质子粒子在水中的径迹结构文档格式.docx

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在计算时，只考虑了各个反应堆运行参数对乏燃料成分的简单叠加，没有考虑各个参数间的耦合效应。

在调研国内外的临界实验装置的基础上，根据一定的设计原则及核燃料的现有条件，利用上一步计算得到的乏燃料成分，使用CASMO3+MCNP4C程序组合，通过大量的临界计算确定了乏燃料临界实验装置的堆芯几何布置。

并计算了该布置的水位系数、控制棒价值等参数。

计算结果表明：

该装置的堆芯布置满足临界和控制及乏燃料临界实验的需求。

乏燃料临界实验装置的堆芯临界计算工作基本完成，但对于临界装置的堆芯设计还有大量的工作要做。

这为建造乏燃料临界实验装置、开展燃耗信任制技术的综合研究打下了基础。

温度效应的蒙特卡罗微扰计算方法研究

刘宏伟，刘宏伟，攸国顺，张巍，刘振华

核临界安全是核科技工业的特殊安全问题。

临界安全研究对确保核工业的安全性和提高核工业的经济性具有重要意义。

在元件生产厂及乏燃料后处理厂中，大量的设备均在溶液状态下进行操作。

溶液系统的临界安全受到很多因素的影响，且其效应非常复杂。

在进行临界安全评估时，应注意每个因素对中子增殖因子的敏感度，需小心设定临界安全计算参数。

其中，温度对于溶液系统的影响较为显著，溶液的各项物性参数受温度的影响较大。

本工作对蒙特卡罗微扰理论进行了初步研究，详细了解了临界计算程序MCNP的微扰计算机理。

在此基础上，以铀溶液核临界安全实验装置为计算模型，计算了5种不同浓度（34.91，40.15，49.56，63.74和77.11g/L）的铀溶液的温度系数。

为温度效应实验研究提供了一定的理论依据，为评价溶液系统的临界安全温度效应奠定了一定的基础。

铀溶液临界实验装置温度效应计算研究

刘宏伟，攸国顺，张巍

临界安全在反应堆物理中是一非常重要的课题，而溶液系统的临界安全是其中的一个方面。

本工作以目前国内唯一的铀溶液临界实验装置为例，对其温度效应进行研究，计算了该装置的温度系数，为装置的下一步改造提供了一定的理论支持。

在“九五”期间，采用了多种浓度的硝酸铀酰溶液在该装置上进行了一系列的基础临界实验。

实验期间发现，环境温度对溶液的反应性有显著影响。

通过理论分析得到，铀溶液因温度的变化而受到影响的参数主要有3个：

核素截面、溶液密度和液位高度。

综合考虑以上3个因素，采用MCNP程序对5种浓度（34.91，40.15，49.56，63.74和77.11g/L）的溶液分别在有、无反射层条件下的温度系数进行了计算。

从计算结果可知：

该装置硝酸铀酰溶液有、无反射层时的温度系数分别约为0.00015和0.00021Δk/℃。

理论计算表明，铀溶液临界实验装置的温度系数是一个十分敏感的小量。

影响温度系数最主要的参数是溶液密度及由于溶液密度变化所引起的液位高度。

相对来讲，由核素界面所带来的影响几乎可以忽略。

为通过进行实际的临界实验对温度系数的结果进行验证，计划对现有的临界装置进行改造。

届时，将开展深入的与温度相关的临界实验，通过测量即可得到该装置精确的温度系数。

有限元方法在反应堆物理计算中的应用

骆志文，刘振华，张少泓1，赵荣安

（1上海交通大学，上海200030）

当今核反应堆迅速发展，堆的几何结构日趋复杂。

同一反应堆内的燃料类型日益增多，堆芯结构复杂紧凑，各种结构材料的中子特性差异较大，这使得目前的一部分经典反应堆物理计算程序（如DOT等）在分析反应堆中子物理特性时遇到困难。

这些程序常采用有限差分方法剖分网格。

由于差分法不能任意剖分网格，只能进行矩形或菱形网格剖分，因此，当遇到几何结构不规则，又较复杂的反应堆（组件）时，将不得不采用误差较大的近似。

国际上的很多机构都在寻找可替代有限差分方法的新途径。

本工作希望采用具有任意网格剖分能力的有限元方法。

目前，正在对相关国际基准装置进行计算，通过尝试对相关国际基准装置进行数学建模，然后使用有限元数学软件对建立的偏微分方程组进行求解，以完成中子物理计算任务。

主要计算参数包括反应堆的反应性、功率分布及中子能谱等。

该基准装置是一单能群、5种材料、采用真空边界条件的二维矩形反应堆。

具体内容包括：

1）根据反应堆结构和材料参数列出中子输运方程的S-N形式；

2）对该偏微分方程组进行解耦处理；

3）使用专门的数学工具求解该方程组。

当主要技术问题解决后，希望优化求解方式，并对求解有限元的数学软件进行修改，使其成为反应堆的专用计算软件。

进而对程序进行拓展，使其能够求解多种反应堆型。

六角形组件燃料管理程序包的研制开发

荣春方，攸国顺，刘宏伟，陈桂美，张棣芳，吴海成

在充分利用原有燃料管理研究成果的基础上，通过自主研制和与外单位合作研制的方法，成功研制了1套适用于六角形组件燃料管理计算的程序包。

程序流程示于图1。

用该程序包对IAEA基准题俄罗斯Kalinin核电厂的运行数据进行了验证计算，临界硼浓度计算结果与俄罗斯的计算结果吻合较好。

图1程序流程

针对田湾核电厂的具体情况，对该套程序包进行了进一步的改进。

陆续解决了不能进行全堆芯计算和控制棒跟随体计算的问题，扩充了TPLIB数据库，增加了12种数据库中没有的核素，并对田湾核电站堆芯启动测量数据进行了验证计算。

对于惟一电厂测量数据，即在HZP，第10组控制棒提出55%的状态下，临界时硼酸浓度为7.54g/kgH2O（临界硼浓度为1308×

10－6），由4位职工分别独立地对该状态进行了计算，计算结果均在1320×

10－6左右，非常接近测量值。

这也表明我本工作对该程序包的研制开发取得了较大进展。

低阶谐波展开方法的改进研究

夏兆东，沈雷生，刘振华，张少泓1，赵荣安1，阮可强

低阶谐波展开方法（HEM）是一种新的反应堆堆芯物理参数直接预测方法。

它不需对每一个堆芯装料方案作迭代计算，而是用参考方案的低阶谐波和扰动基函数展开的方法得到新装料方案的通量分布，同时可得到有效增值系数和功率分布等重要堆芯物理信息。

所以，它能大大加快计算速度，很有研究价值。

在已有的HEM方法基础上，通过将所有位置的扰动基函数的系数用线性敏感因子的方法确定，并将所有的扰动基函数累加得到一个总的扰动函数，将它与参考方案的低阶谐波项结合来表示新装料方案的预测分布。

这样做的优点在于高阶矩阵能够明显降低阶次，减少求解时间。

以秦山核电厂某循环寿期初的装料方案为参考方案作验证计算。

原有HEM方法计算反应性误差和功率分布误差的平均值分别为－0.9147930×

10－3和1.270%，改进后的HEM方法计算结果反应性误差和功率分布误差的平均值分别为0.3554272×

10－3和1.45%，计算结果精度基本保持同一水平。

与之相应的是单方案的待定系数矩阵建立和求解的时间从4.09375s减小到0.10938s。

结果表明，改进HEM方法能够大大减少计算时间，为工程实际应用奠定了一定基础。

铀溶液核临界装置物理试验研究进展

郑继业，骆志文，张巍，刘宏伟，曹健，权艳慧

对于使用液体燃料的溶液堆，其结构比较复杂，现有计算程序的计算精度有限。

MCNP程序对各种几何结构虽均有较强的适应性，但对于该程序的使用，尤其是数据库的选取需要通过校算基准例题和临界试验进一步确认。

通过零功率物理试验，也可以为溶液堆的设计与运行提供一定的参考数据。

为进行溶液堆零功率物理试验，对任务书中明确规定的试验条件、试验内容及试验成果形式进行了深入研究。

完成了铀溶液临界装置试验技术合同的签订，明确了检查验收程序、应完成的设计文件以及图纸清单。

同时，对铀溶液临界装置中用到的一些特殊设备进行了广泛深入的调研，为顺利完成技术合同规定的内容奠定了坚实的基础。

蒙特卡罗方法计算特征值问题收敛性研究

吴晓飞，吴海成，刘振华，张少泓1，蒋校丰1，赵荣安1

针对蒙特卡罗方法计算特定临界问题时出现的假收敛现象，就一维简单松散耦合系统使用蒙特卡罗方法和确定论方法进行了模拟验证。

结果表明：

在大量粒子参加统计的情况下，出现了明显的假收敛、错误的裂变源分布和低估系统有效增殖系数及其不确定性增加的现象。

据了解，日本采用“维兰德方法”、“三明治方法”、“矩阵特征向量法”，美国采用“信息熵稳态诊断方法”进行了相应研究。

其中，信息熵方法具有更广阔的前景。

本工作试图借用信息熵理论，针对单位圆面积进行投针计算试验，添加迭代原理，找出蒙特卡罗方法计算中可能出现的错误信息传播规律，进一步探索将信息熵理论应用到蒙特卡罗收敛计算的途径。

蒙特卡罗计算程序高温点截面数据的增补

罗皇达，刘宏伟，吴海成，朱庆福

MCNP程序是目前在反应堆计算分析中广泛应用的蒙特卡罗计算程序。

MCNP自带的截面库中的绝大多数核素只包含21℃（294K）下的截面数据。

虽然也提供了一些常用核素的高温点截面数据，但温度点划分很粗，间隔跨度很大，如300、400、500、587和600K等温度下的核截面数据。

但在通常的实验装置中，温度不会达到很高，因此，这些核素的高温点截面库极少被使用。

特别是对于铀溶液系统，需计算温度在273～373K之间的反应性温度系数。

原截面库只有294和300K两个温度点可用，远不能达到精确计算温度系数的要求。

因此，制作核素在不同温度下足够精细的温度点截面库是非常必要的。

增补的新温度点截面库包含现有铀溶液临界实验装置中所有的核素，共17种，它们是：

H、B、C、N、O、Al、Si、P、S、Ti、Cr、Mn、Fe、Ni、234U、235U、238U，这些核素数据来源于CENDL、ENDF、JENDL及JEF数据库。

新库的温度点分布为20、30、40、50、60、70、80和90℃，以及常温27℃，共9个温度点。

并利用BENCHMARK2003中两个知名实验（美国洛基弗拉茨工厂铀溶液实验和美国洛斯阿拉莫斯国家实验室铀溶液试验）的基准输入卡对新截面库27℃的常温点进行验证计算。

计结果误差与基准结果在1%以内符合，因此，认为MCNP程序和新库在该温度点的截面库是可以信任的。

在竖直圆管内向上流动过热水蒸气混合对流传热

陈玉宙，毛玉龙，杨春生

混合对流发生在较低流动的加热（或冷却）流道内，流动由外加压力梯度和浮升力共同支配。

此时，浮升力的存在使流场中切应力分布与等温流动时的有本质不同，传热和流动特性更为复杂。

在反应堆事故工况或非能动运行条件下流速较低，混合对流传热特性对堆芯元件的温度起重要作用。

近年来关于混合对流的流动和传热吸引了各国研究者很大兴趣。

然而，以往的实验大多以空气和水为介质，过热蒸汽的实验数据仍很缺乏。

本研究在直径为6、12和20mm3种圆管内进行过热水蒸气的强迫对流传热实验。

流动方向竖直向上，参数范围为：

压力p=0.1～6.1MPa；

雷诺数Re=3000～115000，格拉晓夫数Gr=0～1.2×

108。

结果显示，混合对流中传热系数呈显著恶化后再回升的趋势（图1）。

发生传热恶化时的雷诺数与压力及圆管直径密切相关。

在较高压力和较大直径下，这个雷诺数达到相当高的值（本实验中最高达24000以上），远超过等温流动充分发展湍流的下限（2300）。

图1混合对流中浮升力对传热系数的影响

△——D=20mm；

○——D=12mm；

×

——D=6mm

由于缺乏合适的公式，在反应堆安全分析程序RELAP5/MOD3.3中，混合对流传热系数简单地取层流、湍流和自然对流公式计算的最大值。

显然，这样的计算结果对于反应堆安全评价是不保守的。

本研究在实验数据基础上提出如下修改公式：

（1）

式中：

Bo为浮升力参数，Bo=Grh/Re3.425Pr0.8，Grh=gβqD4/kv2；

Nu为努塞尔数；

Nuc为湍流公式计算的努塞尔数。

γ相U-Mo合金粉末的研制

尹邦跃，郭聪慧，梁雪元

（U-Mo）-Al弥散燃料具有铀密度高、辐照稳定性好、乏燃料易后处理等优点，是新一代研究试验堆的低浓铀燃料。

制备中位粒度为40～140µ

m的γ相U-Mo合金粉末是制备（U-Mo）-Al弥散燃料的基础。

用氢化-脱氢工艺制备（U-Mo）-Al粉末具有设备和工艺简单、生产率高、成本低、不污染环境、粉末粒度可控等优点，因此，值得大力开发。

本工作进行U-（8%～10%）Mo合金的真空感应熔炼、氢化粉碎、粉末球磨、真空脱氢、粉末真空热处理、γ相稳定性等实验研究，突破了调整U-Mo合金粉末的粒度分布、控制粉末的γ相热处理工艺、防止粉末氧化等关键技术。

采用小于80℃低温氢化，即可得氢化铀-钼粉末产物。

利用行星式球磨机球磨30min，然后在500℃真空脱氢，过筛，即可得到α-U+Mo两相粉末。

利用特殊设计的密封装置，将该粉末在850℃进行真空固溶热处理，水淬，得到氧化非常轻微的γ-U相结构U-Mo合金粉末，其中位粒度为96.4µ

m，40～140µ

m范围内的颗粒比例为82.4%。

最后，将（U-10Mo）与Al两种粉末以50%（体积比）混合均匀，在600℃下热压烧结成弥散燃料芯体，其铀密度约为8g/cm3，相对密度为90%，γ-U相稳定，不形成低热导率的UAlx金属间化合物相（图1）。

图1U-10Mo相图

a——γ相U-10Mo合金粉末的XRD图；

b——50%（U-10Mo）+50%Al（体积比）芯体XRD图

c——γ相U-10Mo合金粉末的SEM形貌；

；

d——50%（U-10Mo）+50%Al（体积比）芯体SEM组织

GOS陶瓷闪烁体的研制

尹邦跃，张东勋，牛恺

Gd2O2S:

Pr和Gd2O2S:

Pr,Ce,F（均简称GOS）是很重要的新一代高性能多晶陶瓷闪烁体，与传统的CsI:

TI、CdWO4等单晶闪烁体相比，它具有优异的成像性能和较低的生产成本，已在美国、德国、日本等国家的医用CT和安检CT等探测器中获得广泛应用。

为了改变目前我国GOS陶瓷闪烁体完全依赖进口的局面，打破国外产品的市场垄断，中国原子能科学研究院在国内首次开展了GOS陶瓷闪烁体的实验室制备技术研究。

本研究突破了Gd2O2S:

Pr,Ce超细粉末的微波制备工艺和GOS陶瓷的热压烧结工艺等关键技术。

用微波炉进行固相反应，合成了中位粒度为100～120nm的单相GOS超细粉末（图1）。

采用热压烧结，制备出了单相、高致密的GOS陶瓷材料，烧结密度为7.317g/cm3，相对密度达到99.69～99.96%TD（GOS陶瓷的理论密度为7.32～7.34g/cm3）。

采用外协方式开展了GOS陶瓷闪烁体薄片的精密加工和闪烁体阵列的封装，总共封装成了2个尺寸为25.2mm×

23.2mm×

1.5mm的医学CT用GOS陶瓷闪烁体阵列样品和6个尺寸为25.2mm×

3.1mm×

1.5mm的安检CT用GOS陶瓷闪烁体阵列样品。

GOS陶瓷闪烁体的透光率最高达到42%，衰减时间为2.36µ

s。

图1GOS陶瓷超细粉末TEM形貌（a）、SEM微观组织（b）、

闪烁体的发射光谱（c）和闪烁体的荧光衰减时间谱（d）

Li4SiO4陶瓷球的研制

尹邦跃，牛恺，张东勋

产氚包层是聚变堆的关键系统，其设计与研发是我国参与ITER计划的重要研究领域。

氦冷／固态氚增殖剂产氚包层采用锂陶瓷材料，目前，国际上最为关注的是具有较为优异和全面氚增殖特性的Li4SiO4和Li2TiO3等。

Li4SiO4和Li2TiO3已分别成为欧洲和日本聚变堆产氚包层氚增殖剂的首选材料。

对锂陶瓷球材料性能的要求是：

纯度大于98%，烧结密度为60%～90%TD，晶粒尺寸小于35µ

m，陶瓷球直径为0.5～2mm。

本研究突破了Li4SiO4陶瓷球的成型造粒工艺和无压烧结工艺等关键技术。

以SiO2和Li2CO3为原料，在850～950℃进行固相反应，制备了高纯Li4SiO4粉末，粉末的中位粒度为16µ

m。

用国产挤出-滚圆机制备了直径分别为1mm和2mm的陶瓷球成型体，然后在900～1000℃进行无压烧结。

对320个Li4SiO4陶瓷球的烧结密度进行了测量和统计，相对密度处在75%～80%TD范围内，平均值和标准偏差为（77.8±

1.30）%TD，密度相对标准偏差为1.67%。

陶瓷球的平均晶粒尺寸约为5～15µ

陶瓷球的直径呈正态分布，对于平均直径约为1mm的球，0.9～1.0mm范围内的球占50%以上，0.80～1.10mm范围内的球约占98%，堆积密度为42.6%TD。

对于平均直径约为2mm的球，1.7～1.9mm范围内的球占50%以上，1.6～2.1mm范围内的球约占90%，堆积密度为40.1%TD（图1）。

利用多点BET法测得陶瓷球的比表面积为3.13m2/g。

孔隙主要分布在10～65nm范围内，平均孔隙尺寸为27.6nm，且孔隙形状为楔型孔。

孔隙体积为0.03cm3/g。

测量了40个陶瓷球的抗压碎强度，发现最大抗压碎强度7.64N，最小3.23N。

统计出40个陶瓷球的抗压碎强度平均值和标准偏差为（5.39±

1.14）N，抗压碎强度相对标准偏差为21.1%（国外报道，97%TD高致密的锂陶瓷球，其点抗压碎强度为（7.30±

2.84）N，相对标准偏差为38.9%）。

图1Li4SiO4陶瓷球的气孔分布曲线（a）和SEM微观组织（b）

国产A508-Ⅲ钢辐照后的室温低周疲劳性能

佟振峰，徐远超，宁广胜，张长义，林虎，杨文

A508-Ⅲ钢是国际上核一级压力容器的常用材料。

由于反应堆压力容器在服役过程中将暴露在较强的中子辐照场中，辐照脆化是压力容器老化失效的主要原因之一。

因此，容器材料辐照后的疲劳性能应该被检测并将数据结果存入数据库，以便于评估压力容器在服役过程中的安全性及剩余寿命。

A508-Ⅲ钢在我国已经进行了国产化，并成功制备出三十万千瓦级核电站的压力容器，现在正在进行六十万千瓦级核电压力容器的开发。

国产A508-Ⅲ钢的低周疲劳性能在容器开发之初就已经进行了测试研究，但由于辐照样品的疲劳试验具有较高难度，目前，在国内尚未见到关于辐照后国产A508-Ⅲ钢低周疲劳性能方面的相关报道。

本工作开展了国产A508-Ⅲ钢的辐照后（（300±

10）℃、3×

1019cm－2）室温低周疲劳性能的测试工作，获得了这种材料的疲劳寿命曲线，并将国产A508-Ⅲ钢辐照后的疲劳性能与辐照前的性能进行了对比分析。

图1示出辐照前、后国产A508-Ⅲ钢的疲劳寿命曲线的对比。

从图1中可看出：

辐照与未辐照样品的Δεt-Nf的关系基本上一致，辐照后样品的疲劳寿命约是辐照前样品疲劳寿命的2/3。

这是由于在疲劳过程中，辐照缺陷阻碍了位错运动，造成位错塞积，能量难以释放造成局部较高的内应力，这样，在位错塞积区较为容易萌生出微裂纹，从而缩短了疲劳寿命。

Δεt-Nf两者的区别不大，而辐照后样品的Δεt-Nf曲线明显低于未辐照的，这也证明了辐照对材料疲劳性能蜕化有一定的贡献。

目前还无法用材料疲劳性能的蜕化来定量评估辐照对材料脆化程度的影响。

图1辐照与未辐照国产A508-Ⅲ钢的疲劳寿命曲线的比较

虚线——辐照前；

实线——辐照后

M5合金腐蚀后环向拉伸性能

张长义，王辉，宁广胜，徐远超，佟振峰，林虎，杨文

反应堆运行时的堆内环境十分复杂，燃料元件将承受高温、高压及一回路水的腐蚀。

当今的核动力堆更高的燃耗和更长的换料周期对燃料元件的水侧腐蚀提出了严格的要求，因此，包壳材料的腐蚀后力学性能研究变得十分重要。

本工作对国产和法国产M5锆合金包壳管的腐蚀后力学性能进行试验分析。

试验材料为法国产及国产9.5mm×

0.57mm的M5锆合金包壳管，M5合金包壳管被切割成宽3.75mm的圆环试样，放入高压釜中模拟反应堆工况进行腐蚀。

高压釜的水化学条件为：

压力16.8MPa，温度350℃，Li浓度3.5×

10－6，B浓度650×

10－6。

试样在高压釜内腐蚀若干时间周期，每个周期取出部分试样，分别在室温和375℃下进行拉伸试验。

取样时间周期为20、50、100、150、200和250d。

将数据进行图形化处理，并示于图1、2。

从图1、2可看出：

随着腐蚀时间的增加，两种合金的抗拉强度及其屈服强度，均呈现增加的趋势，且各自的抗拉强度与屈服强度随腐蚀时间变化速率基本一致；

随着腐蚀时间的延长，两种材料的环向断裂延伸率均呈现下降趋势。

图1法国产（a）及国产M5（b）合金腐蚀后高温环向强度与腐蚀时间的关系

◆——抗拉强度；

■——屈服强度；

实线——线性抗拉强度；

虚线——线性屈服强度

图2法国产（a）及国产M5（b）合金腐蚀后高温环向应变与腐蚀时间的关系

◆——国产M5合金；

实线——乘幂（国产M5合金）

M5合金包壳管高温爆破性能

张长义，徐远超，杨启法，宁广胜，佟振峰，林虎，杨文

在反应堆运行期间，特别是运行后期，由于燃料芯块与包壳的机械相互作用以及燃料芯块的裂变气体的释放，包壳管将承受较大的双轴应力。

为保障在反应堆运行期间的安全性，燃料元件包壳管的完整性非常重要。

而内压爆破试验更能体现出燃料包壳材料在堆内时的真实受力状态。

本工作采用内压爆破试样方法对国产和法国产M5锆合金包壳管爆破性能进行试验分析。

M5锆合金是法玛通公司开发研制的新一代燃料包壳材料。

现已用作第3代改进型燃料组件AFA-3G燃料棒的包壳。

国内已引进M5锆合金包壳管制造技术，在2003年已生产出国产M5锆合金包壳管。

试验样品为法国产及国产9.5mm×

0.57mmM5锆合金包壳管。

M5合金的爆破性能试验在