螺旋金属燃料多物理耦合分析方法与概念设计研究

顾汉洋,肖 瑶,丛腾龙,郭 辉,傅俊森,蔡孟珂,宋去非

(上海交通大学 核科学与工程学院,上海 200240)

燃料组件是核反应堆的关键部件,其性能对反应堆安全性和经济性有决定性影响。螺旋燃料是一种结合了棒状与板状燃料元件优点的革新型燃料,典型螺旋燃料元件横截面为十字形(四叶)或Y字形(三叶),翼片沿轴向方向扭转,形成螺旋结构。采用U50%Zr合金燃料为芯体材料,可提高热导率和铀密度,且研究显示Zr含量达到50%后可显著减小辐照肿胀[1]。花瓣形截面增加了换热面积,减小了芯体中心传热路径。扭转的翼片迫使冷却剂在通道内形成持续的旋流,增强了子通道间的交混与对流传热。金属燃料的高热导率则进一步降低了芯体温度。基于以上优点,螺旋金属燃料可获得更高的堆芯功率密度,对大、小型水冷反应堆安全性和经济性提升具有重要意义。

堆内固有的多物理场环境使得核燃料的堆内行为演化十分复杂,对其进行准确预测需要综合燃料的热工、物理和力学行为进行耦合分析。在热工水力方面,当前对螺旋燃料单相交混行为研究较为充分[2-6],但对两相工况下热质传输行为认知还不充分。公开文献仅有俄罗斯库尔恰托夫研究所报道了针对三叶螺旋燃料棒束通道的临界热流密度实验结果[7]。在反应堆物理方面,螺旋燃料组件几何较传统压水堆更为复杂,且燃耗过程中形变较为显著,其中子学特性研究鲜有公开报道。在辐照热-力学特性方面,相关学者[8]利用Bison程序模拟了在正常工况、失水事故和反应性事故工况下的螺旋金属燃料元件堆内热-力学行为,但未考虑合金燃料和包壳界面之间、元件和元件之间的相互作用和非均匀裂变气体肿胀等效应对辐照热-力耦合行为的影响。在多物理耦合方面,当前已形成了针对圆棒、板型等其他燃料元件的热工-物理-力学耦合方法,但螺旋金属燃料在辐照作用下的物理、热工、力学多场的耦合作用及变形、破坏机制与传统形式燃料不同,目前尚未见到针对螺旋金属燃料棒或组件性能的多物理场耦合特性研究。

针对以上研究不足,上海交通大学反应堆热工水力实验室(Nuclear Engineering Thermal-Hydraulic Laboratory, NETH)针对螺旋金属燃料组件开展实验、理论和数值模拟研究,研究三维多相热质传输机制与沸腾临界特性、中子物理特性、力学行为及其耦合机制,开发精细化交混模型与临界热流预测模型、特征线中子输运、辐照条件下U-Zr合金热力作用模型,建立燃料组件在全寿期内的瞬态安全特性与服役行为热工-物理-力学耦合分析方法,揭示螺旋金属燃料组件在高燃耗和典型事故条件下的变形规律和失效机制,最终为螺旋金属燃料组件的设计和分析提供理论模型和分析手段。

1 螺旋金属燃料热工水力特性与分析方法

准确获得组件内热质传输行为,明确其单相、两相工况下的流动、交混、传热与临界热流密度特性是对其开展优化设计及安全分析的基础。螺旋金属燃料特有的螺旋翼片结构使其能质传输特性与传统元件显著不同,扭转结构迫使冷却剂在通道内形成持续的旋流,增强了子通道间的交混与对流传热,也使得其内热质传输行为更为复杂,传统热工水力分析模型不再适用。因此,上海交通大学NETH针对螺旋金属燃料关键热工水力特性开展了系统性实验、数值和理论研究,发明了螺旋金属燃料组件交混与相界面输运、沸腾临界特性测量技术,建立了螺旋金属燃料组件三维两相数值分析最佳实践准则,明确了旋流交混、周向非均匀传热与沸腾临界规律,集总建立了螺旋金属燃料精细化子通道分析方法,实现了沿程交混量与堆芯沸腾临界特性瞬态精细化预测。

1.1 关键热工水力特性实验研究

在实验研究方面,针对螺旋金属燃料组件关键热工水力特性建立了一整套关键测量方法和实验技术,实现了螺旋金属燃料组件阻力、交混[5]、相界面输运[9]、可视化沸腾传热及全温全压下大规模棒束组件沸腾临界特性[10]精细化测量,明确了其流动交混与沸腾临界规律。

NETH开发了基于丝网传感器的螺旋金属燃料组件交混测量方法和相界面测量方法[5],实现了交混行为与相界面浓度精细化测量。交混测量以KCl溶液为示踪剂,采用质量平衡法获得了典型正方形及三角形排列螺旋金属燃料组件高精度交混数据。图1给出了典型正方形排列螺旋金属燃料组件交混实验结果,发现组件内存在与棒扭转方向一致的旋流,流动后掠现象是螺旋金属燃料子通道间交混的主要机制。两相流动行为研究方面,实验发现边通道含气率显著低于中心通道(图2),这是由于通道中心存在漩涡,使得气相被锁定。这也导致低含气率下即呈现出核峰分布,流型转变线前移。

a——入口截面;b——出口截面图1 典型螺旋金属燃料组件交混实验结果Fig.1 Result of mixing experiment in a typical helically metallic fuel assembly

a——实验本体;b——实验结果图2 低含气率工况下核峰分布现象Fig.2 Peaking distribution under low void fraction case

NETH自主研制了高功率沸腾临界螺旋金属燃料棒模拟体,建立了一整套螺旋金属燃料组件临界热流密度测量方法[10],实现了沸腾临界机理可视化测量和全温全压下全长大棒束沸腾临界特性测量。在机理研究上,实验发现气泡首先在翼根处产生,随着气泡不断聚集,翼根处率先触发临界(图3)。在大棒束临界实验中,实验室自主设计制造了螺旋金属燃料临界热流密度实验本体,获得了螺旋金属燃料临界数据。如图4a所示为典型19棒束螺旋金属燃料临界热流密度实验本体,实验获得的临界数据具有良好的线性度(图4b),表明了螺旋金属燃料临界数据的有效性和实验测量方法的可靠性。

图3 基于高功率螺旋金属燃料棒模拟体的沸腾与临界行为可视化测量Fig.3 Visualization measurement of boiling and critical behavior based on high-power helically metallic fuel rod simulation body

a——实验本体;b——典型实验结果图4 全温全压19棒束螺旋金属燃料组件临界特性测量Fig.4 Critical heat flux experiment in 19-pin helically metallic fuel rod bundle

1.2 数值分析与精细化子通道分析方法

子通道方法是堆芯瞬态热工安全分析中最关键方法之一。由于螺旋金属燃料特殊的几何结构,传统子通道分析程序不再适用。实验室针对螺旋金属燃料建立了三维两相数值分析方法,开发了精细化子通道瞬态安全分析程序,实现了轴向交混量演化和沸腾临界特性的准确预测。以下将着重对交混、燃料棒和临界这3个关键模型进行介绍。

NETH完成了阻力、交混和临界实验验证,建立了螺旋金属燃料数值分析最佳实践准则。基于旋流场数值分析,发现螺旋金属燃料组件内存在三类大尺度旋流现象[4]。图5给出螺旋金属燃料组件内典型旋流场示意图,三类旋流分别为间隙处的双向横流、通道中心的旋流和组件最外圈的旋流。基于旋流场建立了精细化螺旋金属燃料交混模型,如图6所示[6]。首先,针对螺旋金属燃料组件内特殊的旋流场,提出了精细化子通道划分方法(图6a)。考虑燃料棒与流体之间相互作用力建立了螺旋金属燃料分布阻力模型(图6b),实现了组件内三类大尺度旋流结构及交混速率沿程演化行为精细描述(图6c)。针对燃料棒模型,考虑螺旋金属燃料周向非均匀传热特性,提出了传热系数周向非均匀形状因子模型(F(θ)),结合二维导热实现了周向热流与壁面温度分布的准确描述(图7)。考虑螺旋金属燃料壁面热流密度周向非均匀分布对沸腾临界行为的影响特性,建立了包含热流周向非均匀因子的螺旋金属燃料临界热流密度预测模型[10]。

图5 螺旋金属燃料组件内三类大尺度涡结构Fig.5 Three types of large-scale vortex structures in helically metallic fuel assembly

图7 精细化子通道螺旋金属燃料棒模型Fig.7 Refined subchannel helically metallic fuel rod model

螺旋金属燃料精细化子通道分析程序的典型预测结果如图8所示。程序实现了沿程交混速率变化的精细化描述,可准确预测截面浓度场沿程演化过程(图8a)。程序实现了壁面温度周向分布(图8b)与组件沸腾临界功率(图8c)的瞬态精细化预测,可应用于螺旋燃料堆芯瞬态安全特性评价。

a——冷却剂沿程交混行为;b——燃料棒周向壁面温度分布;c——燃料组件沸腾临界功率图8 螺旋金属燃料精细化子通道安全分析程序典型预测结果Fig.8 Simulation result of helically metallic fuel refined subchannel analysis code

2 螺旋金属燃料中子物理特性与分析方法

螺旋金属燃料结构复杂,能谱特殊,多物理耦合需要高精细度物理参数,螺旋金属燃料多物理耦合对其物理分析方法提出极高要求。首先,螺旋金属燃料棒横截面为花瓣形,翼片沿轴向方向扭转,形成螺旋结构。其径向和轴向几何相较传统压水堆棒状燃料均更为复杂。其次,螺旋金属燃料在组件中呈六边形紧密排布以实现自支撑结构,因此其水铀比相比传统压水堆组件更低。如图9所示,螺旋金属燃料压水堆的能谱相比典型压水堆更硬,成为介于热谱和快谱之间的中间能谱。因此截面生成方法需要考虑特殊能谱和复杂几何。最后,多物理耦合计算中微观的反应堆现象的高分辨率模拟需要精细化反应堆物理计算结果,同时多物理耦合需要高效率的物理计算方法。

图9 螺旋金属燃料堆芯能谱Fig.9 Neutron spectrum of reactor core with helically metallic fuel

由于以上所提到的种种挑战,目前关于螺旋金属燃料的中子物理研究较少,现有的公开研究均使用蒙特卡罗程序并基于连续能量截面[11-13]。然而由于计算代价过大,蒙特卡罗程序仅能满足初步分析需求,在几何扩大到全堆时较难满足多物理耦合分析、瞬态分析以及优化设计等需求。因此需要发展适合螺旋金属燃料的确定论方法。近年来特征线方法(method of characteristics, MOC)因其强大的几何处理能力广受关注,诸多高保真程序例如西安交通大学NECP-X[14]、核星科技CRANE、韩国nTRACER[15]、美国MPACT[16]等均基于二维/一维(2D/1D)MOC开发。MOC的使用将计算分辨率从棒级别提高到平源区级别,更好地满足了多物理耦合计算的需求。但传统确定论程序所用截面由共振计算提供,共振计算不可避免地引入近似,且需要对由复杂几何引起的空间效应进行修正。基于以上背景,本工作开发了适用于螺旋金属燃料特殊几何与能谱的三维(3D)MOC计算方法。

本工作采用蒙特卡罗方法生成少群截面、3D MOC堆芯计算的两步法。采用3D连续能量蒙特卡罗方法来处理螺旋金属燃料组件复杂的几何和中间能谱并生成少群截面。蒙特卡罗方法通过计算指定空间和能量区间内的反应率与中子通量生成少群截面。此方法无需进行共振计算,能够精确处理任意几何的优势,弥补了传统确定论方法在截面生成计算中的不足。堆芯计算方面采用3D MOC,相较2D/1D MOC,其拥有更强大的轴向几何处理能力以处理轴向扭转几何,同时精度和收敛性更好。

此方法在三维螺旋金属燃料单棒和全堆计算中得到验证,表1列出三维螺旋金属燃料计算结果,图10示出3D MOC计算所得逐棒精细功率分布。少群截面可通过多群蒙特卡罗结果和连续能量蒙特卡罗结果对比验证。3D MOC堆芯计算可以多群蒙特卡罗结果为基准验证。从表1可看出,单棒情况截面生成的误差稍大,为243 pcm,但全堆计算中截面误差较小,仅为28 pcm。但无论在单棒还是全堆计算中3D MOC和多群蒙特卡罗的结果均十分接近,误差不超过±100 pcm。最终3D MOC和连续能量蒙特卡罗间的误差不超过±200 pcm,证明了本方法在三维螺旋金属燃料计算中的适用性。

表1 三维螺旋金属燃料计算结果Table 1 Calculation result of 3D helically metallic fuel

图10 三维堆芯径向和轴向相对功率分布Fig.10 3D core radial and axial relative power distribution

为进行螺旋金属燃料堆芯多物理耦合的高保真瞬态分析,本文开发了基于预估矫正准静态方法的3D MOC瞬态计算方法,并使用C5G7-TD基准题[17]进行验证。图11示出三维控制棒瞬态移动例题TD4-1计算的结果。得益于3D MOC对轴向精细地处理,避免了瞬态过程中由控制棒部分插入引起的控制棒尖齿效应,从而消除了这一效应或是多项式逼近等修正方法引起的震荡型误差,实现更高精度的瞬态分析。

图11 C5G7-TD基准题结果Fig.11 Result of C5G7-TD benchmark problem

3 螺旋金属燃料力学特性与分析方法

相较于快堆燃料使用的富铀U-Zr合金,锆质量分数为50%的U50%Zr合金辐照肿胀率小,被用于螺旋金属燃料的芯体材料[18]。由于螺旋金属燃料特殊的自支撑结构,在自支撑位置,螺旋金属燃料翼尖处可能会产生较大的机械应力,导致燃料发生严重变形甚至破坏,因此需要分析U50%Zr螺旋金属燃料全寿期热力响应特性,进而评估其服役性能。然而,关于U50%Zr合金的基础热力学性质研究较少,目前文献中只有未经辐照的U50%Zr合金热导率及弹性模量数据,缺乏辐照裂变气体作用下含孔隙的U50%Zr合金热物性数据,给U50%Zr螺旋金属燃料全寿期热力性能评估带来困难。因此,首先基于分子动力学建立含孔隙的U50%Zr合金基础热力学性质分析方法,量化孔隙对U50%Zr合金热导率和弹性模量的影响并建立预测模型,在此基础上开展多物理耦合有限元分析,获得U50%Zr螺旋金属燃料全寿期使役特性。

3.1 U50%Zr基础热力学参数研究

在热力模拟分析中,热导率和杨氏模量能够集中反映材料的热力响应性能,对热力耦合研究非常重要。目前,国外学者对未辐照前的热导率和杨氏模量进行了测量,获得了未辐照、不含孔隙情况下的物性数据[19-20]。为了探究辐照孔隙对U50%Zr合金物性的影响规律,分别基于弹性变形理论和傅里叶导热定律,建立了以分子动力学为原理的U50%Zr合金基础热力学性质分析方法。

在弹性模量计算方面,首先建立如图12a所示的原子超胞结构,通过单轴拉伸获得微观系统的应力应变响应关系,计算U50%Zr合金的弹性常数矩阵Cij(MPa):

a——杨氏模量;b——热导率图12 分子动力学计算方法示意图Fig.12 Schematic diagram for molecular dynamics method

(1)

式中:σij为应力张量,MPa;εij为应变张量。

为方便工程计算与应用,基于Voigt平均化原则将6×6弹性常数矩阵Cij转换成等效杨氏模量。在热导率计算方面,首先建立如图12b所示的分子动力学计算模型,基于非平衡分子动力学(non-equilibrium molecular dynamics, NEMD)方法,将不同原子层间的动量交换等效转换成冷、热层之间的热量传输,结合热流密度和温度梯度获得材料声子热导率,即:

(2)

式中:kp为声子热导率,W/(m·K);q为热流密度,W/m2;T为温度,K;x为特征距离,m;m为原子质量,kg;vh、vc分别为热端和冷端的原子速度,m/s;t为导热时间,s;S为横截面面积,m2。

同时,利用Wiedemann-Franz定律[21]计算金属材料的电子热导率,声子热导率和电子热导率之和即为U50%Zr合金的总热导率。

为了验证该热力参数预测方法的准确性,首先对辐照前U50%Zr合金的热导率和杨氏模量进行模拟,对比结果如图13所示,预测值与实验值符合较好。之后建立含孔隙的分子动力学分析模型,搭建了δ相UZr2超胞的微观多孔结构,如图14所示,分析不同孔隙率下U50%Zr合金的杨氏模量和热导率,并对比含孔隙和完美晶体材料的热弹物性差异,最终引入孔隙因子Fp对不含孔隙的预测模型进行修正。式(3)给出了含孔隙U50%Zr合金的杨氏模量预测模型。

a——杨氏模量;b——热导率图13 分子动力学方法验证Fig.13 Verification on molecular dynamics method

图14 δ相UZr2超胞的微观多孔结构单元Fig.14 Porous structural unit of δ phase UZr2 supercell

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

(3)

式中:Ep为杨氏模量,GPa;P为孔隙率。

式(4)给出了含孔隙U50%Zr合金的热导率预测模型,其由不含孔隙U50%Zr合金的声子热导率kphonon(W/(m·K))、电子热导率kelectron(W/(m·K))和声子导热孔隙因子Fp,phonon、电子导热孔隙因子Fp,electron组成。总热导率可按照式(5)～(8)计算。

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为总热导率,W/(m·K);β取常数2.09。

3.2 宏观力学特性研究

考虑到相邻螺旋金属燃料组件棒束间的自支撑特性,受热膨胀和辐照肿胀影响下的几何变形和应力集中现象是评估螺旋金属燃料性能的关键。基于有限元软件Abaqus,综合考虑热膨胀、辐照肿胀、蠕变、塑性变形,将多物理场效应通过用户子程序植入完全热力耦合分析中,获得了高燃耗下螺旋金属燃料的热力性能指标。建立了图15所示的典型螺旋金属燃料棒束几何模型,其中,中心棒与4个相邻的边棒紧密接触,边棒与相邻的3个刚性平面接触,共同形成了螺旋金属燃料组件特有的自支撑结构。另外,螺旋金属燃料组件的上下端设置有固定基座,下基座提供了轴向支撑和周向约束,上基座仅提供周向约束并保持轴向自由伸缩。在边界设置方面,螺旋金属燃料棒束保持线功率为18.2 kW/m,假定冷却剂流速G为3 500 kg/(m2·s),冷却剂进口和燃料初始温度均为553 K,包壳和冷却剂间施加流动换热边界,通过能量守恒建立冷却剂平均温度与轴向高度的关系,基于Dittus-Boelter公式获得单相条件下的对流换热系数。最终,基于热流密度、冷却剂平均温度、对流换热系数获得包壳壁面温度。保持线功率不变,模拟分析了螺旋金属燃料在运行时间2.4 a内的热力性能,若以发生裂变的原子数占总原子数的百分比(per fissions of initial mental atoms,FIMA)为燃耗单位,其燃耗深度达到了14.1%FIMA。

图15 典型螺旋金属燃料棒束的几何及边界Fig.15 Geometric sketch map and boundary condition of typical helically metallic fuel rod bundle

在传热方面,图16示出未辐照情况下螺旋金属燃料棒束的温度和热流密度云图。其中,螺旋金属燃料棒束的最高温度为674.4 K,远低于传统陶瓷型棒束燃料。较低的燃料温度可抑制裂变产物肿胀行为和材料孔隙的产生。另外,较低燃料温度也为应对事故工况下可能的燃料熔化和包壳失效保留了足够的安全裕量。另外,螺旋金属燃料棒束热流密度出现了较大的周向分布不均匀性,具体表现为在翼根处达到最大值1 150 kW/m2,在翼尖处达到最小值281 kW/m2。不均匀的热流密度分布可能对热工水力传热性能产生影响,需要通过流固耦合换热的方式开展进一步研究。

图16 螺旋金属燃料棒束的温度和热流密度云图Fig.16 Temperature and heat flux contours of typical helically metallic fuel rod bundle

在力学方面,图17示出辐照前后螺旋金属燃料棒束在自支撑平面的应力演化情况。螺旋金属燃料棒束的最大应力出现在翼尖接触区域,形成了应力集中现象。在未辐照时,螺旋金属燃料棒束的极值应力为326.7 MPa。当燃耗达到14.1%FIMA后,由于蠕变的影响,翼尖处应力峰值回落到313.3 MPa左右。此时,在辐照肿胀的作用下,相邻螺旋金属燃料棒束间的接触区域增大,接触属性从点接触变成了面接触。由文献[22]可知,锆合金包壳的极限断裂强度为500 MPa左右。因此,在高燃耗下U50%Zr螺旋金属燃料棒束的包壳应力最大值低于材料失效强度,证明其拥有不错的力学安全性能。

a——未辐照;b——14.1%FIMA 燃耗深度图17 螺旋金属燃料棒束在未辐照和辐照条件下的应力云图Fig.17 Stress contour of helically metallic fuel rod bundle under non-irradiation and irradiated conditions

4 螺旋金属燃料多物理耦合分析方法与概念设计

4.1 多物理耦合分析方法

由于U50%Zr螺旋金属燃料具有复杂的几何结构和非均匀分布的热力参数指标,其物理-传热-力学等行为相互作用,形成了多物理强耦合关系。为了研究多场作用下螺旋金属燃料性能参数,本文建立了如图18所示的核-热-流-力多物理场数据交互流程。其中,物理分析提供中子通量、裂变率参数,热工分析提供冷却剂流动、传热参数,力学分析提供燃料变形和应力信息。在每一步迭代计算上,耦合计算逻辑如图19所示。在第k步内,基于第k-1步得到的燃料几何和温度信息,通过OpenMC软件计算得到功率密度等结果。随后,将第k步得到的功率密度传递到有限元求解器Abaqus中,并结合第k-1步得到的冷却剂传热参数进行热力计算,并输出燃料温度、壁面边界等信息给CFD软件Fluent进行流动传热计算。接着,Fluent更新几何结构和壁温边界,进而计算得出第k步冷却剂温度、压力、换热系数。但是,在第k步的初次热力-流体耦合计算中,Abaqus的换热边界参数来源于第k-1步的计算结果。为了获得稳定收敛的热力参数,在第k步的有限元分析和流体力学分析即步2和步3之间开展多次迭代计算,直至前后两次计算得到的燃料壁面温度相对误差在10-6以内。当第k步的初次热力-流体耦合计算达到收敛标准后,将第k步燃料温度、几何变形等结果传递给OpenMC软件,进而开始第k+1迭代步的计算。考虑到固体域和流体域网格尺寸不一致,建立了基于最近距离垂足法的网格映射方法,以保证流固交界面间精确、高效的数据传输。

图19 核-热-流-力多物理场耦合迭代步骤Fig.19 Iterative computation step in neutronic-thermal-fluid-structure coupling method

4.2 螺旋金属燃料堆芯概念设计

小型模块化压水堆是当前核能领域的研究热点,将高燃耗深度、高功率密度、高安全性和可紧凑化堆芯设计的螺旋金属燃料应用于小型模块化压水堆,具有紧凑化堆芯设计、提高堆芯的体功率密度和换料周期的潜力。基于先进的十字形螺旋金属燃料,提出了小型模块化压水堆概念设计NETH-HCF175M。此堆在满功率运行时,可实现约1 360 d的换料周期。并且取消化学补偿控制,在寿期内完全通过可燃毒物和控制棒实现无硼化反应性控制,实现了堆芯体积的紧凑化[23]。

NETH-HCF175M燃料组件截面如图20所示,燃料组件内138根螺旋金属燃料棒呈三角形阵列排布。中心导向管为六边形套管,中心导向管内可以容纳控制棒、中子源组件和仪表测量装置等。反应性控制在小型模块化压水堆的反应堆物理设计过程中是一个关键的问题。由于能谱特殊以及为了实现反应堆的紧凑化,对组件内可燃毒物进行了重新设计,实现了无硼化反应性控制。通过可燃毒物和控制棒实现寿期内的反应性控制。可燃毒物的材料和排布使用遗传算法进行优化,以实现更好反应性补偿能力和更均匀的组件内径向功率分布。最终燃料组件内的可燃毒物从径向上分为内中外3圈非均匀布置。

NETH-HCF175M堆芯的径向和轴向示意图如图21所示,具体参数列于表2。堆芯共199盒燃料组件,燃料组件在堆芯内呈三角形阵列排布,组件盒为正六边形。燃料组件在堆芯的排列近似为圆形,最外圈燃料组件被径向反射层包围,燃料组件整体被堆芯的吊篮承载,燃料组件上下各有20 cm的轴向反射层结构,堆芯最外层为压力容器。控制棒按照功能划分为补偿棒和停堆棒两种。控制棒在堆芯中的排布使用遗传算法优化,以实现更低的寿期初反应性和更均匀的堆芯径向功率分布。

表2 NETH-HCF175M堆芯参数Table 2 Core parameter of NETH-HCF175M

图21 NETH-HCF175M堆芯几何Fig.21 Core geometry of NETH-HCF175M

5 结论

针对螺旋金属燃料在几何、材料方面的特点,开展热工水力特性实验及理论、中子物理分析方法、多尺度力学特性研究,建立螺旋金属燃料热工水力三维及子通道分析模型、临界热流预测模型、稳瞬态输运算法、辐照条件下合金材料基础热力模型及宏观力学相应分析方法。建立了螺旋金属燃料精细化子通道安全分析方法,实现堆芯瞬态安全特性评定。建立了基于OpenMC-Fluent-Abaqus的螺旋金属燃料核-热-流-力多物理耦合分析方法,结合遗传算法智能优化,提出螺旋金属燃料组件及堆芯概念设计方案,实现堆芯小型化、高功率密度、高安全性、高经济性和长换料周期,为未来小堆的堆芯及燃料设计提供新的选项。