超臨界反應堆選擇反應堆的尺寸、形狀和慢化劑、反射層材料，使反應堆的有效增殖系數大于1的反應堆01相關介紹堆芯中定位格架阻力特性增殖因數應用實例超臨界輕水冷卻反應堆的設計目錄030204基本信息選擇反應堆的尺寸、形狀和慢化劑、反射層材料，使反應堆的有效增殖系數大于1，這樣的反應堆叫超臨界反應堆。即由裂變產生的平均中子數與被燃料、減速劑等吸收及泄漏的中子總數的平均值的比大于1，也就是中子的產生率大于消失率的反應堆。相關介紹相關介紹反應堆內，中子的產生率和消失率之間保持嚴格的平衡，使鏈式反應得以恒定的速率持續地進行下去的工作狀態。具有給定幾何布置與材料組成的堆芯或裝置能夠達到臨界所需的最小尺寸，稱為臨界尺寸或臨界大小。臨界反應堆內核燃料的裝載量，也就是維持自持鏈式裂變反應所需的易裂變物質的最小質量稱為臨界質量。一座反應堆的臨界質量通常指反應堆芯部中沒有控制棒和化學補償毒物情況下的臨界質量。反應堆的臨界質量取決于反應堆的類型、材料成分、幾何形狀和結構等條件，但對于任何一個特定的反應堆系統，它是一個確定的數值。例如，用235U作燃料的反應堆，其臨界質量可以小于1kg，大到200kg。前者是含有235U富集度為90%左右的鈾鹽溶液系統的臨界質量，后者是天然鈾石墨反應堆中所含的235U質量。反應堆的臨界條件可以通過增殖因數來表示。當反應堆的有效增殖系數大于1時。這樣的反應堆叫超臨界反應堆。

超臨界反應堆它的裂變鏈是發散的，反應堆內的中子數隨時間一直增加，相應地鏈式裂變反應率增高。增殖因數增殖因數反應堆中新生一代的中子數與產生它的直屬上一代中子數之比，或中子的產生率與中子的消失率之比，通常用符號k表示。在反應堆系統內，中子主要是由于易裂變物質的裂變反應產生的。中子的消失有兩種途徑，即在反應堆內被吸收和從反應堆表面泄漏出去。增殖因數又分為無限增殖因數和有效增殖因數。

(1)無限增殖因數：假想的無限大增殖介質的增殖因數，通常用k∞表示。對于無限大系統，沒有中子泄漏損失，中子由核裂變產生，并且僅由于被系統內各種材料的吸收而損失。熱中子反應堆的無限增殖因數可用k∞=fηεp表示，其中f為熱中子利用因數，它是被增殖介質內所有材料吸收的熱中子中，為燃料所吸收的份額；η是燃料每吸收一個熱中子后由于裂變而釋放的快中子平均數；ε是快裂變因子，它是每一初級裂變中子所得到的最后慢化到U裂變閾能以下的中子數；p為逃脫共振吸收概率，它表示中子在慢化過程中逃脫共振吸收的份額。k∞=fηεp稱為四因子公式，它是反映系統材料增殖特性的重要參數。四因子模型在早期熱中子反應堆的計算與分析中被廣泛地應用。

熱中子反應堆內中子平衡示意圖(2)有效增殖因數：有限大反應堆系統的增殖因數，通常用keff表示。對有限大系統必須考慮中子的泄漏損失，根據定義，keff=k∞Λ，其中k∞為無限增殖因數；Λ為系統的中子不泄漏概率，它由兩部分組成:慢化過程中的不泄漏概率Λs和熱中子擴散過程中的不泄漏概率Λd，即Λ=ΛsΛd。不泄漏概率不僅與系統的材料特性，也與系統的大小和幾何形狀有關。因而，在沒有外中子源時，有限大反應堆系統的臨界條件是keff=1，這時反應堆處于穩態，反應堆內中子有一個穩定的分布。堆芯中定位格架阻力特性計算模型數據處理方法計算結果與討論結論堆芯中定位格架阻力特性計算模型圖1(2張)圖1給出了裝配有定位格架的燃料棒組件結構示意圖。燃料組件中燃料棒成三角形布置，為消除入口效應的影響，定位格架距離入口150mm。流體流動方向為垂直向上，在本文中與坐標軸Z軸正方向一致。燃料棒組件的尺寸及相關物理條件由表1給出。采用非結構化多面體格系統，計算區域為單純的流體區域。子通道入口條件為速度入口，入口Re數為和。為了模擬燃料組件末端的高溫條件，入口流體溫度設為400°C。子通道出口為條件為壓力出口，出口壓力為25MPa。壁面采用均勻熱流密度條件，熱流密度為800kW/m2。由于子通道內壓力損失導致的壓力變化對超臨界水的熱物理性質影響很小，故可認為此條件下超臨界水的熱物理性質僅是溫度的函數。利用STARCCM具有的函數域功能自定義超臨界水在25MPa時的熱物理性質，所有數據均來源IAPWS-IF97。Yang等人采用商業化軟件STAR-CD3.24對圓管及棒束子通道內垂直上升流動超臨界水的換熱特性進行了數值模擬。其研究發現，he兩層模型與配合標準壁面函數法的標準高Ae數模型均能對超臨界水在圓管內的垂直上升流動和換熱特性進行較好的預測。本文參考Yang的研究成果，采用標準he兩層模型，配合兩層混合y+壁面處理方式。兩層混合y+壁面處理方式對粗糙的近壁面格采用高外壁面函數處理壁面；而對于較為細分的近壁面格，采用低y+壁面函數處理。數據處理方法表2給出了本文所研究的4種定位格架的結構尺寸及說明。其中，A和B均為標準蛋萎型定位格架，二者格架本體長度不同。C和D均為帶有流動強化特征的定位格架，二者流動強化特征結構及強化機理不同。表2中，e為表征定位格架對子通道流動阻塞程度的無量綱系數，稱為定位格架的流動阻塞率，其值由式（1）給出：e=/（1）式中，為定位格架在垂直于子通道流動方向上的投影面積；為子通道橫截面積；為標準型定位格架的流動阻塞率，即定位格架本體的投影面積與子通道橫截面積比值。為了便于分析定位格架所造成的阻力特性，需要將無定位格架的子通道內的總壓降作為分析基準。此壓降在本文中用符號△表示。僅由定位格架造成的壓力損失用符號表示。其值由式（2）計算得出：△=△—△（2）式中，△為帶有定位格架的子通道總壓降。由此，每個定位格架所造成的壓力損失系數K，可以由其所造成的壓力損失計算得出：K=△/(1/2ρV2)（3）壓力損失系數表征了子通道內僅由定位格架所造成的無量綱壓降。計算結果與討論由于定位格架對子通道內流體的阻塞作用，流體在流經定位格架時，壓降大幅度增加。在定位格架內部，因流通面積較小，而造成較大的摩擦阻力損失。當入口Re由降為時，子通道內的壓降在數值上有明顯的降低，而趨勢則未發生根本變化。子通道內壓降計算結果由表3。可以看出，由于定位格架造成了子通道內形狀阻力和摩擦阻力的增加，帶有定位格架的子通道內的總壓降明顯高于無定位格架的子通道。仔細分析表中數據可以看出，由于D類定位格架（帶有阻流片）的流動阻塞率最大，因此其所造成的壓降最大，而A類定位格架（標準蛋簍型）流動阻塞率最小，且長度較短，因此其所造成的壓力降最小。雖然A類定位格架和B類定位格架具有相同的流動阻塞系數（e=0.23),但是A類定位格架的壓力損失系數（=0.73)遠低于B類定位格架的壓力損失系數（=1.12)。這是因為B類定位格架本體長度（50mm）為A類定位格架長度（25mm）的兩倍，較長的格架本體造成了較大的摩擦阻力，從而增加了子通道的總壓降。B類定位格架的流動阻塞率（e=0.23）與C類定位格架的流動阻塞率（e=0.38）完全不同，但是二者的壓力損失系數以及所造成的壓力損失卻幾乎相同。C類定位格架的流動阻塞率與D類定位格架的流動阻塞率非常接近，但C類定位格架的壓力損失系數（=1.14）卻明顯低于D類定位格架的壓力損失系數（=1.31）。造成這一現象的原因，是由于C類定位格架的流動強化特征（交錯型葉片）與D類定位格架的流動強化特征（流阻片)的結構不同。前者為與流動方向成30°交角的交錯型葉片，與后者的阻流片相比，這類結構更具流線性，因而在子通道內所造成的結構阻力較小。從以上分析中可以看出，定位格架所造成的局部阻力損失主要由摩擦阻力和形狀阻力2個部分組成。結論針對4類不同結構的定位格架對超臨界反應堆子通道內超臨界流體的阻力特性的影響進行了數值模擬，結果表明：定位格架對子通道內超臨界水的阻力特性有較大影響，且不同結構的定位格架對阻力特性影響不同。定位格架造成的壓力損失主要為摩擦阻力和形狀阻力，前者大小由格架本體長度決定，后者則與定位格架的阻塞率以及流動強化特征的結構有關。交錯型葉片結構（C類定位格架)的流動強化特征由于更具流線性，因而在流動阻塞率與阻流片相近的條件下，造成的壓力損失更小。考慮到C類定位格架相對于標準蛋簍型定位格架所具有的流動強化優勢，在超臨界反應堆的設計過程中，可以將其結構作為定位格架優化設計方向加以重點考慮。

應用實例超臨界輕水冷卻反應堆的設計超臨界輕水冷卻反應堆的技術基礎SCLWR-H的劣勢SCLWR-H的優勢應用實例超臨界輕水冷卻反應堆的設計超臨界輕水冷卻反應堆的技術基礎SCLWJ-H的很多技術可以在現有的輕水堆和超臨界水冷化石燃料商用電站中找到，但是，還是有一些技術相對來說不是很成熟，還沒SCLWR-H的原型堆。在配套設施方面，汽輪發電機、管道和其他設備等已在超臨界水冷化石燃料電站中得到廣泛應用。SCLWR-H可以部分借鑒這些成熟技術。SCLWR-H的優勢(1)超臨界水冷卻和慢化的核反應堆的主要優勢是超過臨界壓力的水沒有明顯的相變，在擬臨界溫度（根據沸騰點得到在25MPa下為~385°C)及其以上時，水的比焓很大，熱量能被冷卻劑有效地帶出，因此，不需要汽水分離，堆芯噴出的高溫冷卻劑可以直接驅動透平發電。(2)由于超臨界水的高比焓使反應堆和安全殼比較緊湊，壓力容器、安全殼、廠房、乏燃料池、冷卻劑塔都更小，一些現代LWRs用到的主要部件，如蒸汽發生器、蒸汽干燥器、主循環泵、蒸汽分離器和穩壓器都不需要了。(3)超臨界水的物性變化連續，不存在兩相共存的現象，可當作單相流體來處理，與LWR的兩相流相比，在計算分析上是一種優勢。