陳家豪1,2 張海青1 朱智勇1

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10 MW固態(tài)燃料釷基熔鹽堆穩(wěn)態(tài)物理-熱工耦合

陳家豪張海青朱智勇

1（中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所嘉定園區(qū) 上海 201800） 2（中國科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）

固態(tài)燃料釷基熔鹽堆(Thorium Molten Salt Reactor-Solid Fuel, TMSR-SF1)作為第四代先進(jìn)核反應(yīng)堆堆型之一，繼承了熔鹽冷卻劑和球形燃料元件的許多優(yōu)點(diǎn)和技術(shù)基礎(chǔ)，具有良好的經(jīng)濟(jì)性、設(shè)計(jì)上的固有安全性、釷鈾燃料的可持續(xù)性和防核擴(kuò)散性。本文以10 MW固態(tài)燃料釷基熔鹽堆為模型，利用MCNP (Monte Carlo N Particle Transport Code)和ANSYS Fluent等模擬程序?qū)ζ溥M(jìn)行多物理耦合分析，同時利用C++語言編寫了堆芯活性區(qū)的物理-熱工耦合計(jì)算程序，實(shí)現(xiàn)了MCNP計(jì)算結(jié)果與Fluent程序的對接，并且通過對比耦合前后結(jié)果，分析了堆芯功率密度分布、有效增殖因子、溫度分布等主要參數(shù)，為熔鹽堆的設(shè)計(jì)、安全性評估和操作運(yùn)行提供了參考依據(jù)。

固態(tài)燃料球，釷基熔鹽堆，物理熱工耦合，穩(wěn)態(tài)分析

固態(tài)熔鹽堆是由美國科學(xué)家于2003年提出的第四代反應(yīng)堆堆型之一，其主要特點(diǎn)包括：1) 使用氟化物熔鹽冷卻（熔鹽堆）；2) 使用三向同性(Tri-structural Isotropic, TRISO)包覆顆粒燃料（高溫氣冷堆）。包覆顆粒燃料元件有球形和柱形兩種基本類型，其特點(diǎn)是能夠在高溫下運(yùn)行，具有本征的安全性。固態(tài)燃料釷基熔鹽堆(Thorium Molten Salt Reactor-Solid Fuel, TMSR-SF1)是中國科學(xué)院“未來先進(jìn)核裂變能”戰(zhàn)略性先導(dǎo)科技專項(xiàng)優(yōu)先選擇并設(shè)計(jì)的兩種反應(yīng)堆堆型之一。2012年4月，中國科學(xué)院TMSR專項(xiàng)啟動第一個固態(tài)燃料釷基熔鹽堆的設(shè)計(jì)和建造。該堆型采用球形燃料元件，利用熔鹽冷卻劑把固態(tài)燃料球產(chǎn)生的裂變能有效傳遞到熱力系統(tǒng)進(jìn)行能量轉(zhuǎn)換。

核反應(yīng)堆的運(yùn)行是多物理場相互作用的過程，對核反應(yīng)堆的分析研究已從單純的中子物理學(xué)分析、熱工水力分析、燃料性能分析、結(jié)構(gòu)材料應(yīng)力分析和系統(tǒng)響應(yīng)分析，發(fā)展到如今的多物理場耦合分析。中子物理與熱工耦合計(jì)算在反應(yīng)堆分析中具有重要意義，其結(jié)果可用于更好地理解反應(yīng)堆中的復(fù)雜現(xiàn)象。耦合計(jì)算時，分別使用中子物理計(jì)算程序和熱工水力計(jì)算程序計(jì)算相同的模型問題并在迭代過程中交換數(shù)據(jù)，直到結(jié)果收斂達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

針對多種熔鹽堆堆型的物理分析已有較多研究。Cheng等針對熔鹽快堆開發(fā)了三維穩(wěn)態(tài)模擬程序，并用于模擬熔鹽快堆的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行狀況。薛春等則設(shè)計(jì)了一種將燃料球裝入燃料組件的熔鹽堆堆芯并對其進(jìn)行了設(shè)計(jì)計(jì)算。Kophazi等通過耦合 DALTON 和 THERM 程序，構(gòu)建了一個三維耦合程序，并應(yīng)用于 MSRE 穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)多物理耦合分析。Zhang等則針對2 MW熔鹽實(shí)驗(yàn)堆的屏蔽層計(jì)算了中子注量分布和溫度分布。Guo等采用 MCNP (Monte Carlo N Particle Transport Code)與多通道熱工水力程序耦合的方式分析了簡化的MSRE堆芯穩(wěn)態(tài)功率分布、溫度分布、壓降和流量分配，并對堆芯設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化。Zhou等采用MCNP與CFD (Computational Fluid Dynamics)熱工水力程序耦合的方法，模擬了幾種堆芯條件驟變時液態(tài)燃料熔鹽堆的瞬態(tài)情況。而Li等通過將PB-AHTR (Pebble Bed Advanced High Temperature Reactor)堆芯模型作為基礎(chǔ)，利用清華大學(xué)自主開發(fā)的RMC (Reactor Monte Carlo codes)中子輸運(yùn)程序和熱工水力程序CFX耦合，分析了固態(tài)燃料釷基熔鹽堆穩(wěn)態(tài)條件下該方法的準(zhǔn)確性及耦合效率。何杰等采用MCNP和ANSYS Fluent兩種程序，利用Python語言編寫了后處理程序MTF (MCNP to Fluent)并對液態(tài)熔鹽堆TMSR-LF1的主屏蔽體開展了耦合計(jì)算分析。本文以TMSR-SF1為主要研究對象，以中子輸運(yùn)程序MCNP和熱工水力程序ANSYS Fluent分別開展了TMSR-SF1的三維中子物理和三維熱工水力模型計(jì)算，通過C++編程語言進(jìn)行上述兩個模擬程序的數(shù)據(jù)交換以達(dá)到多物理耦合的目的，并對模擬結(jié)果中耦合前后的部分中子物理和熱工水力指標(biāo)進(jìn)行了分析比較。本文對球床堆堆芯活性區(qū)的TRISO顆粒模型進(jìn)行了簡化以提高計(jì)算效率，并利用燃料球的堆積模塊對球床進(jìn)行了合理的劃分，使球床堆的耦合數(shù)據(jù)交換得以進(jìn)行。

1 計(jì)算方法及模型

1.1 堆芯結(jié)構(gòu)

TMSR-SF1堆芯包括堆芯活性區(qū)和石墨反射層，如圖1所示，其中活性區(qū)由燃料球隨機(jī)堆積的球床和流經(jīng)球床的熔鹽組成，熔鹽冷卻劑在燃料球間的間隙中流動。上下圓臺和側(cè)面的環(huán)繞石墨構(gòu)建了反射層，中間圓柱區(qū)為活性區(qū)，在反射層設(shè)有中子源、停堆系統(tǒng)、實(shí)驗(yàn)測量等專用通道。燃料元件為直徑6 cm的固態(tài)燃料球，其中燃料UO中U富集度為17%，每個燃料球裝有7.0 g鈾。一回路冷卻劑采用含高富集度Li (99.995%)的FLiBe (2LiF-BeF)熔鹽。

以圖1堆芯模型為基礎(chǔ)，建立中子物理模型用于蒙特卡羅方法計(jì)算，其中包括堆芯活性區(qū)、上下及側(cè)面反射層、冷卻劑腔室、控制棒通道等。

圖1 TMSR-SF1堆芯示意圖 (a) 橫截面，(b) 豎截面

1.2 堆芯物理計(jì)算

由于TMSR-SF1所裝載的一萬多個燃料球由基體石墨和包含有數(shù)千個TRISO燃料顆粒組成，而TRISO顆粒由4層包覆層和燃料核心構(gòu)成，對如此眾多的燃料球建模并得到精確計(jì)算結(jié)果是非常耗時的。因此，F(xiàn)ratoni等提出通過將TRISO顆粒中的包覆層與基體石墨按照原子數(shù)之比合算成一種材料并保留燃料核心，從而達(dá)到簡化模型結(jié)構(gòu)、縮短計(jì)算時間的目的。表1是對TMSR-SF1所使用燃料球的計(jì)算結(jié)果對比，從表1中發(fā)現(xiàn)，該方法可用于TMSR-SF1并有效地縮短計(jì)算時間。

表1 同質(zhì)化TRISO顆粒效果

由于蒙特卡羅方法在計(jì)算有效增殖因子和反應(yīng)率計(jì)數(shù)時存在概率性誤差，因此在進(jìn)行耦合模擬前，對該模型進(jìn)行了所需中子數(shù)及計(jì)算誤差分析。本文計(jì)算中每次迭代中子數(shù)為50 000，迭代次數(shù)為550次，跳過前50次迭代，計(jì)算的標(biāo)準(zhǔn)誤差為0.000 16，統(tǒng)計(jì)誤差小于0.1，計(jì)算時間約4 h。

進(jìn)行中子物理計(jì)算所用截面數(shù)據(jù)庫是在ENDF/B-VII數(shù)據(jù)庫基礎(chǔ)上，采用了針對熔鹽高溫特點(diǎn)加工的數(shù)據(jù)庫ACEDATA，此截面數(shù)據(jù)庫選取了300?2200K之間共30個溫度點(diǎn)，通過NJOY加工而成。堆芯活性區(qū)軸向向上劃分為11層，徑向按照燃料球體心立方堆積模塊，每層劃分為88份，總共836個柵元，并對其使用F7計(jì)數(shù)卡計(jì)數(shù)以供后續(xù)功率密度計(jì)算。

1.3 熱工水力計(jì)算

使用CFD方法進(jìn)行針對球床堆堆芯的熱工水力模擬研究中，球床的復(fù)雜性經(jīng)常造成所需網(wǎng)格數(shù)龐大且難以得到精準(zhǔn)的計(jì)算結(jié)果。Wu等針對高溫氣冷堆HTGR (High Temperature Gas-cooled Reactor)的球床模型，運(yùn)用CFD軟件對比了真實(shí)燃料球間隙通道和多孔介質(zhì)模型通道的計(jì)算結(jié)果，得出了多孔介質(zhì)模型可用于計(jì)算堆芯活性區(qū)中冷卻劑整體溫度、流速、沿程壓降、密度等主要參數(shù)的結(jié)論。因此，本文采用多孔介質(zhì)模型描述燃料球球床結(jié)構(gòu)，以簡化網(wǎng)格、節(jié)省計(jì)算資源。

1.3.1 模型介紹

熱工水力模型根據(jù)中子物理模型的堆芯活性區(qū)冷卻劑流動區(qū)域建立，包括上下石墨反射層的冷卻劑通道及堆芯活性區(qū)，具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。該模型使用ANSYS ICEM劃分網(wǎng)格，并與物理模型的相關(guān)區(qū)域在空間上完全重合。

圖2 熱工水力模型示意圖

1.3.2 邊界條件

1) 下反射層冷卻劑入口通道邊界條件。冷卻劑進(jìn)入下反射層入口通道，由下至上經(jīng)過堆芯活性區(qū)并通過上反射層冷卻劑通道離開堆芯。本文將各冷卻劑入口通道流速設(shè)置為TMSR-SF1概念設(shè)計(jì)報(bào)告中參數(shù)，平均流速0.2235 m?s，最大流速0.744m?s，最小流速0.033 m?s，冷卻劑入口溫度設(shè)置為873.15 K。

2) 內(nèi)熱源加載。堆芯活性區(qū)內(nèi)熱源通過將MCNP計(jì)算得到的沉積能量轉(zhuǎn)換為對應(yīng)空間的功率密度，再通過耦合程序?qū)氲皆O(shè)定熱工水力模型功率密度、空間坐標(biāo)信息的UDF (User-defined Function)中，內(nèi)熱源設(shè)置根據(jù)不同坐標(biāo)位置加載對應(yīng)的功率密度。

3) 其他邊界條件。出口邊界條件設(shè)置為壓力出口?？紤]重力影響，設(shè)置重力加速度為9.8 m?s。采用SIMPLE算法二階迎風(fēng)格式。

1.4 耦合過程

冷卻劑密度隨溫度的變化、核反應(yīng)截面隨溫度的變化以及堆芯結(jié)構(gòu)材料的熱膨脹是中子物理模擬中最為重要的溫度反饋信息。本文耦合過程中熱工水力模擬僅考慮溫度及冷卻劑密度變化的影響。

1.4.1 數(shù)據(jù)交換

通過外耦合的方式耦合MCNP和ANSYS Fluent。在每一耦合循環(huán)中，兩個模型分別進(jìn)行計(jì)算，并通過C++語言開發(fā)程序完成數(shù)據(jù)交換過程。堆芯活性區(qū)在兩個模型中皆在軸向分隔為11層；在每一次耦合循環(huán)中，耦合程序?qū)⒅凶游锢砟Ｐ椭?1層的沉積能量數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為功率密度并用于更新熱工水力模型中內(nèi)熱源設(shè)置的更新。耦合步驟概括為如下步驟，圖3顯示了模擬數(shù)據(jù)在兩程序之間的傳遞過程。

圖3 MCNP與ANSYS Fluent耦合流程圖

1) MCNP以冷態(tài)堆芯為初始條件進(jìn)行中子物理計(jì)算，從輸出文件提取F7卡對各柵元的平均裂變沉積能計(jì)數(shù)，通過式(1)轉(zhuǎn)為功率密度：

式中：P是第個柵元的功率密度，W·m；(F)是第個柵元裂變沉積能量，MeV；V是第個柵元的體積，m；是反應(yīng)堆堆芯熱功率，W。

2) 以此功率密度分布更新ANSYS Fluent內(nèi)熱源設(shè)置，并進(jìn)行熱工水力計(jì)算，得到堆芯活性區(qū)溫度分布和密度分布。

3) 以溫度和密度分布數(shù)據(jù)更新MCNP輸入文件中的柵元密度信息和調(diào)取的截面庫，再次計(jì)算。

4) 比較前后兩次中子物理計(jì)算結(jié)果中的有效增殖因子大小，判斷耦合過程是否收斂。當(dāng)偏差較大時，重復(fù)2)?4)步驟的操作。

1.4.2 核反應(yīng)截面的多普勒展寬

多物理耦合的重要環(huán)節(jié)之一即更新中子物理計(jì)算的核反應(yīng)截面。本文所采用的截面庫更新方法為偽材料法。通過偽材料法更新截面庫，可大幅減少計(jì)算所需截面庫的存儲體積，且無需預(yù)處理截面庫，節(jié)省計(jì)算資源；此方法的缺點(diǎn)是在更新MCNP計(jì)算的截面庫時，并不是直接產(chǎn)生目標(biāo)溫度點(diǎn)所對應(yīng)的截面庫，而是通過計(jì)算目標(biāo)溫度點(diǎn)所在溫度區(qū)間的上下兩組截面庫的比例分?jǐn)?shù)，近似擬合截面庫數(shù)據(jù)，且無法擬合熱中子散射截面庫(,)數(shù)據(jù)，需要選擇與目標(biāo)溫度最接近的溫度點(diǎn)的熱中子散射截面。

各核素的核反應(yīng)截面自ACEDATA提取，在MCNP計(jì)算溫度信息更新后，由式(2)計(jì)算新的溫度點(diǎn)所需提取截面庫的分?jǐn)?shù)：

式中：為新的柵元溫度；和分別為截面庫中所在區(qū)間的最高溫度和最低溫度；為最低溫度對應(yīng)的核截面所占份額。所求柵元溫度對應(yīng)的截 面為：

(3)

2 計(jì)算結(jié)果及討論

2.1 計(jì)算驗(yàn)證

本文所使用的中子物理模型計(jì)算每次迭代使用50000個粒子，計(jì)算結(jié)果中有效增殖因子為1.04031，概念設(shè)計(jì)報(bào)告計(jì)算結(jié)果為1.03990，計(jì)算誤差為0.0394%。

熱工計(jì)算結(jié)果精度雖足夠高，但在實(shí)際工程應(yīng)用中達(dá)到毫米量級的流速變化對主要參數(shù)無明顯影響，因此保留三位有效數(shù)字。熱工水力模型耦合前后入口截面平均速度均為0.233 m?s，耦合情況下出口截面平均流速為0.215 m?s。未耦合情況下出口截面平均溫度為903.935 K，耦合情況下出口截面平均溫度為904.035 K，計(jì)算誤差為0.01%。

耦合程序的驗(yàn)證采用Hu等針對使用MCNP和Fluent進(jìn)行中子物理與熱工水力耦合可行性研究所采用的模型，對比手動輸入功率密度與耦合程序轉(zhuǎn)換的計(jì)算結(jié)果來驗(yàn)證計(jì)算方法是否正確。

驗(yàn)證模型由10 cm×10 cm×10 cm的正方體按4×4×4的方式堆積而成，共64塊。左側(cè)32個方塊為U富集度3%的UO，右側(cè)為輕水，MCNP模型與此對應(yīng)。冷卻劑流動方向?yàn)?軸方向，入口流速為5 m?s。手動輸入與程序輸入的計(jì)算結(jié)果符合較好，驗(yàn)證了耦合程序的準(zhǔn)確性和可靠性。

2.2 物理耦合計(jì)算結(jié)果分析

TMSR-SF1堆芯經(jīng)過耦合計(jì)算的有效增值因子如圖4所示。從圖4中可以看出，未耦合情況下為1.04031，經(jīng)過一次耦合循環(huán)后，有效增殖因子相對于未耦合計(jì)算結(jié)果有明顯變化，增大約1.08%，之后該因子不再隨著耦合循環(huán)次數(shù)增加而變化，在1.051附近波動；耦合后，有效增殖因子明顯增大的原因是MCNP輸入文件中的材料截面庫根據(jù)溫度反饋更新后，部分位置的實(shí)際溫度與初始冷態(tài)溫度相差較大，材料與粒子相互作用的反應(yīng)截面變化劇烈，最終影響有效增殖因子。而該因子在一定范圍內(nèi)波動的情況，則是由蒙特卡羅方法固有的統(tǒng)計(jì)誤差造成的。

圖4 TMSR-SF1堆芯keff隨耦合次數(shù)的變化

耦合計(jì)算后TMSR-SF1堆芯活性區(qū)中子能譜如圖5所示，不同軸向高度中子通量密度分布如圖6所示，活性區(qū)功率密度分布如圖7所示。堆芯活性區(qū)平均功率密度5.19 MW?m，未耦合狀態(tài)下最大功率密度9.17 MW?m，耦合狀態(tài)下最大功率密度9.37 MW?m，整個活性區(qū)耦合前后功率密度改變量為0.24%?3.31%。從圖6、7中可知，耦合前后不同軸向高度的功率密度與中子通量密度變化趨勢相同，堆芯軸向中心部分的中子通量密度最高，在堆芯活性區(qū)中部最低，靠近反射層處，因部分中子自反射層返回堆芯，使堆芯邊緣功率密度增大。對比相同軸高耦合前后的徑向功率密度分布發(fā)現(xiàn)，功率密度分布一致，但部分位置功率密度值相差較大的原因是未耦合時MCNP計(jì)算使用平均溫度，耦合后當(dāng)部分位置實(shí)際溫度與平均溫度偏差較大時，功率密度值便產(chǎn)生更大變化。

圖5 堆芯活性區(qū)中子能譜

圖6 不同軸向高度中子通量密度分布

圖7 不同軸向高度功率密度分布

2.3 熱工水力耦合計(jì)算結(jié)果與分析

耦合前后堆芯活性區(qū)溫度分布如圖8所示。由圖8可以看出，熔鹽在堆芯活性區(qū)中向上流動，在球床下方空腔中溫度變化較小，進(jìn)入球床后被燃料球加熱，溫度逐漸升高，在頂部區(qū)域達(dá)到最高，與未耦合情況下堆芯最高溫度912.098 K相比，耦合后變?yōu)?13.793 K，升高1.695K。圖9為出口孔道溫度分布，中心出口孔道溫度較高，外側(cè)孔道溫度較低。

圖8 活性區(qū)XY截面溫度分布 (a) 未耦合，(b) 耦合

圖9 堆芯出口截面溫度分布

采用耦合計(jì)算前后的堆芯徑向溫度場如圖10所示。從圖10中可以看出，未耦合和耦合計(jì)算的徑向溫度在剛進(jìn)入球床(0.55 m)處差別較小，但隨著冷卻劑在堆芯活性區(qū)中向上流動，溫差逐漸增大，最大溫差出現(xiàn)在堆芯中心軸向高度1.5 m處，為7.584K。兩者的溫度分布變化趨勢和溫度值有明顯差異，耦合計(jì)算的溫度變化趨勢與功率密度分布 一致。

圖10 不同軸向高度的溫度徑向分布

3 結(jié)語

本文根據(jù)現(xiàn)階段10 MW TMSR-SF1的主要設(shè)計(jì)參數(shù)，建立了該堆型的中子物理及熱工水力模型，并通過C++編程語言實(shí)現(xiàn)了兩個模型間的耦合模擬，編制了用于在MCNP和ANSYS Fluent之間交換堆芯活性區(qū)功率密度分布、溫度場等數(shù)據(jù)的耦合程序，并分析了穩(wěn)態(tài)情況下的有效增殖因子、堆芯功率密度分布、溫度分布等數(shù)據(jù)，主要結(jié)論如下：

1) TMSR-SF1堆芯在裝料高度為130 cm、控制棒完全抽出的情況下，與未耦合時單用MCNP的計(jì)算數(shù)值相比，耦合后有效增殖因子從1.0403升至1.0515，增大約1.08%，堆芯功率密度改變范圍為0.24%?3.31%。

2) 在入口溫度為873.15 K、入口平均流速0.2335m?s的情況下，與未耦合時單用Fluent的計(jì)算數(shù)值相比，耦合后堆芯最高溫度由912.098 K升至913.793 K，升高1.695K，而耦合前后冷卻劑最大溫差為7.584K，出現(xiàn)在球床中心軸向高度1.5 m處。

中子物理-熱工耦合研究可提供核反應(yīng)堆運(yùn)行中更為準(zhǔn)確的信息，為研究TMSR-SF1中冷卻劑流動狀態(tài)、溫度場、材料性質(zhì)對反應(yīng)堆運(yùn)行的影響、功率密度分布及核燃料燃耗研究提供了重要參考。

1 Ingersoll D T, Forsberg C W, Ott L J,. Status of preconceptual design of the advanced high-temperature reactor (AHTR)[M]. United States: Department of Energy, 2004. DOI:10.2172/861752.

2 江綿恒, 徐洪杰, 戴志敏. 未來先進(jìn)核裂變能——TMSR核能系統(tǒng)[J]. 中國科學(xué)院院刊, 2012, 27(3): 366?374. DOI: 10.3969/j.issn.1000-3045.2012.03.016. JIANG Mianheng, XU Hongjie, DAI Zhimin. Advanced fission energy program - TMSR nuclear energy system[J]. Bulletin of Chinese Academy of Sciences, 2012, 27(3): 366?374. DOI: 10.3969/j.issn.1000-3045.2012.03.016.

3 Cheng MS,Dai ZM. Development of a three dimension multi-physics code for molten salt fast reactor[J]. Nuclear Science and Techniques, 2014, 25(1): 010601. DOI: 10.13538/j.1001-8042/nst.25.010601.

4 薛春, 張海青, 朱智勇, 等. 組件型熔鹽堆燃料組件的設(shè)計(jì)研究[J]. 核技術(shù), 2016, 39(9): 090602. DOI: 10.11889/j.02533219.2016.hjs.39.090602.XUE Chun, ZHANG Haiqing, ZHU Zhiyong,. Design of fuel assembly for molten-salt-cooled reactors[J]. Nuclear Techniques, 2016, 39(9): 090602. DOI: 10.11889/ j.0253-3219.2016.hjs.39.090602.

5 Kophazi J, Lathouwers D, Kloosterman J L. Development of a three-dimensional time-dependent calculation scheme for molten salt reactors and validation of the measurement data of the molten salt reactor experiment[J]. Nuclear Science and Engineering, 2009, 163(2): 118?131. DOI: 10.13182/NSE163-118.

6 Zhang Z H, Xia X B, Cai J,. Simulation of radiation dose distribution and thermal analysis for the bulk shielding of an optimized molten salt reactor[J]. Nuclear Science and Techniques, 2015, 26(4): 040603. DOI:10.13538/j.1001-8042/nst.26.040603.

7 Guo Z P, Wang C L, Zhang D L,. The effects of core zoning on optimization of design analysis of molten salt reactor[J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 265: 967?977. DOI: 10.1016/j.nucengdes.2013.09.036.

8 Guo Z P, Zhou J J, Zhang D L,. Coupled neutronics/thermal-hydraulics for analysis of molten salt reactor[J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 258(2):144?156. DOI:10.1016/j.nucengdes.2013.01.013.

9 Zhou J J, Wang C L, An H Z,. Three dimensional neutronic/thermal-hydraulic coupled simulation of MSR in steady state condition[J]. Nuclear Engineering and Design, 2014,267(2):88?99.DOI: 10.1016/j.nucengdes.2013.11. 074.

10 Li L S, Yuan H M, Wang K. Coupling of RMC and CFX for analysis of Pebble Bed-Advanced High Temperature Reactor core[J]. Nuclear Engineering and Design, 2012, 250:385?391. DOI:10.1016/j.nucengdes.2012.05.036.

11 何杰, 夏曉彬, 蔡軍, 等. 2 MW 液態(tài)釷基熔鹽實(shí)驗(yàn)堆主屏蔽溫度場分析[J]. 核技術(shù), 2016, 39(4): 040601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2016.hjs.39.040601.HE Jie, XIA Xiaobin, CAI Jun,. Temperature field analysis for the main shielding of the 2-MW thorium-based molten salt experimental reactor[J]. Nuclear Techniques, 2016, 39(4): 040601. DOI: 10.11889/j. 0253-3219.2016.hjs.39.040601.

12 Fratoni M, Greenspan E. Neutronic feasibility assessment of liquid salt-cooled pebble bed reactors[J]. Nuclear Science and Engineering, 2011, 168(1): 1?22. DOI: 10.13182/NSE10-38.

13 Wu C Y, Ferng Y M, Chieng C C,. Investigating the advantages and disadvantages of realistic approach and porous approach for closely packed pebbles in CFD simulation[J]. Nuclear Engineering and Design, 2010, 240(5): 1151?1159. DOI:10.1016/j.nucengdes.2010.01. 015.

14 Vazquez M, Tsige-Tamirat H, Ammirabile L,. Coupled neutronics thermal-hydraulics analysis using Monte Carlo and sub-channel codes[J]. Nuclear Engineering and Design, 2012, 250(3):403?411. DOI: 10.1016/j.nucengdes.2012. 06.007.

15 Conlin J L, Ji W, Lee J C,. Pseudo material construct for coupled neutronic-thermal-hydraulic analysis of VHTGR[J]. Transactions of American Nuclear Society, 2005, 92: 225?227.

16 Hu J, Rizwan-uddin. Coupled neutronics and thermal-hydraulics simulations using MCNP and FLUENT[J]. Transactions of the American Nuclear Society, 2008, 98:606?608.

Coupled neutronic and thermal-hydraulic analysis of TMSR-SF1 at steady state

CHEN JiahaoZHANG HaiqingZHU Zhiyong

1(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China) 2(University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China)

Background: Neutronic and thermal-hydraulic simulations of advanced reactors can affect each other’s results. Purpose: This study focuses on coupling neutronic and thermal-hydraulic simulations to achieve more accurate results for future developments of 10-MW solid-fueled thorium molten salt experimental reactor (TMSR-SF1). Methods: A program converting the MCNP (Monte Carlo N particle transport code) results to the spatial distribution of power density within the active region was created using C++ programming language. The spatial distribution data were loaded into the ANSYS Fluent in the form of user-defined function (UDF) to accomplish the coupling of the two simulation processes. In regards of TMSR-SF’s original design parameters, the physical and thermal-hydraulic models of the whole core were established by using MCNP and ANSYS Fluent respectively. Results: The coupling method is feasible and can be used to obtain reliable results. The changes in coolant’s temperature and velocity in the active region are dependent on the power density distribution. The changes in multiplication factor, power density and maximum of discrepancy in coolant temperature are 1.08%, 3.31% and 7.584 K, respectively. Conclusion: It is necessary to take the coupling effects of the reactor core into consideration in the design of associated reactor systems. In addition, the results confirm that the design parameters of the TMSR-SF1 are reasonable.

Fuel pebble, Thorium molten salt reactor, Neutronics and thermal-hydraulics coupling, Steady-state analysis

TL426

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.080603

中國科學(xué)院戰(zhàn)略先導(dǎo)科技專項(xiàng)(No.XDA02030200)資助

陳家豪，男，1992年出生，2014年畢業(yè)于華中科技大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，研究領(lǐng)域?yàn)楹思夹g(shù)及應(yīng)用

朱智勇，E-mail: zhuzhiyong@sinap.ac.cn

2017-03-10，

2017-06-06

Strategic Priority Program of Chinese Academy of Sciences (No.XDA02030200)

CHEN Jiahao, male, born in 1992, graduated from Huazhong University of Science and Technology in 2014, master student, focusing on nuclear technology and application

ZHU Zhiyong, E-mail: zhuzhiyong@sinap.ac.cn

2017-03-10, accepted date: 2017-06-06