2. 中国科学院先进核能创新研究院 上海 201800;
3. 中国科学院大学 北京 100049
2. Innovative Academies in TMSR Energy System, Chinese Academy of Sciences, Shanghai 201800, China;
3. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China
加速器驱动的次临界反应堆系统(Accelerator Driven Sub-critical Systems, ADS)[1-2]是利用质子加速器轰击重金属靶产生的散裂中子源来维持次临界反应堆裂变反应的一种系统，一般由高能加速器、散裂中子靶和次临界堆芯组成。ADS在次临界状态下运行，具有极高的安全裕量，解决了在快堆中嬗变时大量次锕系核素(Minor Actinides, MA)装载引起的燃料负多普勒效应减弱、冷却剂正温度系数增加以及有效缓发中子份额减小等安全问题。同时，外源中子的存在也意味着系统有更多富余的中子进行超铀核素(Transuranic nuclides, TRU)嬗变或者裂变燃料增殖。
传统ADS概念设计的次临界堆芯大多是技术相对成熟的、以液态金属作为冷却剂的固体燃料堆。然而固体燃料组件在ADS中存在着辐照损伤严重、燃料制备复杂、在线处理困难等诸多方面的问题，因而以液态熔盐作为燃料和冷却剂的熔盐堆是ADS堆芯设计中一种比较好的选择方案。熔盐堆[3-6]作为6种四代堆型之一，在先进核燃料利用方面有着独特的优势：由于熔盐堆中没有使用固体燃料组件，拥有较高的热容与良好的热导系数，缓解了ADS中由于散裂中子引起的高功率峰因子以及反应堆结构材料（如燃料包壳等）受到的高辐照损伤等问题。并且由于使用了液态熔盐燃料，熔盐堆在运行时可以实现在线后处理以及在线添料，不仅能够降低裂变产物在堆芯的积累从而提高中子经济性，还能够实现对keff的在线控制，解决了传统ADS中存在的反应性快速下降的问题，保证了系统长久稳定的运行。
目前世界各国开展的ADS研究大多基于技术相对比较成熟的液态金属冷却的固态燃料堆，但也不乏一些针对熔盐堆的概念设计。包括Bowman等[7]提出的Tier 1-Tier 2熔盐嬗变系统；日本的[8-9]以及俄罗斯的快热耦合次临界熔盐堆(Cascade Subcritical Molten Salt Reactors, CSMSR)[10-11]。这些基于熔盐燃料的ADS都利用了液态熔盐燃料的优势来进行核废料嬗变或者燃料增殖。且以上这些次临界熔盐堆嬗变系统的概念设计包括了以石墨组件作为慢化剂的熔盐热堆、无慢化剂的熔盐快堆、含有内外双层设计的快热中子耦合堆，可见熔盐燃料在ADS中的使用具有很强的灵活性。
从中子学的角度来看，几乎所有的易裂变核素在热中子能谱中都有很高的裂变截面，这保证了热中子堆有比较低的裂变燃料初装量。快中子堆的中子能谱较硬，虽然其易裂变核素的裂变截面相对较低，需要较高的裂变燃料装载量，但几乎所有的锕系核素（包括MA）在高能区有较大的裂变俘获比以及平均裂变中子数。因此为了达到更好的增殖或者嬗变性能，对于ADS而言，快堆都是相对较好的选择。在熔盐堆中，即使堆芯没有配置慢化剂组件（如石墨等），载体熔盐中所包含的大量轻原子核（如Li、Be、F等）也具有一定的慢化能力。相比于液态金属作为冷却剂，载体熔盐不可避免地会对系统的中子学性能带来更显著的影响。为了分析熔盐燃料的使用对ADS系统中子学性能的影响，本文计算了不同燃料ADS的中子能谱、外源质子效率以及钍铀转换比(Conversion Ratio, CR)，并进一步分析了熔盐燃料的在线添料和在线处理对钍铀增殖性能的影响。
1 模型及计算工具如图 1所示，本文的研究模型主要由铅铋合金散裂靶组件和次临界堆芯组成。半径为30 cm的液态铅铋合金散裂靶组件置于反应堆中心，由质子加速器产生的1 GeV的高能质子由上部管道进入散裂靶，与靶核发生反应，产生的散裂靶中子用来维持次临界堆芯的运行。
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图 1 堆芯结构图 Figure 1 Block diagram of the reactor core |
对于次临界熔盐堆芯，使用了基于Th-U燃料循环的装料模式。钍是一种可转化为裂变核素233U的材料，是国际上公认的潜在的核资源。由于233U的原子量较小，反应链较长，需要经过更多次中子俘获才能形成次锕系核素，经常被用于嬗变堆或者增殖堆。
另外，为了能够使熔盐堆获得较好的物理性能，载体燃料盐应当尽量满足中子俘获截面低、腐蚀性低、熔点低、热容高，以及锕系元素及裂变产物的熔解度高等条件。经过几十年的研究发展，现今比较可行的燃料盐选择主要是LiF、BeF2、NaF以及KF等氟化物的混合熔盐。本文的研究使用了当今熔盐堆设计中常用的FLiBe熔盐和FLi熔盐，并与传统的混合氧化物燃料进行对比。堆芯的主要参数与燃料配置如表 1所示。燃料1为钍基熔盐增殖堆(Molten-Salt Breed Reactor, MSBR)[12-13]等熔盐堆设计中常用的FLiBe (LiF-BeF2-ThF4-233UF4)熔盐；燃料2为法国熔盐快堆(Molten Salt Fast Reactor, MSFR)[14-15]等熔盐堆设计中使用的FLi (LiF-ThF4-233UF4)熔盐；燃料3为含有233U-232Th的混合氧化物燃料，其成分参照国际原子能机构(International Atomic Energy Agency, IAEA)的ADS基准题[16]。
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表 1 研究模型主要参数 Table 1 Main parameters of research models |
本文使用MCNPX (Monte Carlo N-Particle eXtended)[17]程序对散裂靶进行计算，模拟入射质子在散裂靶和次临界堆芯内的粒子输运过程。通过对散裂靶中子产额以及堆芯材料中子反应率的统计，可以实现对堆芯质子效率以及CR等参数进行计算。其次将散裂靶的中子位置、方向、能量等信息作为MCNP5的输入中子源，通过对MCNP5与燃耗程序ORIGEN2.0的耦合，实现堆芯的燃耗计算。
2 结果及讨论 2.1 熔盐燃料对入射质子效率的影响散裂靶中子作为外源中子，在进入次临界堆芯之后与堆芯内部各种材料发生反应，维持堆芯的运行。由于外源中子在能量分布以及空间分布上的特殊性，不仅决定了其本身的中子学性能，还进一步影响了由其引起的堆芯裂变中子的空间分布。外源中子能谱由两部分组成：在中低能区(E < 10 MeV)主要是由散裂靶中产生的裂变中子和蒸发中子组成；在高能区(E>10 MeV)则是来源于高能散裂中子。图 2显示了从散裂靶表面泄露到堆芯中的外源中子与堆芯内部裂变中子能量分布的对比。从图 2中发现，外源中子除了峰值能量略大于裂变中子，很大的差别在于其拥有一定份额的高能散裂中子(E>10MeV)，这部分高能中子对锕系核素有较高的裂变截面以及较低的俘获裂变比，对于核燃料增殖和TRU嬗变都拥有极高的利用价值。
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图 2 外源中子和裂变中子能量分布 Figure 2 Energy distributions of spallation neutrons and fission neutrons |
为探究载体熔盐对外源散裂中子性能的影响，图 3对比了外源中子在不同燃料配置的堆芯内部经过堆芯材料慢化吸收后的中子能谱。由图 3可以看到，相较于液态金属冷却的氧化物燃料，在FLiBe和FLi两种熔盐燃料装载的ADS中，外源中子在堆芯中的中子能谱相较其初始能谱发生了更大变化。在10-6~10-2 MeV中子能量区间，两种熔盐燃料的外源中子通量分别比氧化物燃料高1~2个数量级。而在10-2~100 MeV中子能量区间，熔盐燃料中的外源中子通量则相对较低。原因是虽然熔盐堆中没有专门布置慢化剂，但载体熔盐中所包含的大量轻原子核（如Li、Be等）也具有较强的慢化能力。而在氧化物燃料装载的堆芯中，虽然外源中子的能谱也受到了Pb、Zr和O等堆芯结构材料的慢化，但是这些材料的慢化作用弱于载体熔盐，导致中低能区的中子分布相对较少。
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图 3 外源中子在不同燃料堆芯中吸收慢化后的中子能谱 Figure 3 Spallation neutron spectra of exogenetic source absorbed and moderated by different fuel materials |
熔盐燃料对外源中子的慢化将会直接影响外源中子的裂变价值，并且进一步影响系统对外源质子的利用效率。在次临界系统中，如果外源中子与堆芯内裂变中子具有相同的空间和能量分布，那么它们的中子价值是相同的，则外源中子的放大倍数可以表示为：
| $ {\left( {\frac{{{Q_f}}}{{{Q_s}}}} \right)_{{\rm{reference}}}} = \frac{{{k_{{\rm{eff}}}}}}{{1-{k_{{\rm{eff}}}}}} $ | (1) |
但是在实际的次临界反应堆中，外源中子和裂变中子的空间和能量分布是不同的，则外源中子价值可以定义为：
| $ {\varphi ^*} = \left( {\frac{{{Q_f}}}{{{Q_s}}}} \right)/{\left( {\frac{{{Q_f}}}{{{Q_s}}}} \right)_{{\rm{reference}}}} = \frac{{1-{k_{{\rm{eff}}}}}}{{{k_{{\rm{eff}}}}}}\left( {\frac{{{Q_f}}}{{{Q_s}}}} \right) $ | (2) |
式中：Qf/Qs为单位外源中子在堆芯中引发的裂变中子数。外源中子价值显示了一个散裂源中子与一个裂变中子对堆芯裂变反应贡献的比值。同时，入射质子效率定义为外源中子价值与外源中子产额的乘积，表示单位入射质子与单位裂变中子对堆芯裂变反应贡献的比值：
| $ {\psi ^*} = {\varphi ^*} \times Z = {\varphi ^*}\left( {\frac{{{Q_s}}}{{{Q_p}}}} \right) = \frac{{1-{k_{{\rm{eff}}}}}}{{{k_{{\rm{eff}}}}}}\left( {\frac{{{Q_f}}}{{{Q_p}}}} \right) $ | (3) |
式中：Z=Qs/Qp表示单位入射质子的散裂靶中子产额，入射质子效率越高则意味着次临界系统对入射质子的利用效率越高。
针对质子束与散裂靶相互作用的散裂中子产额，早期有许多相关的研究[18-19]进行了分析和优化。这些研究结果表明：不同的入射质子能量以及散裂靶尺寸都会对散裂中子产额以及散裂中子能谱产生比较大的影响。当质子能量大于1 GeV时，散裂中子平均能耗即平均每产生一个散裂中子所消耗的质子能量已经足够低，能够保证散裂靶有较高的质子能量利用效率；单位质子在散裂靶内的中子产额随散裂靶半径而增大，而散裂靶侧面泄露的中子数却随着散裂靶半径先增大后减小。并且散裂靶半径增大会占据较大的堆芯空间从而对全堆的中子经济性产生不利的影响，从全堆的角度看，应当尽量减小散裂靶的半径，但是过于紧凑的散裂靶组件也会不利于散裂靶组件的冷却。因此，本文在综合考虑了加速器驱动的次临界反应堆对散裂中子产额，堆芯中子经济性以及散裂靶散热等物理性能的需求，选取了1 GeV质子能量以及30cm半径的铅铋合金散裂靶作为研究对象。在这种散裂靶组件配置下，三种燃料堆芯中散裂靶的中子产额约在31.5。
三种燃料堆芯的质子效率计算结果如表 2所示，可以发现三种燃料堆芯的外源中子价值都大于1，这说明单位外源中子对堆芯的裂变贡献大于堆芯裂变中子，这一方面是由于外源中子相对裂变中子的能量较高，裂变俘获比更大。另一方面是由于外源中子产生于堆芯几何中心，中子泄漏更少。
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表 2 不同燃料堆芯的入射质子效率 Table 2 Proton source efficiency for different fuel materials |
同时模拟计算也显示，FLiBe和FLi两种熔盐燃料的外源中子价值高于Oxide燃料。这是由于外源中子性能虽然受到熔盐慢化影响，但是堆芯裂变中子的裂变性能受熔盐燃料的慢化效应的影响更大，这导致了外源中子与裂变中子的相对裂变性能的提高。外源中子价值的提高会进一步增强系统的入射质子效率，这意味着在相同的次临界度与堆芯功率的条件下，熔盐燃料的使用会减小系统对加速器功率的需求。
2.2 熔盐燃料对堆芯中子性能的影响载体熔盐对外源中子以及堆芯裂变中子的慢化吸收会影响整个系统的中子学性能。图 4显示了不同燃料堆芯中子的能谱，能够发现，堆芯中子经过堆芯材料慢化吸收后的能谱和外源中子能谱（图 3）非常相似：在10-6~10-3 MeV中子能量区间，两种熔盐燃料的外源中子通量分别比氧化物燃料高1~2个数量级。与图 3相比，主要的区别是E>10 MeV的高能散裂中子所占的比例更小。特别是在以FLiBe为载体盐的燃料中，载体熔盐慢化产生的中低能中子通量已经较为明显。虽然能谱软化会降低对233U初装量的需求，但是也不可避免会对裂变燃料的增殖性能产生影响。
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图 4 不同燃料堆芯中子能谱 Figure 4 Neutron spectra of reactor core with different fuel materials |
钍铀增殖性能可以用转换比CR来衡量，并可定义为：
| $ CR = \frac{{{R_{\rm{c}}}\left( {^{232}{\rm{Th}}{{\rm{ + }}^{234}}{\rm{U}}{-^{233}}{\rm{Pa}}} \right)}}{{{R_{\rm{a}}}\left( {^{233}{\rm{U}}{{\rm{ + }}^{235}}{\rm{U}}} \right)}} $ | (4) |
式中：Rc和Ra分别表示中子俘获率和中子吸收率。
为了分析熔盐燃料对堆芯增殖性能的影响，表 3中统计了在燃耗初始时刻三种燃料堆芯中主要材料的中子吸收率。可以看出，在FLibe和FLi熔盐燃料中，熔盐材料对堆芯中子的慢化效应使得燃料中233U核素的俘获裂变比增大，有效裂变中子数减小。这意味着在维持相同的裂变反应率条件下，熔盐燃料中233U的中子俘获率会上升，增大了对裂变核素的消耗，也减少了剩余的可用于增殖的中子数量。但是另一方面，载体熔盐材料相比氧化物燃料组件结构材料和慢化剂有较低的中子吸收率，仍然保证了足够的剩余中子被232Th俘获吸收用来增殖。最终两种熔盐燃料的CR都大于1，满足了进行增殖的基本条件。特别是FLi熔盐燃料，其CR为1.062，很接近Oxide燃料的1.068。
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表 3 不同燃料堆芯中的中子参数 Table 3 Neutronics parameters for different fuel materials |
熔盐燃料的一个重要优势是能够实现燃料的在线后处理。在线后处理包含气液物理分离系统和熔盐化学分离系统。气液分离系统用来提取分离裂变气体和不溶金属，电化学单元用来分离锕系核素与镧系核素并且分离出其它裂变产物。在线处理的目的是在提取裂变产物的同时，能够保证锕系核素能够持续留在或返回堆芯之中。裂变气体和不溶金属的处理周期为30 s，其他裂变产物的处理周期设为180 d。为了分析在线后处理后对次临界熔盐堆燃耗性能的影响，分别计算了两种熔盐堆芯在引入和不引入在线燃料处理条件下的燃耗性能，并与Oxide燃料堆芯进行对比。
图 5的空心标曲线显示了在不进行停堆换料以及其他任何燃料处理条件下，三种燃料的反应堆在运行20 a期间的反应性变化。可以发现，三种燃料堆芯的keff都随燃耗时间逐渐下降。对于装载了Oxide燃料的反应堆，经过10 a的运行，其keff仍旧能够维持在0.95左右。但是对于装载了FLiBe熔盐燃料的堆芯，在燃耗运行的第2 a，keff已经降低到0.9左右。这主要是由于FLiBe熔盐材料对中子的慢化导致堆芯中积累的裂变产物有更高的中子吸收截面，降低了堆芯内部的中子经济性，进一步减小了系统的钍铀转换比。逐渐减少的裂变燃料以及不断积累的裂变产物，共同导致了反应性的快速下降。
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图 5 不同燃料keff随燃耗时间的变化 Figure 5 Time evolution of keff for different fuel materials |
图 5中的实心标曲线显示了两种熔盐堆芯在引入了燃料在线后处理后反应性随燃耗时间的变化。可以看出，随着裂变产物的不断移除，两种熔盐燃料的反应性损失大大降低。对于FLiBe燃料，其keff在第5 a已经超过了Oxide燃料，并且经过20 a的运行，keff仍然能够在0.93左右。特别是FLi熔盐燃料，在燃耗运行的第4 a，keff已经接近1，这主要是由于裂变产物的移除保证了CR始终大于1，导致233U的存量不断增多，直至堆芯临界。此时如果想要继续维持堆芯的次临界状态，则需要从反应堆中分离提取出部分233U。这说明，仅依靠燃料在线后处理，熔盐燃料尤其是FLi熔盐燃料的钍铀增殖性能就已经超过了Oxide燃料。
2.4 熔盐燃料在线添料对燃耗性能的影响ADS的长久稳定运行需要一个相对稳定的keff，较大的keff波动不仅会增加对加速器功率的要求，还会影响反应堆的热功率输出。在固体燃料的次临界反应堆中，维持keff的长期稳定往往需要停堆换料以及相应的控制方案。对于熔盐堆来说，除了能够通过燃料的在线后处理降低堆芯中的裂变产物积累量，还可以在进行电化学分离后处理的同时把部分233Pa提取出来，在堆芯外衰变成233U。并且通过调节返回堆芯的233U和232Th的质量比例，能够在保持堆芯锕系核素质量稳定的同时，把keff维持在一个当前系统所需要的水平。如图 6(a)所示，对于FLiBe和FLi燃料的堆芯，在不停堆换料以及其它控制系统的帮助下，通过在线添料即可将keff控制在0.98附近。
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图 6 引入在线添料和燃料处理的条件下，不同燃料keff (a)和CR (b)随燃耗时间的变化 Figure 6 Time evolution of keff (a) and CR (b) for different fuel materials with on-line refueling and processing |
为进一步分析在线添料对次临界熔盐堆钍铀增殖性能的影响，图 6(b)给出了CR随堆芯燃耗的变化趋势。可以看到，受益于熔盐燃料的在线添料与在线处理，两种熔盐燃料的CR在20 a的运行周期内基本保持稳定。对于FLiBe熔盐燃料，CR略大于1，在全周期内能够维持自持，但增殖性能较弱。对于FLi燃料，CR一直维持在1.06附近，在整个运行周期内都能实现稳定的燃料增殖。相比之下，对于Oxide燃料，由于裂变产物在燃料内的不断积累，CR逐渐下降，并且分别在第1 a和第3 a，Oxide燃料的CR逐渐小于FLi燃料和FLibe燃料。在燃耗运行的第3.5 a，Oxide燃料的CR开始小于1，这意味着在不进行停堆换料的前提下，Oxide燃料堆芯已经不能进行燃料增殖。
通过与各国对IAEA的ADS基准题计算结果[16]的比较也可以发现：在基准题的燃料配置（Oxide燃料）的条件下，对于初始keff=0.98的反应堆，较长时间的燃耗运行同样会导致燃料区内233U存量的下降，以及堆芯反应性的降低。经过2250 d的燃耗运行，基本上所有计算结果中的keff都下降到了0.93~0.96之间，并且此时次临界系统对散裂中子源的要求相比燃耗初始状态增长了2.03~3.50倍。这说明在加速器驱动的次临界堆中，固体的Oxide燃料组件很难实现长期稳定的钍铀燃料增殖。相比之下，熔盐燃料的在线添料与在线后处理，实现了堆芯中Th/U装载量的平衡以及裂变产物的连续提取，既能够维持keff的稳定，又能够在整个燃耗周期内保持较高的CR，实现钍铀增殖。
3 结语通过对熔盐燃料与氧化物燃料次临界堆中的中子能谱、入射质子效率以及钍铀增殖性能的对比分析，得到了以下结论：
1) 熔盐燃料会对外源中子产生一定程度的慢化，但是堆芯裂变中子的裂变性能受熔盐燃料的慢化效应的影响更大，这导致了外源中子价值与入射质子效率的提高。
2) 在燃耗初始态，FLiBe和FLi熔盐燃料的CR分别为1.023和1.062，略低于Oxide燃料的1.068，但都能满足进行钍铀燃料增殖的基本条件。
3) 熔盐燃料在线处理能大大降低熔盐堆在燃耗过程中的反应性损失。CR相对较低的FLiBe燃料在燃耗运行的第三年，其keff超过了Oxide燃料。
4) 在熔盐燃料在线添料与在线处理的共同调节下，既能够维持keff的稳定，又能够在整个燃耗周期内保持较高的CR，使得加速器驱动的次临界熔盐堆（FLi燃料）能够作为一个长期的稳定的钍铀增殖装置。
| [1] |
Gokhale P A, Deokattey S, Kumar V. Accelerator driven systems (ADS) for energy production and waste transmutation:international trends in R&D[J]. Progress in Nuclear Energy, 2006, 48(2): 91-102. DOI:10.1016/j.pnucene.2005.09.006 |
| [2] |
Nifenecker H, David S, Loiseaux J M, et al. Basics of accelerator driven subcritical reactors[J]. Nuclear Instruments and Methods in Physics Research Section A:Accelerators, Spectrometers, Detectors and Associated Equipment, 2001, 463(3): 428-467. |
| [3] |
Rosenthal M W, Kasten P R, Briggs R B. Molten-salt reactors-history, status, and potential[J]. Nuclear Applications and Technology, 1970, 8(2): 107-117. DOI:10.13182/NT70-A28619 |
| [4] |
Robertson R C. Conceptual design study of a single-fluid molten-salt breeder reactor[R]. Oak Ridge National Laboratory (ORNL), Oak Ridge, TN, US, 1971.
|
| [5] |
Mathieu L, Heuer D, Billebaud A, et al. Proposal for a simplified thorium molten salt reactor[C]. Proceedings of GLOBAL, 2005: 9-13.
|
| [6] |
Merle-Lucotte E, Heuer D, Le Brun C, et al. Fast thorium molten salt reactors started with plutonium[C]. ICAPP'06: International Congress on Advances in Nuclear Power Plants, American Nuclear Society, 2006: 6132.
|
| [7] |
Bowman C D. Once-through thermal-spectrum accelerator-driven light water reactor waste destruction without reprocessing[J]. Nuclear Technology, 2000, 132(1): 66-93. DOI:10.13182/NT00-1 |
| [8] |
Furukawa K, Greaves E D, Erbay L B, et al. New sustainable secure nuclear industry based on thorium molten-salt nuclear energy synergetics (THORiMS-NES)[M]. Nuclear Power-Deployment, Operation and Sustainability, InTech, 2011.
|
| [9] |
Furukawa K, Kato Y, Chigrinov S E. Plutonium (TRU) transmutation and 233U production by single-fluid type accelerator molten-salt breeder (AMSB)[C]. AIP Conference Proceedings, AIP, 1995, 346(1): 745-751.
|
| [10] |
Degtyarev A M, Kalugin A K, Ponomarev L I. Cascade subcritical molten salt reactor (CSMSR):main features and restrictions[J]. Progress in Nuclear Energy, 2005, 47(1-4): 99-105. DOI:10.1016/j.pnucene.2005.05.008 |
| [11] |
Alekseev P N, Zakirov R Y, Ignatiev V V, et al. Concept of the cascade subcritical molten salt reactor (CSMSR) for harmonization of the nuclear fuel cycle[J]. Genshikaku Kenkyu, 1999, 43(5): 5-15. |
| [12] |
Sides Jr W H. Control studies of a 1000-MW(e) MSBR[R]. Oak Ridge National Laboratory, 1970.
|
| [13] |
Carter W L, Nicholson E L. Design and cost study of a fluorination-reductive extraction-metal transfer processing plant for the MSBR[R]. Oak Ridge National Laboratory, Oak Ridge, TN, US, 1972.
|
| [14] |
Fiorina C, Aufiero M, Cammi A, et al. Investigation of the MSFR core physics and fuel cycle characteristics[J]. Progress in Nuclear Energy, 2013, 68: 153-168. DOI:10.1016/j.pnucene.2013.06.006 |
| [15] |
Rouch H, Geoffroy O, Rubiolo P, et al. Preliminary thermal-hydraulic core design of the molten salt fast reactor (MSFR)[J]. Annals of Nuclear Energy, 2014, 64: 449-456. DOI:10.1016/j.anucene.2013.09.012 |
| [16] |
Slessarev I, Tchistiakov A. IAEA ADS-benchmark results and analysis[C]. Feasibility and Motivation for Hybrid concepts for Nuclear Energy Generation and Transmutation: Proceedings of the International Atomic Energy Agency Technical Committee Meeting, Madrid, 1997.
|
| [17] |
Hendricks J S, McKinney G W, Fensin M L, et al. MCNPX 2. 6. 0 extensions[R]. Los Alamos National Laboratory (LANL), Los Alamos, NM, US, 2008.
|
| [18] |
Zhao Z, Chen Z, Chen H. Preliminary optimization of proton energy and target for lead-bismuth eutectic target of a demonstration ADS[J]. Progress in Nuclear Energy, 2014, 71: 117-121. DOI:10.1016/j.pnucene.2013.11.014 |
| [19] |
李军, 罗文, 肖拥军, 等. 加速器驱动次临界系统散裂靶参数优化计算[J]. 原子核物理评论, 2014, 31(4): 550-554. LI Jun, LUO Wen, XIAO Yongjun, et al. Parameter optimization and calculation of spallation target in accelerator driven sub-critical system[J]. Nuclear Physics Review, 2014, 31(4): 550-554. DOI:10.11804/NuclPhysRev.31.04.550 |