 Design scheme of fuel assembly

燃料組件類型分為兩類：點火組件和增殖組件。點火組件材料為U-5%Zr合金，其中鈾富集度約為10%。增殖組件的成分是采用壓水堆經冷卻處理后的廢料，即U+TRU。

控制棒組件參考BN-600 中控制棒結構，具體結構示于圖3。

圖3 控制棒組件設計圖Fig.3 Design scheme of control rod assembly

3.2 堆芯尺寸設計

考慮到堆芯設計時必須滿足特定的設計目標和準則，根據堆芯功率、壽期和燃料富集度可計算出堆芯重金屬裝載量約為30.4t。本文中設計的組件高3 m，每個組件中重金屬裝載量為0.15t，因此共需約202個組件?？紤]到在實際堆芯中，增殖組件相對于點火組件的功率幾乎可忽略，且點火組件的功率分布也不均勻，考慮一定裕量后堆芯尺寸最終設計為直徑3.8m、高3m，全堆芯除25根控制棒外共可排布414個組件。

3.3 堆芯布料方案

堆芯初始裝料方案影響堆芯內裝料的富集度及堆芯功率分布等情況。本工作給出兩種初始布料方案：低泄漏布料方案和棋盤式布料方案，示于圖4。設計方案中包括300根點火組件，114根增殖組件。堆芯前5a的功率分布示于圖5。

圖4 低泄漏布料方案（a）和棋盤式布料方案（b）Fig.4 Low leakage loading scheme（a）and checkerboard loading scheme（b）

圖5 堆芯功率分布Fig.5 Core power distribution

上述兩種布料方案中，低泄漏布料方案的最大線功率密度發生在堆芯的最內側，達到122kW／m，遠超過設計限值50kW／m。而棋盤式布料方案的最大線功率密度出現在偏外區域，為47kW／m，符合設計限值。這是由于將部分低富集度的增殖組件置于堆芯內側，壓低了堆芯內側的功率。

圖5a所示的低泄漏布料方案的優點是中子泄漏少，使堆芯臨界的燃料初始富集度低，但由于最大線功率密度較高，超過設計限值，故不能被采用。而棋盤式布料方案的缺點是中子泄漏多，初始燃料富集度較低泄漏布料方案的高，但其優點是展平了功率分布，降低了功率峰因子和最大線功率密度。棋盤式布料方案中初始235U的富集度為10%。本工作采用棋盤式布料方案。

堆芯倒換料方案的目的一方面是為了展平堆芯功率，另一方面則是確保倒換料后堆芯臨界。目前的堆芯倒換料方案是在每一循環結束更換燃料包殼后，所有組件重新放入堆芯內原來的位置，即目前不進行倒換料依然可滿足功率展平和新一循環堆芯臨界的要求。

4 計算結果及分析

4.1 堆芯參數

堆芯keff和功率分布分別示于圖6、7。從圖6可看出，堆芯在前3個燃料循環共15a的時間內，堆芯易裂變核素總量處于產生大于損耗階段，堆芯keff持續上升，在第4個燃料循環即15～20a的時間內，keff才開始下降，表明易裂變核素總量開始進入損耗大于產生階段。

圖6 堆芯keff隨時間的變化Fig.6 Core keffvs.time

第1個燃料循環結束后，堆芯內組件最大燃耗深度為100.718GW·d／tHM，最大線功率密度為49kW／m，均在設計限值內。第1循環結束停堆后，采用冷態更換包殼技術［1］對全堆芯燃料元件更換包殼，以保證元件結構的完整性，同時將燃料元件內氣腔中的裂變氣體釋放。照此方法，各燃耗步結束時，凈增的組件最大燃耗深度和最大線功率密度列于表1。

圖7 堆芯功率隨時間的分布Fig.7 Core power vs.time

表1 各燃耗步中組件凈增的最大燃耗深度和最大線功率密度Table 1 Net increase of maximum burnup and maximum linear power density of assembly in every burnup step

從表1可看出，燃耗深度和最大線功率密度均滿足設計基準值。且從keff變化趨勢可看出，堆芯內部依然有大量的易裂變核素可維持堆芯臨界，第4循環結束后，可繼續更換堆芯燃料元件包殼，放入堆芯燃燒。實際操作中需將堆芯內燃料組件進行適當調整，以展平功率分布，達到降低最大線功率密度和組件最大燃耗深度的目的。

4.2 燃料利用率

本工作中的倒料式駐波堆每5a停堆，更換燃料元件包殼，然后重新裝入堆芯繼續燃燒［8］。這樣既可保證燃料元件結構的完整性，又能在更換包殼的過程中釋放燃料元件氣腔中的裂變氣體。每5a的燃燒使堆芯內組件的最大燃耗深度達到了燃耗限值，但堆芯內仍含有大量易裂變核素。表2列出堆芯點火組件和增殖組件內235U、238U 及Pu的總量隨燃料循環的變化。

表2 兩類組件中重要核素的質量隨時間的變化Table 2 Important nuclide quality in two types of assemblies vs.time

從表2可看出，堆芯內235U 和238U 逐漸減少，而Pu 的量逐漸增加，且Pu 中各分量（包括239Pu和241Pu）均呈增加趨勢。這是由于堆芯內238U 吸收中子轉換為239Pu，而239Pu可吸收中子發生裂變或轉換為Pu的其他同位素。

本工作采用堆芯某一個壽期結束時燃燒掉重金屬的比例η 來衡量鈾資源的利用率，在以鈾為燃料的堆芯內，η為：

式中，M初、M末分別為壽期初和壽期末鈾的總質量。

表3列出4個循環壽期結束時燃燒掉重金屬鈾的比例。由表3可看出，每一壽期末平均消耗了堆芯內鈾總質量的3.5%，表明徑向倒料式駐波堆對鈾資源有較高的利用率。每個壽期結束后，只需更換燃料元件包殼，不需加入新料即可保持堆芯臨界，節約了燃料成本；不需將燃料中增殖產生的钚分離而直接放入堆芯燒掉，簡化了操作難度。此外，從表2還可看出，堆芯內易裂變核素的總量在整個堆芯壽期中呈遞增趨勢，表明每個燃料循環結束后卸出的燃料中含有大量易裂變核素，如果選用全部或部分卸出的點火組件和增殖組件重新組合放入其他行波堆，還可用于點燃這些行波堆堆芯。

表3 4個循環結束時燒掉堆芯重金屬的比例Table 3 Proportion of burned heavy metal at the end of four cycles

5 結論

本工作提出的徑向倒料式駐波堆，在堆芯每個壽期末對堆芯燃料更換包殼，然后繼續放入堆芯燃燒。堆芯燃料放入堆芯時可根據易裂變核素的含量在堆芯內進行棋盤式布料，展平功率分布，降低了組件最大燃耗深度；每個壽期末卸出的燃料不需钚的分離，減少了核擴散風險；由于燃料的增殖性能，每一燃料循環結束后更換包殼，放入堆芯即可繼續臨界，降低燃料成本，提高了燃料利用率；卸出的燃料中含有大量的易裂變核素，可用來點燃其他行波堆。對該堆芯的安全性能指標進行了檢驗，組件最大燃耗深度和最大線功率密度等均符合設計準則。

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