SPACE—R反應堆徑向功率分布優化方案研究`

劉黎麗

摘 要：SPACE-R是設計目標為40 kWe、10年壽命的空間發電用反應堆。SPACE-R反應堆的徑向功率分布很不均勻，應該采取一定的功率分布優化方案，使堆芯在整個運行期內具有平坦的功率分布。適合SPACE-R反應堆的徑向功率分布優化方案有：在慢化劑中布置可燃毒物棒以及分區使用不同含氫量的慢化劑。利用MCNP程序分別對兩種方案下反應堆的徑向功率因子進行計算，可知通過在合理位置布置可燃毒物棒或降低內圍慢化劑的含氫量可有效優化功率分布。兩種方案均會使反應堆損失一定的反應性，設計時應考慮這一因素。經綜合考慮得出兩個最終設計方案，均能滿足徑向功率因子不超過1.20的設計目標。

關鍵詞：SPACE-R反應堆 徑向功率分布優化 MCNP程序 方案研究

中圖分類號：TL34 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2015）12（b）-0176-03

SPACE-R是美國研究設計的空間核反應堆，它采用熱離子轉換器將核裂變能轉換為電能。其設計目標為滿足40 kWe的功率水平要求以及10年的壽期要求。

堆芯功率分布優化是空間熱離子反應堆中子學設計的關鍵問題之一。與一般的動力堆相比，空間熱離子反應堆對功率分布的要求更加嚴格，這是因為空間熱離子反應堆的能量轉換方式為堆內熱電直接轉換，堆芯中功率分布的狀況與反應堆的熱電轉換效率密切相關，直接影響其作為空間電源的性能。在堆芯設計中，應該盡可能使堆芯在整個運行期內具有平坦的功率分布，因為過熱的燃料元件可能需要特殊的冷卻措施，而且熱功率差過大可能會導致燃料元件失效。

該工作利用MCNP程序計算了SPACE-R反應堆在正常運行工況初期的徑向功率因子，提出了若干種功率分布優化方案，并對各種方案的有效性進行了論證。

1 SPACE-R反應堆堆芯描述

SPACE-R反應堆選擇單節熱離子燃料元件作為基本設計。堆芯由150根熱離子燃料元件（TFE）、慢化劑、堆芯筒體、端部鈹反射層、側鈹反射層、12個轉鼓以及其他堆內構件組成。150根TFE分七圈布置，呈六邊形均勻分布在慢化劑中。堆芯中央布置了一根采用碳化硼吸收體的安全棒，作為事故工況下保證臨界安全和停堆時的反應性控制裝置。在堆芯活性區的外部和兩端，分別布置了側反射層和端部反射層。在側反射層中布置了12根鑲嵌了碳化硼的鈹控制鼓，通過轉動控制鼓來控制反應性和調節功率。

TFE主要由核燃料、發射極、接收極及隔離發射極和接收極的陶瓷絕緣環構成。發射極和接收極之間充銫蒸汽，核燃料裂變產生的熱把發射極加熱到1 500 ℃以上高溫，使發射極產生熱電子發射，并由接收極接收，和負載形成回路。發射極和接收極一般由難熔單晶材料（鎢、鉬等）做成。銫蒸汽的作用是用來中和空間電荷及降低發射極材料的表面功函數。反應堆產生的廢熱由液態金屬帶出堆芯后靠熱輻射器向太空輻射[1]。

SPACE-R反應堆的堆芯結構如圖1所示[2]。

2 計算程序及模型

2.1 計算程序

由于SPACE-R反應堆堆芯的體積小，結構和材料組成復雜且有強烈的不均勻性，不適于采用確定論的擴散程序計算。MCNP程序具有很好的處理復雜幾何結構及模擬復雜物理過程的能力，在小型反應堆的物理設計中已得到廣泛應用。該工作利用MCNP程序計算SPACE-R反應堆的徑向功率分布[3]。

2.2 計算模型及設計目標

燃料元件徑向功率因子是指各根燃料元件功率與平均值的比值，可根據下式求得：

（1）

式中：KR，i為燃料元件徑向功率因子；Pi為第i根燃料元件功率；150為堆芯中有150根燃料元件。

根據功率分布控制的規定，應采取有效措施，保證功率峰因子在規定的限值內。參照中國空間熱離子反應堆功率分布控制的做法，在設計目標中要求燃料元件的徑向功率因子不超過1.20。

3 徑向功率分布優化方案及計算結果

3.1 TFE徑向功率因子計算

利用MCNP程序計算SPACE-R反應堆TFE的徑向功率因子，計算結果表明SPACE-R反應堆的TFE徑向功率分布很不均勻，第一圈和第二圈TFE的徑向功率因子均超過1.2的限值，最大峰因子為1.433，出現在第一圈。而第六圈和第七圈TFE徑向功率因子較小。

第一圈和第二圈TFE徑向功率因子出現較大值的原因是因為其位置靠近中央安全棒，正常運行狀態下安全棒在堆芯外，其孔道周圍的TFE相對于其他TFE占有了更多的慢化劑份額，而SPACE-R反應堆是欠慢化堆，更充分的慢化使得這些TFE具有更高功率。

3.2 徑向功率分布優化方案

SPACE-R反應堆徑向功率分布的特點是，靠近安全棒的內圈TFE的徑向功率因子較大，而外圈TFE的徑向功率因子較小。因此提出以下幾種徑向功率分布優化方案。

（1）調整TFE的布置半徑，從內到外逐漸增加各圈TFE的慢化劑份額，使外圈TFE得到更多的有效熱中子，從而展平功率。

（2）調整TFE的內孔徑，使內圈TFE的孔徑大，外圈TFE的孔徑小，通過改變燃料體積來展平功率。

（3）分區使用不同235U富集度的燃料，使內圈TFE的燃料富集度小，外圈TFE的燃料富集度大，通過改變裂變材料密度來展平功率。

（4）在慢化劑中合理布置可燃毒物，通過在內圈TFE周圍的慢化劑中布置可燃毒物來展平功率。

（5）分區使用不同含氫量的慢化劑，使內圈TFE周圍的慢化劑含氫量少，外圈TFE周圍的慢化劑含氫量多，使外圈TFE得到更多的有效熱中子，從而展平功率[4]。

對于SPACE-R反應堆來說，燃料富集度為93%，堆芯布置150根燃料棒且節距比較小，通過調整TFE布置半徑和燃料富集度來展平功率的空間很小。而通過調節內孔徑來展平功率的效果也是有限的，因為TFE內孔徑調節范圍是有限制的，TFE內孔徑應不小于0.5 cm，否則會因為燃料腫脹堵塞內孔，也不宜大于1.0 cm，否則會影響燃料芯體的機械強度。僅方案四和方案五比較適合SPACE-R反應堆。

3.2.1 慢化劑中加入可燃毒物

堆芯中靠近安全棒的內圈TFE徑向功率因子很大，可在其周圍的慢化劑中布置一定數量的毒物棒。毒物棒的數量必須適當，數量過多會使反應堆的反應性過小，堆芯缺乏可運行性。該工作設計在堆芯中布置氧化釓芯棒，其長度為全堆芯長度，外徑4 mm，材料為天然氧化釓。利用MCNP程序計算堆芯中布置不同根數氧化釓芯棒時的有效增殖因子（keff），結果如表1所示。

為使反應堆具有一定的反應性，初步設計在堆芯內布置66根氧化釓芯棒，利用MCNP程序計算布置66根毒物棒時TFE的徑向功率因子，計算結果表明在內圈TFE周圍布置毒物棒能使對應位置TFE的徑向功率因子有效降低。然而，反應堆仍不能滿足徑向功率因子不超過1.20的設計目標。在第六圈六邊形頂點處的TFE出現了較大的徑向功率因子，最大峰因子為1.228，也出現在該位置。這是因為此位置的TFE所占慢化劑份額較大，徑向功率因子偏大，而布置毒物棒后堆芯整體功率降低，導致原本偏大的徑向功率因子變得更大。可通過在對應位置的TFE附近布置毒物棒來解決，這會使堆芯損失一定的反應性，應同時在內圈TFE的周圍撤去一定數量的毒物棒作為補償。重新布置毒物后的堆芯中共有72根氧化釓芯棒。利用MCNP程序計算布置72根毒物棒時TFE的徑向功率因子，分析計算結果可知通過在堆芯中合理布置毒物棒能有效達到功率分布優化，優化后最大峰因子為1.191，滿足徑向功率因子不超過1.20的要求。經MCNP程序計算，此時堆芯keff為1.00 892，堆芯具有可運行性。

3.2.2 分區使用不同含氫量的慢化劑

調整慢化劑的含氫量可改變堆芯局部的慢化狀況，影響能譜，進而影響功率分布。為了展平功率，可沿徑向將慢化劑分為不同的區域，由內到外增加各區中慢化劑的含氫量，使外圍區域更接近最佳慢化狀態，這樣外圈TFE可得到更多的有效熱中子，從而提高裂變反應率。

該工作簡單的將慢化劑沿徑向分為兩個區，分區半徑為12.1 cm，內區慢化劑的含氫量為80%。利用MCNP程序計算慢化劑分區布置時TFE的徑向功率因子，分析計算結果可知，簡單的兩區方案使內圈TFE的功率分布有很好地改善。此種方案中特殊位置（第六圈六邊形頂點處）的TFE不滿足徑向功率因子不超過1.20的設計目標，這是因為它附近有過量慢化的局部不規則區，這種不規則性很容易處理，可通過在其周圍合理布置毒物棒來解決，在其周圍布置天然氧化釓芯棒，芯棒為全堆芯長度，外徑為2.5 mm。利用MCNP程序計算慢化劑分區并且在堆芯布置毒物棒后TFE的徑向功率因子，計算結果表明優化后最大峰因子為1.185，滿足徑向功率因子不超過1.20的要求。經MCNP程序計算，此時堆芯keff為1.01 792，堆芯具有可運行性。

3.3 最終設計方案

該工作給出了兩種SPACE-R反應堆的徑向功率分布優化方案，均能滿足最大徑向功率因子不超過1.20的設計目標。第一是在慢化劑中布置72根氧化釓芯棒，此方案最大峰因子為1.191，keff為1.00 892。第二是將慢化劑沿徑向分為兩個區，分區半徑為12.1 cm，內區慢化劑的含氫量為80%，并在局部不規則區合理布置毒物棒，此方案最大峰因子為1.185，keff為1.01 792。

參考文獻

[1]楊啟法，盧浩琳.空間核反應堆電源的研究和應用[J]. 航天器工程，1995，4（4）：11-20.YANG Qifa，LU Haolin.Study and application of space nuclear power reactors[J].Spacecraft Engineering，1995，4（4）： 11-20.

[2]Otto D.Habedank，1Lt，USAF.Analysis of TOPAZ-II and SPACE-R space nuclear power plants using a modified thermionic model[Z]. 1993：23-25.

[3]解家春，趙守智，賈寶山，等.TOPAZ-II反應堆慢化劑溫度效應分析[J].原子能科學技術，2011，45（1）：48-53.XIE Jiachun，ZHAO Shouzhi，JIA Baoshan， etc.Analysis of moderator temperature effect for TOPAZ-II reactor[J].Atomic Energy Science and Technology，2011，45（1）：48-53.

[4]孫征.TOPAZ-II的三維中子注量率和功率密度分布計算[C]//第十一屆反應堆數值計算和粒子輸運學術會議.2006：308-315.