加速器驱动的次临界系统的燃耗分析计算和堆芯优化设计

加速器驱动的次临界系统的燃耗分析计算和堆芯优化设计王育威;杨永伟;崔鹏飞
【摘要】The premise of the accelerator driven sub-critical system (ADS) in the accident is still subcritical, the biggest keff change with burn time is less than 1.5 ％ and the cladding material, HT9 steel, can withstand the maximum radiation damage, core fuel area is divided into fuel transmutation area and fuel multiplication area, and fuel transmutation area maintains the same fuel composition in the whole process. Through the analysis of the composition of the fuel, shape of core layout and the power distribution,etc. , supposed outer and inner Pu enrichment ratio range of 1.0-1.5, then the fuel components of fuel multiplication area was adjusted. Time evolution of keff was calculated by COUPLED2 which coupled with MCNP and ORIGEN. At the same time the power peaking factors, minoractinides transmutation rate desired to maximization and burnup were considered. A sub-critical system fitting for engineering practice was established.%以加速器驱动的次临界系统(ADS)在事故情况下仍处于次临界、keff随燃耗时间变化的最大范围不超过1.5%和包壳材料HT9钢可承受的最大辐照损伤的前提下,将堆芯燃料区分为嬗变区和增殖区,并将整个过程保持嬗变区的燃料成分不变.通过对ADS燃料的组成成分、堆芯布置和堆芯功率分布等方面的研究,在Pu的外层富集度与内层富集度之比为1.0～1.5范围内,调整增殖区的燃料成分,并利用MCNP和ORIGEN耦合的COUPLED2程序计算keff随燃耗时间的变化.同时,综合考虑功率展平、次锕系核素的嬗变率和燃耗深度等因素,建立1套符合工程实际的次临界系统.
【期刊名称】《原子能科学技术》
【年(卷),期】2011(045)006
【总页数】5页(P700-704)
【关键词】keff;嬗变;燃耗
【作者】王育威;杨永伟;崔鹏飞
【作者单位】清华大学核能与新能源技术研究院,北京100084;清华大学核能与新能源技术研究院,北京100084;清华大学核能与新能源技术研究院,北京100084【正文语种】中文
【中图分类】TL329
随着核电事业的快速发展,乏燃料的后处理成为核能领域备受关注的话题。

另外,由于快堆技术在工程上的逐步完善和人们对裂变产物和锕系核素强放射性的关注,以及对提高铀资源利用率的需要,加速器驱动的次临界系统(ADS)成为国际核能界研究的热点。

作为一个新型的工程概念,ADS的安全性、燃耗分析和堆芯优化设计显得格外重要。

本工作在确保事故下最大keff小于1的前提下,对初始装料的燃料组成成分和堆芯布置进行优化,使ADS更具工程应用价值。

1 ADS堆芯的初步设计
ADS次临界堆芯是核燃料增殖、核废物嬗变、能量产生的场所。

为使研究对象更具有工程可实现性,本工作主要参考超凤凰堆[1]的堆芯几何设计,将堆芯燃料区分为外围的增殖区和内部的嬗变区,如图1a所示。

组件示意图示于图1b。

图1 轴向中平面处的堆芯(a)和燃料组件(b)布局Fig.1 Core(a)and fuel
assemble(b)layout in axial mid-plane
在嬗变区内,嬗变核素(MA)采用燃耗深度为35 GW◦d/t、经5 a冷却的压水堆卸料,内、外区燃料形式分别选用(U,Pu)O1.98-5%MA和(U,Pu)O1.98的氧化物燃料,各同位素的质量分数列于表1。

综合国内外快堆普遍使用的材料和尺寸,主要设计参数的选择列于表2。

另外,在散裂靶的选取方面,采用圆柱形铅铋共熔体(LBE)作为靶材料,靶壁厚为0.5 cm,由HT9不锈钢组成,靶的半径 Rt=2Pa/31/2,其中,Pa为两组件中心之间的距离。

这样,靶壁的侧面与组件六棱柱的棱角接触,固定住靶,防止靶在冷却剂流动过程中左右晃动。

2 堆芯的燃耗计算分析
2.1 计算程序
采用 COUPLE2程序(清华大学自行开发,耦合了MCNPX2.1.5与ORIGEN2程序)对ADS堆芯进行燃耗计算。

MCNPX2.1.5应用瑞典皇家工学院根据ENDF6.8用NJOY99处理而得到的 6个不同温度(300、600、900、1 200、1 500和1 800 K)下的点态连续能谱核数据库MCB-ENDF/B6.8来进行计算,并在计算中假定反射层、冷却剂和靶区的温度为600 K,堆芯氧化物燃料的平均温度为1 200 K。

表1 燃料中同位素的组成Table 1 Compositions of heavy isotopes in fuel同位素质量分数/% 同位素质量分数/%U 235U 0.25 M A 237Np 49.1 238U 99.75 241Am 30.01 Pu 238Pu 2 242Am 0.08 239Pu 58 243Am 15.5 240Pu 26 243Cm 0.05 241Pu 10 244Cm 5.0 242Pu 4 245Cm 0.26
表2 堆芯设计参数Table 2 Parameters of core design钠冷ADS参数量值反应堆热功率,MW 800加速器质子能量,GeV 1燃料棒棒直径,mm 8.3包壳厚度,mm 0.4栅距与直径比 1.48[2]活性长度,cm 100内区燃料 (U,Pu)O1.98-5%MA外区燃料 (U,Pu)O1.98冷却剂材料 Na结构材料 HT9钢燃料组件组件栅距,cm 16.336组件中燃料棒数 169内/外区组件数 84/126
2.2 计算方法及结果分析
本工作先用MCNPX2.1.5程序描述入射质子与靶发生散裂反应后,用写面源卡SSW记录穿过靶侧面和上、下表面的粒子行为。

再通过重命名的方式将MCNPX2.1.5的SSW变为COUPLE2中MCNP的外源,即读面源卡SSR。

这样就自动连接了从质子轰击靶反应到堆芯中子增殖这一整个过程,同时,定义质子效率ψ为在次临界系统中平均1个源质子产生的裂变中子的个数[3]:
其中:Nf为每一代产生的裂变中子数;Np为每一代入射的质子数;keff为次临界堆的有效增殖因数。

由于SSW和 SSR的使用,使 Nf/Np在MCNP输出结果中直接得到。

这样,质子效率就直接与加速器的电流和功率相联系:其中:Pacc为加速器功率,MW;Ep为入射质子能量,GeV;ip为质子的流强,mA;Ef为平均每次裂变释放的能量;ν为平均每次裂变放出的中子个数,取值来自于MCNP的输出统计;Pf为堆芯功率。

在反应堆设计中要求尽可能增大卸料燃耗,但同时要求降低堆芯燃耗周期中的反应性损失,本工作将反应性变化1.5%作为衡量反应性变化大小的一个量度。

在燃耗计算过程中,假定嬗变区燃料固定为(U,Pu)O1.98-5%MA(MA的重量占整个重核的5%),其中,Pu的富集度为15.5%。

根据国际上习惯使用的Pu的外层富集度与内层富集度之比为1.0～1.5的标准,改变增殖区Pu的富集度,其keff随燃耗时间的变化如图2所示。

可见,随Pu富集度的降低,即238U的相对含量增加,更多的238U转化为239Pu用来补充随燃耗加深所损失的keff,但Pu富集度的减小也降低了初始的keff,鉴于以上分析,在符合Pu的外、内区富集度之比为1.0～1.5的前提下,降低Pu的富集度,同时使组件燃料棒由169根增加为217根,用来提高初始keff。

同时,考虑到功率的展平,使活性区尽可能接近于圆柱体,以消除图1a六棱柱
活性区棱角处的相对功率过低。

改进后的堆芯如图3所示。

图 2 不同Pu富集度下 keff随燃耗时间的变化Fig.2 Time evolution of keff under different Pu enrichments
keff的变化是次临界堆芯的一重要指标,图4示出不同燃料下keff随燃耗时间的变化。

可见,500 d内keff的变化小于1.5%。

同时,根据文献[4]对快堆研究得到的HT9钢的辐照损伤性质,其辐照峰值限制为快中子积分注量不大于2×1023cm-2。

在考虑换料方面,实行分区换料,增殖区采用包壳最大快中子积分注量不大于
2×1023cm-2作为燃耗深度的主要限制条件。

而嬗变区除考虑包壳的最大辐射损伤外,还必须考虑 keff变化小于 1.5%。

通过对COUPLED2的结果统计,得出500 d嬗变区燃耗深度为48.47 GW◦d/tHM,卸料最大快中子积分注量为
1.32×1023cm-2。

从图4可知,调整燃料可明显降低keff随燃耗时间的变化,延长嬗变区的燃耗深度。

在这里选择运行时间为500 d作为分区换料的起始点。

图3 改进后轴向中平面处的堆芯布局Fig.3 Improved core layout in axial mid-plane
图4 不同燃料下keff随燃耗时间的变化Fig.4 Time evolution of kefffor different fuels◆——改进后堆芯,Pu的富集度在内区为15.5%,在外区为
16.0%;■——改进前堆芯,与OECD报告中[4]的燃料相同,Pu的富集度在内区为15.5%,在外区为19.0%
在堆芯功率分布方面,除堆芯改进外,还要求外、内区Pu富集度之比大于1.0,使239Pu更多地布置在外区,尽可能使堆芯径向功率分布有所展平。

ADS的安全性与多普勒效应、空泡效应和缓发中子份额直接相关。

一般用下式来定义反应性的多普勒效应[4]:
另外,这里所应用的连续能谱核数据库MCB-ENDF/B6.8具有缓发中子能谱,而
MCNP5可直接得到堆芯的缓发中子份额。

空泡系数利用下式[4]得到:
其中:keff,void为Na冷却剂全部丧失的keff。

通过以上分析所得的反应性列于表 3。

keff,max为事故下次临界堆的最大keff,它
由表3的前4项共同决定。

为了保证ADS的安全性,即keff,max不超过1,另外,由图4可知,次临界堆正常运行的keff是随运行时间的增加而下降,因此,只要求设定
正常状态下的初始keff在事故情况下系统不处于超临界即可。

由表3可知,初始keff为0.975 54,能保证ADS不发生超临界[5]。

ADS对加速器的要求是在安全性保证的前提下降低加速器功率,减少加速器能量消耗,另外,随燃耗时间的变化,次临界系统keff的变化引起加速器质子束流强度的变化。

如表4所列,在500 d内加速器质子流强ip在12.5～18.5 mA之间变化,为了避免加速器功率过大,初始keff应尽可能大,所以应尽可能接近0.976这个安全限值。

同时,此变化要求加速器的功率随时间时刻变化。

表3 堆芯寿期初的动态参数Table 3 Kinetic parameters of core at beginning
of cycle life初始keff多普勒效应/pcm缓发中子份额/pcm钠空泡效应/pcm keff,max 0.975 54 -308 421 2 217 0.998 84
表4 质子流强随燃耗时间的变化Table 4 Time evolution of proton current时
间/d ψ ip/mA keff 0 23.00 12.735 0.975 54 100 24.64 13.410 0.973 01 200 24.70 15.101 0.970 1 300 24.73 15.943 0.968 9 400 25.50 16.962 0.966 36 500 24.98 18.309 0.964 91
3 嬗变效果
ADS作为嬗变次锕系核素的核能系统,对ADS中MA嬗变的效果用MA的嬗变消
耗率RMA来表示:
式中:MMA,BOL为寿期初MA的质量;MMA,EOL为寿期末MA的质量。

以燃耗时间500 d为研究对象,表5列出MA的变化。

可见,MA中占主要部分的Am和Np均很快减少,500 d的嬗变质量达152.06 kg,嬗变消耗率为12.5%,如果不考虑负载因子,则年平均嬗变质量约为111.00 kg。

热功率为1 GWe的压水堆核电站年产生的次锕系废物约为 34 kg,所以,此热功率为800 MWt的ADS的嬗变支持比为12.96,具有很好的嬗变效果。

表5 MA存量的变化Table 5 Inventory variation of MA核素运行开始的量/kg 运行第500 d的量/kg 改变量/kg 237Np 596.83 429.53 -167.30 241Am 364.80 280.77 -84.03 242Am 0.97 9.10 8.13 243Am 188.42 185.48 -2.94 242Cm 0.00 23.90 23.90 244Cm 60.78 117.62 56.84 245Cm 3.16 16.50 13.40
4 结论
合理选择燃料区的燃料布置对ADS嬗变MA非常重要,增殖区加大 U的含量可防止keff随燃耗时间过快降低,但降低Pu的含量不利于功率展平。

另外,ADS的安全性和加速器功率也是ADS设计的一个很重要的指标,在保证安全的前提下,尽可能提高keff,减小对质子加速器功率的要求。

参考文献:
【相关文献】
[1] Accelerator-driven system(ADS)and fast reactors(FR)in advanced nuclear fuel cycles:A comparative study[R].France:OECD,2002.
[2] 黄锦华,阳彦鑫.工业用铅冷加速器驱动次临界系统(ADS)初步概念设计[J].核科学与工
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HUANG Jinhua,YANG Yanxin.Preliminary conceptual design of a 800 MWt lead cooled accelerator driven subritical system[J].Chinese Journal of NuclearScience and Engineering,2006,26(4):343-352(in Chinese).
[3] SELTBORG P.External source effects and neutronics in accelerator-driven
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[4] COMETTO M,NA B C,WYDLER P.OECD/NEA Benchmark Calculations forAccelerator Driven SystemsSixth Information Exchange Meeting on Actinide and Fission Product Partitioning and Transmutation[C].M adrid,Spain:[s.n.],2001:168-169.
[5] 李浩泉.加速器驱动系统的中子物理学分析[D].北京:清华大学,2003.。