《哈尔滨工程大学学报》

作者：杨超月

全球已探明的钍资源在地壳中的储量是铀资源的3倍左右[]。鉴于钍丰富的储量，各国研究人员正积极地重新评价钍资源在现有核工业体系下的利用问题[-]。虽然钍基燃料在高温气冷堆(HTGR)、轻水堆(LWR)、压力管式重水堆(PHWR)、液态金属冷却快堆(LMFBR)和熔盐堆(MSBR)上的应用都是可行的[, ]。然而，由于受到燃耗的限制(一般钍基燃料的设计卸料燃耗深度高达80~100 GWd/tHM[-])，钍基燃料在水冷堆上的利用潜力受到一定的影响。而先进柱状高温堆(AHTR)采用石墨慢化、熔盐(Flibe)冷却，设计卸料燃耗高达100 GWd/tHM[]。钍基燃料与先进高温堆的结合能发挥两者的优势，具有广阔的应用前景。

钍基燃料在反应堆内的利用形式主要可分为MOX型(弥散型)和S & B型(分离型)两种[]。已有的分析表明，S & B型设计不利于提高钍铀循环的转换效率[]。而且，分离的钍燃料棒在辐射早期的反应性基本为零，使堆芯功率公布严重不均匀。而MOX型设计在钍燃料中均匀地混合了一定量的铀燃料，不仅有利于提高钍铀循环的转换效率，而且使堆芯功率分布易于控制。虽然对Th/U-MOX型燃料组件已有了一定的研究[, -]，但是在这些研究中钍含量(钍占重金属装量的百分比)的变化范围比较有限，主要集中在40%~80%。因此，本文针对先进柱状高温堆Th/U-MOX型燃料组件，详细地研究了大范围内钍含量对其无限增殖系数、转换比和燃耗的影响，为最终确定钍含量这一关键参数提供了依据。

1 计算模型及研究对象

典型的先进柱状高温堆燃料组件对边距为36 cm，高度为79.3 cm，共有216个燃料棒通道，其中6个为可燃毒物棒通道，直径为1.27 cm；108个冷却剂通道，直径为0.953 cm[]。为减弱熔盐对中子的有害吸收，在保证堆芯冷却的前提下，后面的计算中将冷却剂孔道直径由原来的0.953 cm缩小为0.80 cm。鉴于Th/U-MOX型燃料组件是关于30°角旋转对称的，故只需对1/12组件进行计算以减小计算代价，如所示。为了公正地比较不同钍含量下MOX型燃料组件的卸料燃耗，重金属初始装量(钍和铀)和易裂变核素装量(235U)被分别固定为6 760 g和408 g。由于组件重金属装量和易裂变物质装量不变，钍含量的增加会引起235U富集度的快速增加，如所示。

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图1 Th/U-MOX型燃料组件的1/12组件计算模型 Figure 1 Th/U-MOX fuel block with 1/12 symmetry

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图2 Th/U-MOX型燃料组件的初始无限增殖系数 Figure 2 Initial infinite multiplication factors of Th/U-MOX fuel blocks

所有MOX型燃料组件的输运计算均采用DRAGON 4[]栅元计算程序搭载JEFF-3.1.1 SHEM-295群截面库[]。DRAGON程序由加拿大蒙特利尔大学核工程研究所开发，它能精确描述反应堆的多种复杂几何组件，能够利用多种截面数据库，具有良好的计算速度和计算精度[-]。文献[]中采用DRAGON和MCNP4C程序对先进高温堆燃料组件进行了临界计算，结果表明两者相差小于200 pcm。因此，DRAGON程序可以用于先进高温堆燃料组件的输运计算。输运计算时燃料组件无可燃毒物；温度均匀分布，为700 ℃；边界条件为全反射边界条件。

2 钍含量对Th/U-MOX型组件性能的影响 2.1 初始无限增殖系数

Th/U-MOX型燃料组件的初始无限增殖系数随钍含量的变化如所示。由中曲线可知，无论是熔盐冷却还是氦气冷却，组件的初始无限增殖系数均随着钍含量的增加先降低后升高，极小值在钍含量为55%左右；而且钍基燃料的初始无限增殖系数始终低于全铀燃料的。当钍含量相同时，熔盐冷却时的初始无限增殖系数始终比氦气冷却时低500～700 pcm。

在反应堆物理分析中，四因子公式能简洁地解释各种参数变化对无限增殖系数的影响，而且各项物理意义清晰[]。因此本文也采用四因子公式对上述结果进行简化分析。由于四因子公式的适用条件至少是两群均匀裸堆，而所示的组件为非均匀组件，并且输运计算采用295群，因此需要对输运计算结果进行空间均匀化和并群才能应用四因子公式。并群时热群中子能量为0～4.22 eV，快群为4.22～20 MeV。