尹春雨 邢碩 龐華 青濤

摘 要：根據(jù)浮動核電站反應堆堆芯的總體要求，結合燃料組件的功率史及功率分布等相關接口數(shù)據(jù)，通過對燃料棒參數(shù)進行初步設定和驗證優(yōu)化，最終采用燃料棒性能分析程序和驗證方法，對浮動核電站用燃料棒最終優(yōu)化的設計參數(shù)進行綜合驗證，驗證結果表明設計出的燃料棒符合燃料溫度、包殼溫度、燃料棒內壓、包殼應變、包殼應力、包殼自立和蠕變坍塌等設計準則，設計出的浮動核電站燃料棒技術參數(shù)要求是合理的。

關鍵詞：浮動核電站 燃料棒 分析程序

中圖分類號：TL32 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2015）08（c）-0130-03

Fuel Rod Design of Floating NPP

Yin Chunyu Xing Shuo Pang Hua Qing Tao

（Science and Technology on Reactor System Design Technology Laboratory，ChengduSichuan， 610213，China）

Abstract：A kind of fuel rod which satisfied the Floating NPP （nuclear power plant） is designed in this paper，based on the fuel assembly power history，physics data and so on，by pre-establishing the fuel rod parameters and validating the certain fuel rod performance， then rectifying the fuel rod parameters，finally this paper integrated validated the fuel rod performance using the fuel rod performance analysis code and validate method.

Key Words：Floating NPP；Fuel Rod；Analysis Code

浮動核電站是一種安全性和經(jīng)濟性達到第三代核能系統(tǒng)技術水平的革新型模塊式多用途一體化小型壓水堆。它可滿足接近人口密集區(qū)域及內陸、沿海地區(qū)對核能熱-電聯(lián)供、淡水-電聯(lián)供等多樣性需求，還可用于海島等的電-熱-淡水聯(lián)供[1]。目前，世界上諸如美、俄、韓、日、法等國均在致力于研發(fā)小型堆[2-6]。在國內浮動核電站作為重點科技專項，開展相關研究工作，對于我國核電發(fā)展具有重要意義。

國內浮動核電站用燃料組件的設計借鑒了國內當前核電先進燃料組件（以下稱原型設計）的設計經(jīng)驗，根據(jù)浮動核電站的需要實質上進行了全新的燃料棒設計，這種設計需要考慮以下幾方面。

（1）活性段變化后，氣腔長度及其中充氦壓力與活性段的匹配，以滿足堆內使用條件下滿足內壓設計準則、包殼應力應變準則及燃料溫度和包殼溫度準則等，還需要考慮與燃料組件的相關設計相匹配，并滿足熱工水力設計的要求。

（2）活性段和氣腔長度減小后，需根據(jù)氣腔彈簧準則，設計出滿足要求的氣腔彈簧。

1 燃料棒主要參數(shù)設計

1.1 總體設計思路

浮動核電站用燃料棒的設計研究的總體思路為：

（1）根據(jù)堆芯設計總體方案和燃料組件的設計情況確定燃料棒長度。

（2）通過計算得到燃料活性段高度和燃料棒氣腔長度，再根據(jù)活性段高度和氣腔長度對氣腔彈簧進行設計。

（3）根據(jù)燃料棒的設計情況反饋給總體后進行設計調整。

1.2 燃料棒設計

根據(jù)上述思路，燃料棒的設計研究具體過程如下。

1.2.1 燃料棒長度

根據(jù)浮動核電站起初方案設計要求，首先在燃料組件定位格架跨距保持與原型設計一致的前提下，初步計算出一個大致的燃料活性段高度，再根據(jù)堆芯的運行壓力、冷卻劑進口溫度、熱效率、燃料富集度、焓升因子、熱工設計流量等總體參數(shù)要求進行燃料棒的細化設計，在此過程中研究了多種方案，其中典型的設計方案有兩種。

方案一：將浮動核電站燃料組件各層定位格架跨距設計為與原型設計相同，即從下端起第1層與第2層格架間距為620.5 mm，其余各層間距為522 mm。那么要使活性段大致滿足要求，燃料組件需要有4跨，5層定位格架。綜合考慮格架所處位置的高度、格架高度、下管座高度、燃料棒與下管座間隙和燃料棒下部超出格架長度幾方面因素，并借鑒原型燃料組件的相關參數(shù)，根據(jù)浮動核電站設計要求進行計算得到燃料棒的合理長度（Lrod1）。

方案二：將浮動核電站燃料組件各層定位格架跨距統(tǒng)一為522 mm。同樣綜合考慮后計算得出燃料棒的合理長度?。↙rod2）。

燃料棒充氦壓力和活性段長度及氣腔長度燃料棒長度確定后，可進一步確定燃料棒的氣腔長度和活性段長度，它們需要在一定的燃料棒預充壓條件下相互匹配，以滿足燃料棒的內壓等設計準則。

燃料棒的上下端塞長度參考原型燃料棒設計，則可得出方案一的燃料棒活性段與氣腔長度之和?？紤]燃料棒的功率情況等因素，借鑒原型燃料棒的氣腔長度與活性段長度情況，根據(jù)浮動核電站燃料棒設計要求，通過計算可得出活性段長度（Lfuel1）和氣腔長度（Lplenum1）。對燃料棒充氦壓力，參考目前國內外燃料棒的充氦壓力范圍（一般在（2～3）MPa），進行充氦壓力值的預設，再根據(jù)浮動核電站燃料棒預設的活性段長度及氣腔長度，結合功率史及功率分布等數(shù)據(jù)進行核算，根據(jù)核算的情況進行充氦壓力的調整，至核算結果合理時為止。最終將燃料棒初始充氦壓力設定為2.6 MPa，以便壽期末燃料棒內壓還具有足夠的裕量。記為方案一A。

為提高燃料棒容納裂變氣體的能力，可將活性段高度適當降低（Lfuel1），則氣腔長度適當加長（Lplenum1）。記為方案一B。

針對方案一調整前后的設計，選取相應燃料棒進行穩(wěn)態(tài)條件下的燃料溫度、包殼溫度、內壓的進行最佳估計計算，其計算結果滿足準則限值要求（見表1數(shù)值方案一A、方案一B列所示）。

同樣，按類似方法計算得出方案二合理的活性段高度（Lfuel2）和氣腔長度（Lplenum2），其穩(wěn)態(tài)條件下燃料芯塊最高溫度、包殼溫度和內壓的計算結果滿足準則限值要求（見表2中方案二列所示）。

對上述兩種方案中的燃料棒穩(wěn)態(tài)運行下的內壓情況進行對比（如圖1所示）可知，在對方案一的設計進行調整后燃料棒內壓有所降低，容納裂變氣體的能力略好。

從燃料棒角度考慮，所述兩種設計方案均可行；從燃料組件的設計角度考慮，燃料棒較短可使燃料組件較短，可增加燃料組件剛度，則采用方案二較合適。但是對兩種方案進行堆芯熱工性能等方面的分析后表明，燃料棒活性段長度較大的熱工安全裕量較大，從熱工安全角度考慮活性段應在可行的范圍盡量增大。

綜上，浮動核電站燃料棒的活性段高度采取方案一的優(yōu)化結果（即方案一B）較合適，即活性段長度和氣腔長度分別為：Lfuel1和Lplenum1。

1.2.2 氣腔彈簧設計

在燃料棒的活性段長度和氣腔長度確定后可進行氣腔彈簧的設計，其設計準則要求如下。

（1）必須施加至少4倍于燃料柱名義重量的最小彈簧力，以保證在堆芯裝料前的燃料組件操作中壓住燃料和防止芯塊破碎。

（2）反應堆運行過程中，螺旋彈簧不得并圈，以避免擠壓燃料芯塊柱。

（3）彈簧插入氣腔后，在每厘米氣腔長度上至少需含兩個有效圈，以便彈簧對包殼提供必要的徑向支承。

（4）彈簧伸出包殼管外的無支承長度，應使得在插入上端塞時不存在彈簧失穩(wěn)的可能性。

（5）在壽期初，壓縮彈簧與包殼管間的間隙須至少為0.025 mm以防接觸；至多為0.50 mm以排除氣腔段包殼管屈曲的危險。

除上述準則外還應強調，彈簧須能運行在塑性范圍，并在每端至少有一定圈數(shù)的彈簧相接觸，其主要目的是防止最末幾圈彈簧在上端塞焊到包殼管上時發(fā)生失穩(wěn)。

為盡量采用成熟技術，浮動核電站燃料棒氣腔彈簧的絲徑和外徑繼承原型設計，因此，需要確定的主要參數(shù)為彈簧自由高度和彈簧有效圈數(shù)。

彈簧自由高度及其有效圈數(shù)可以根據(jù)浮動核電站燃料棒參數(shù)，借鑒原型燃料棒的活性段高度、燃料棒氣腔長度、彈簧自由高度及有效圈數(shù)的設計情況，按照相似原理進行計算可以得出浮動核電站燃料棒氣腔彈簧自由高度和有效圈數(shù)的初步值：氣腔彈簧自由高度為148 mm，有效圈數(shù)為21。

采用燃料棒氣腔彈簧的設計驗證方法對其進行驗證后發(fā)現(xiàn)氣腔彈簧每單位長度的有效圈數(shù)為1.91，不滿足“在每厘米氣腔長度上至少需含兩個有效圈”的要求。因此采用相似原理進行計算的方法不可行，需要對其進行調整。綜合考慮浮動核電站燃料棒的活性段高度和燃料棒長等參數(shù)，進行氣腔彈簧自由高度和有效圈數(shù)的多次調整并采用氣腔彈簧驗證方法進行計算后，最終得到氣腔彈簧的自由高度和有效圈數(shù)分別取為145 mm和25較合適。

1.3 小結

根據(jù)浮動核電站燃料棒設計情況，其主要技術參數(shù)匯總如表2所示。

2 燃料棒設計驗證

燃料棒的綜合性能分析驗證是燃料棒設計中必不可少的環(huán)節(jié)，該章針對燃料棒的燃料溫度準則、包殼溫度準則、燃料棒內壓準則、包殼應變準則、包殼應力準則、包殼自立準則、包殼坍塌準則和氣腔彈簧準則，對燃料棒的這些方面逐一進行校核計算，以驗證所設計的燃料棒是否滿足這些準則。

2.1 分析方法

燃料溫度、包殼溫度、燃料棒內壓、包殼應變、包殼應力的計算分析采用COPERNIC程序，分析驗證的主要過程為：（1）使用程序在名義制造參數(shù)和最佳估計模型的條件下進行燃料棒性能參數(shù)的計算。（2）考慮制造參數(shù)和模型帶來不確定性的條件下，進行燃料棒性能參數(shù)的計算，對某一性能參數(shù)，采用均方根法進行不確定性計算。（3）對穩(wěn)態(tài)驗證中用到的功率史，在每個循環(huán)初、中、末進行瞬態(tài)模擬計算，瞬態(tài)末的功率由瞬態(tài)發(fā)生前的初始功率、局部功率限值和局部功率變化限值所決定。

包殼自立計算采用Timoshenko公式。

包殼蠕變坍塌是在COPERNIC程序穩(wěn)態(tài)的計算結果的基礎上采用CROV程序進行計算。

氣腔彈簧計算分析采用燃料棒彈簧設計驗證方法對燃料棒密封后彈簧的作用力、螺旋彈簧高度、每單位長度的有效圈數(shù)、彈簧屈曲和彈簧-包殼間隙進行計算。

2.2 分析結果

對燃料棒各參數(shù)的設計完成后，根據(jù)堆芯中子學數(shù)據(jù)和熱工水力數(shù)據(jù)，對其性能進行了詳細分析，分析結果表明燃料棒前述的各項性能滿足相關設計準則要求，具體如下。

2.2.1 燃料溫度

穩(wěn)態(tài)工況下，功率領先棒在壽期初芯塊中心溫度達到最大值849 ℃。燃耗最深棒在第一循環(huán)初進行瞬態(tài)模擬時溫度最高，考慮不確定性的芯塊中心溫度最大值為1228 ℃。因此燃料溫度小于其準則限值2590 ℃。

2.2.2 包殼溫度

穩(wěn)態(tài)時燃耗最深棒包殼外表面最高溫度為363 ℃，瞬態(tài)時功率領先棒包殼外表面最高溫度為385 ℃。因此，浮動核電站燃料棒設計滿足包殼溫度準則要求。

2.2.3 燃料棒內壓

極限棒（燃耗較高且后期高功率棒）內壓最大值為9.59 MPa，出現(xiàn)在第三循環(huán)末，對應的裂變氣體釋放份額為0.35%?？紤]不確定性后，燃料棒內壓的最大值為10.59 MPa，該值低于運行壓力（15 MPa），滿足設計準則要求。

2.2.4包殼應變

穩(wěn)態(tài)工況下包殼的應變始終為負，滿足穩(wěn)態(tài)工況下包殼應變準則。瞬態(tài)極限工況下，功率變化導致的包殼直徑增大（彈塑性應變+蠕變）為0.35%，小于準則限值1%，滿足包殼應變準則要求。

2.2.5 包殼應力

整個壽期內，其體積平均有效應力小于未考慮溫度和輻照影響的包殼屈服強度，滿足包殼應力準則。

2.2.6 包殼自立

包殼的瞬時坍塌臨界壓力23.46 MPa遠大于系統(tǒng)設計壓力17.2 MPa，不會發(fā)生包殼的瞬時坍塌，滿足包殼的自立準則。

2.2.7 包殼蠕變坍塌

燃耗和功率包絡棒包殼在整個壽期中滿足要求，未發(fā)生蠕變坍塌。

2.2.8 氣腔彈簧

對燃料棒彈簧準則進行了驗證計算，結果顯示。

（1）燃料棒密封后彈簧作用力為63 N，大于4倍的燃料柱名義重量。

（2）壽期末熱態(tài)最小氣腔長度大于相同工況下彈簧全壓縮后的彈簧長度，即運行過程中，彈簧不會出現(xiàn)并圈。

（3）單位長度的有效圈數(shù)為2.28，大于2。

（4）當上端塞插入時，不會引起彈簧無支撐長度發(fā)生屈曲。

（5）在氣腔位置上包殼無屈曲可能性。

因此燃料棒氣腔彈簧的設計滿足設計準則要求。

3 結語

該文根據(jù)浮動核電站反應堆的需要，結合堆芯的運行工況，通過對燃料棒參數(shù)的設計和分析，采用燃料棒性能分析程序和驗證方法對燃料棒進行了綜合性能分析，驗證了燃料棒的設計，設計出了滿足燃料棒設計準則要求的浮動核電站燃料棒。

參考文獻

[1] IAEA-TECDOC-1536.Status of Small Reactor Designs Without On-Site Refuelling[J].2007（1）：511-550.

[2] Won Jae Lee.The SMART ReactoThe Reactor[J].4th Annual Asian-Pacific Nuclear Energy Forum，2010.

[3] Generation IV Roadmap R&D Scope Report for Water-Cooled Reactor Systems[M].the Nuclear Energy Research Advisory Committee and the Generation IV International Forum，2002：77-83.

[4] Tae-Wan Kim，Keun-Bae Park， Kyeong-Hoon Jeong Gyu-Mahn Lee，etal.Dynamic Characteristics of the Integral Reactor SMART[J].Journal of the Korean Nuclear Society，2001.

[5] D.T.Ingersoll.DSR小型反應堆與第二核紀元[J].國外核動力，2009（6）：1-5.

[6] 陳炳德.SMART一體化模塊式先進反應堆研究進展[J].國外核動力，2003，24（4）.