1、第48卷增刊 原子能科学技术 V0148，Suppl2014焦10Y Atomic Energy Science and Technology Oct2014燃料元件瞬态性能分析程序FTPAC验证及应用韩智杰，季松涛，张应超(中国原子能科学研究院反应堆工程研究设计所，北京 102413)摘要：为对事故条件下单棒燃料元件热工一力学响应进行研究，本工作开发了燃料元件瞬态性能分析程序FTPAc，主要包括温度模型、力学模型、内压模型和包壳氧化模型。采用FRAPT6程序例题对FTPAC进行验证，并对NSRR和CABRI反应性引入事故试验的4根燃料元件进行计算。结果表明，FTPAC对未发生破损的燃料元件瞬
2、态响应预测合理。关键词：燃料安全；瞬态性能分析；FTPAC中图分类号：TL364 文献标志码：A 文章编号：10006931(2014)SO一038905doi：107538yzk201448SO0389Validation and Applicationof Fuel Transient Performance Analysis Code FTPACHAN Zhijie，jI Songtao，ZHANG Yingchao(Department of Reactor Engineering Research and Design，China Institute of Atomic Energy
3、，Beijing 102413，China)Abstract：In order to research the thermalmechanical response of single ruel rod underaccident conditions，fuel transient performance analysis code FTPAC was developed。which mainly consisted of temperature，mechanical deformation，gas pressure and cladding oxidation modelsThe FTPAC
4、 was evaluated by the standard example problem ofFRAPT6 code，and four test fuel rods for NSRR and CABIR were calculated by usingFTPACThe results show that FTPAC provides reasonable predictions of non-failurefuel rod response during transient conditionsKey words：fuel safety；transient performance anal
5、ysis；FTPAC燃料元件在反应堆内的行为，尤其是事故情况下的安全性能，是影响核电站安全性和经济性的重要因素。在反应堆正常运行时，燃料元件能包容绝大部分裂变产物，防止放射性物质发生泄漏。但在事故条件下，燃料棒的完整性将受到威胁。因此，燃料元件瞬态性能是反应堆事故分析中的重点研究内容。为了预测燃料元件事故条件下的行为，各国均开发了适用于是事故条件的性能分析程序。美国核管会早期开发了瞬态分析程序FRAP-T6 L1j，近年来又以FRAPT6为基础开发了FRAPTRAN，对高燃耗燃料元件进行分析。燃料元件瞬态性能分析程序为燃料元件设计、监管及事故分析提供了依据。为此，本工作自主开发单棒燃料元件瞬态
6、收稿日期：20140530；修回Et期：20140720作者简介：韩智杰(1987一)，男(蒙古族)，辽宁阜新人，研究实习员，硕士，核能科学与工程专业390 原子能科学技术 第48卷性能分析程序FTPAC，采用FRAPT6程序例题嘲对FTPAC进行验证，并对NSRR和CABRI瞬态试验进行计算及对比。1 FTPAC介绍燃料元件在反应堆内的行为非常复杂，各种因素密切关联。为了考虑各影响因素间的关系，FTPAC计算过程主要由两个循环迭代完成。外部循环计算燃料棒温度和力学响应。内部循环计算变形和内压响应，直到三者收敛才进入下一时间步长计算。计算流程示于图1。由于FTPAC开发过程中使用了数据库管理软
7、件SIGAI，因此程序可对输入文件进行检查和缺省值的设置，另外，程序还具有简单的图形后处理功能。图1 FTPAC计算流程Fig1 Computing process of FTPACFTPAC主要包括温度模型、力学模型、内压模型和包壳氧化模型。11 温度模型燃料元件温度分布通过求解特定轴向节点一维径向热传导方程得到。燃料元件为圆柱形，因假设忽略轴向导热，因此芯块和包壳中热传导可用下述方程描述：，筹一号(募(rk雾)+q 一瓦一了I万Ir万J十 u该方程的边界条件如下：芸J 一0 (2)dr r=0TI一T。 (3)其中：T为温度，K；t为时间，s；q为体积热源，Wm3；，f。为材料比定压热容，
8、J(kgK)；P为密度，kgm3；是为导热系数，W(mKs)；r0为包壳外表半径，m；Ts为包壳外表温度，K。FTPAC采用有限容积法对一维热传导方程采用隐式差分格式离散求解。12力学模型FTPAC的力学模型不考虑应力导致的燃料变形，主要考虑小变形、小应变的情况，模型假设芯块和包壳在变形过程中保持圆柱体形状不变。在力学分析模型中芯块考虑的主要变形为热膨胀和“重定位”；包壳的主要变形为热膨胀及在燃料棒内压和冷却剂外压作用下的弹塑性变形。对于芯块和包壳接触的情况，还需考虑芯块和包壳间机械的相互作用。燃料元件在反应堆运行过程中有可能发生芯块和包壳接触的情况。因此，在燃料元件变形分析中考虑开间隙和闭间
9、隙两种工况。1)开间隙工况芯块和包壳之间存在一定宽度的气隙，芯块和包壳之间无相互作用，把内外压作用下的包壳简化为一薄壳问题，即已知内压和外压求解薄壳应力和应变。2)闭间隙工况芯块和包壳发生接触，需要考虑芯块和包壳的机械相互作用(即PCMI)。闭间隙工况求解的是一个给定包壳内表位移和轴向应变的圆柱壳体问题。在芯块和包壳间隙闭合后，包壳径向的变形需要满足连续性条件：U。l。dUfuel一艿 (4)其中：U。，小Uk。分别为包壳内表面径向位移和芯块表面径向位移；艿为制造间隙。对于轴向的变形，模型假设当间隙闭合后，芯块和包壳处于“闭锁状态”，即芯块和包壳之间轴向无滑动，燃料芯块的轴向变形直接传递给包壳
10、。13内压模型内压模型的主要假设为燃料元件内气体遵守理想气体状态方程。因此，燃料棒气体内压为温度、容积和气体总量的函数。内压模型将燃料元件内部空间分为3部分，分别为气腔、间隙和芯块空隙，每部分温度由温度模型计算得到。空间容积由力学变形模型计算得到。增刊 韩智杰等：燃料元件瞬态性能分析程序FTPAC验证及应用 39114氧化模型锆和水或水蒸气在高温下发生氧化反应并放出热量。FTPAC使用BakerJust氧化模型。如果达到反应条件，锆一水反应遵循如下氧化动力学方程：面dK一知exp(一BRT) (5)其中：K为氧化厚度，m；t为氧化时间，S；T为氧化温度，K；A、B、R为常数。2 FRAP-T6
11、算例验证冷却剂丧失事故(LOCA)是指反应堆主回路压力边界产生破口或发生破裂，一部分或大部分冷却剂泄漏的事故。由于冷却剂丧失事故现象复杂，后果严重，因此在反应堆安全分析中处于非常重要的地位3。美国NRC完成FRAP-T6程序开发后对一假想LOCA事故进行了分析，事故条件由爱达荷国家工程实验室确定。FRAPTRAN程序同样利用该事故过程对程序进行了验证。该例题为压水堆假想冷管段双端断裂大破口失水事故，程序模拟了未辐照全长燃料棒020 S间的瞬态行为，冷却剂边界条件由热工水力程序计算得到。FRAPT6算例的燃料棒设计尺寸列于表1。表1 FRAP-T6算例燃料棒设计尺寸Table 1 Fuel ro
12、d design parameterof FRAPT6 standard problem参数 数值活性段高度，mm气腔体积，cm3包壳材料包壳厚度，rftm芯块直径，mm芯块密度，TD燃料棒内压，MPa图2、3分别为燃料棒轴向中间点包壳内表温度及燃料芯块中心最高温度比较结果。由图2、3可看出，FTPAC对燃料元件温度计算结果与FRAPT6及FRAPTRAN的结果符合很好，表明FTPAC的温度模型正确。计算误差主要来自问隙传热系数计算模型(图4)，其中间隙宽度对包壳到芯块的传热系数影响较大。Zr-4合金和U02材料物性参数也存在一定误差。趟赠梨长根圈图2包壳内表温度的变化Fig2 Tempera
13、ture change of clad inner surface时间s图3芯块中心最高温度的变化Fig3 Temperature change of pellet central，￥叩晕_￥糕Ij；燕啦莲厘图4芯块一包壳间隙传热系数的变化Fig4 Heat transfer coefficient change of gap图5为燃料棒内压的比较结果。从图5可看出，包壳在约9 S时发生鼓胀并爆破失效，燃料棒内压迅速下降。但由于FTPAC未添加燃料鼓胀失效模型，因此，在燃料失效后燃料棒内压要明显高于失效燃料棒内压。燃料棒失效之前内压计算合理。图6为包壳伸长的计算结果。FTPAC与FRAPTRA
14、N的计算结果显示包壳伸长峰值出现在11 S左右，与包壳温度历史相吻合，即随着包壳温度的升高包壳伸长增加。但FRAPT6的计算结果却恰恰相反，表明该区域322l1)I越赠惺避白导式均弛4坶335鬻=誉392 原子能科学技术 第48卷FRAPT6预测不合理。同样，9 S左右由于FTPAC内压预测偏高，因此，包壳伸长绝对值预测偏差较大。鋈业量根脚图5燃料棒内压的变化Fig5 Gas pressure change of fuel rod图6包壳伸长的变化Fig6 Elongation change of clad3 RIA试验计算反应性引人事故(RIA)是指向堆内突然引入一个意外的反应性，导致反应堆
15、功率急剧上升的事故。RIA作为设计基准事故也是安全分析的重点事故之一。31 NSRR试验NSRR(Nuclear Safety Research Reactor)由日本原子能研究所(JAERI)管理运行。在该反应堆上分别进行了商用压水堆和沸水堆燃料元件试验。试验棒均为预辐照燃料元件，燃耗为2649 MWdkgM，功率脉冲脉宽约为45 ms，燃料棒在试验过程中未发生破损。本文选取MH一3和TS-5两根燃料棒进行计算。MH一3燃料棒取自Mihama压水堆核电站2号机组1414组件全长燃料棒，燃料棒平均燃耗389 MWdkgM，燃料棒高度1 8321 980 mm之间为试验段。MH一3燃料棒分别测量
16、了燃料和包壳伸长数据。TS一5燃料棒取自Tsuruga沸水堆核电站77组件全长燃料棒，燃料棒平均燃耗266 MWdkgM，燃料棒高度2 2602 425m之间为试验段。TS-5燃料棒测量了包壳伸长数据。NSRR试验棒尺寸参数列于表2。表2 NSRR试验棒尺寸参数Table 2 Design parameter of NSRR test fuel rod对于RIA计算，功率历史和冷却剂温度为重要输入参数。输人参数列于表3。表3 NSRR试验参数Table 3 Test parameter of NSRR参数 参数值MH一3TS广5MH一3和TS-5燃料棒芯块和包壳伸长的变化如图7所示。对于MH-
17、3燃料棒，FTPAC的计算结果与FRAPTRAN结果符合很好，芯块伸长数据测量值和计算值符合也很好，说明程序对于燃料芯块温度预测准确。由于包壳与芯块在试验过程中发生接触并“闭锁”，包壳随芯块一同伸长，但程序计算中包壳一芯块未接触，包壳长度变化主要由热膨胀引起，因此计算值低于测量值。对于TS-5燃料棒，包壳和芯块伸长数据预测较合理，说明程序很好地预测了燃料元件伸长数据。32 CABRI试验计算CABRI试验装置由法国核防护与安全研究院(IPSN)管理运行。IPSN利用CABRI反应堆进行了多种商用轻水堆燃料元件RIA试验。本文选取REPNa3和REPNa4两根燃料增刊 韩智杰等：燃料元件瞬态性能
18、分析程序FTPAC验证及应用 393摹出垩匠暴鋈出垂运暴图7 MH一3和TS-5燃料棒伸长的变化Fig7 Elongation change of fuel rod for MH一3 and TS-5棒进行计算，燃料元件在试验过程中均未失效。REPNa3为快速瞬态，功率脉冲脉宽约为95 ms；REP-Na4为慢速瞬态，脉冲宽度约为64 mS。试验燃料棒燃耗为5364 MWdkgM。试验测量了包壳伸长数据。表4列出CABRI试验棒尺寸参数。图8为燃料棒芯块和包壳伸长变化曲线。由图8可见，FTPAC对包壳伸长计算值与测量值符合很好。试验中未进行芯块柱伸长测量，通过与FRAPTRAN程序芯块伸长计算
19、结述出量叵暴果对比，FTPAC对芯块伸长预测合理。表4 CABRI试验棒尺寸参数Table 4 Design parameter of CABRI test fuel rod鋈业垂厦暴图8 REPNa3和REPNa4燃料棒伸长的变化Fig8 Elongation change of fuel rod for REPNa3 and REPNa44 结论燃料元件瞬态性能分析程序作为反应堆事故分析的重要研究手段之一，在核安全分析中占有重要作用。自主开发的FTPAC能够模拟轻水堆燃料元件瞬态热2-力学行为。本文利用FRA-T6程序例题对FTPAC进行了验证，结果表明FTPAC能够很好预测未破损燃料元件
20、温度、变形、内压等参数。程序对NSRR和CABRI的RIA试验棒进行了计算，结果符合较好。为程序添加鼓胀破损模型为下一步主要研究方向。参考文献：r 1 CUNNINGHAM M EFRAp-T6：A computercodeor the transient analysis of oxide ruel rods，NUREGCR一2148R-USA：NRC，19832 CUNNINGHAM M E，BEYER C E，PANISKOF E，et a1FRAPTRAN：Integral assessment，PNNL一13576一V2，NUREGCR6739V2 R fUS：Nuclear Regulatory Commission，20023朱继洲，奚树人，杨志林，等核反应堆安全分析EM西安：西安交通大学出版社，2004
