伍建輝 余呈剛 鄒春燕 馬玉雯 賈國斌 蔡翔舟,3 陳金根,3

1（中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 上海201800）

2（中國科學(xué)院先進核能創(chuàng)新研究院 上海201800）

3（中國科學(xué)院大學(xué) 北京100049）

熔鹽堆采用液態(tài)形式燃料，可進行在線加料及燃料后處理等操作，實現(xiàn)裂變產(chǎn)物在線去除、所增殖的易裂變核素在線提取以及錒系核素的及時分離與回堆焚燒［1-2］，進而達到核燃料的有效利用與增殖以及錒系核素的有效嬗變。截止目前，熔鹽堆經(jīng)歷約70年的發(fā)展，涌現(xiàn)了一系列堆芯設(shè)計［3-9］。這些設(shè)計都采用石墨作為慢化劑，其高熔點可確保堆芯高溫穩(wěn)定運行。但2005年Nuttin對大型增殖堆MSBR（Molten Salt Breeding Reactor）進行重新評估后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)堆芯內(nèi)石墨慢化劑溫度升高后，由于其中子能譜向233U裂變有利的一方移動，導(dǎo)致大型增殖熔鹽堆溫度反應(yīng)性系數(shù)可能為正［10］。此外，由于堆芯石墨經(jīng)受高中子通量輻照，會造成石墨結(jié)構(gòu)損傷，需要對其進行定期更換［10］。

直接去除堆芯石墨是解決上述問題的有效途徑之一，這也是歐盟提出熔鹽快堆（Molten Salt Fast Reactor，MSFR）的主要原因［11-12］。由于無石墨慢化，熔鹽快堆可實現(xiàn)深的負溫度反饋。但同時也造成堆芯中子能譜硬化，致使初始易裂變核素裝載量顯著增加。對于缺乏天然易裂變核素233U的熔鹽堆釷鈾循環(huán)而言，將嚴重影響其早期部署。因此，采用其他慢化劑替換石墨成為解決堆芯石墨問題的另一種潛在方案。重水的中子慢化-吸收截面比高達2 100，遠高于其他慢化劑，是石墨的12倍，可充分慢化堆芯中子能譜，獲得高中子經(jīng)濟性［13-14］。此外，重水作為一種液態(tài)流體，可在線純化回收，無需停堆更換?；谏鲜隹紤]，2018年我們提出了新型重水慢化熔鹽堆（Heavy Water moderated Molten Salt Reactor，HWMSR）系統(tǒng)（已獲國家專利授權(quán)）［15-16］。由于重水的高中子經(jīng)濟性，其釷鈾增殖性能遠高于石墨慢化熔鹽堆，倍增時間從31年降至12年［17-18］。

HWMSR堆芯采用相同尺寸熔鹽通道布局，對于這種布置方式，由于堆芯外圍中子泄漏，導(dǎo)致徑向功率分布不均勻，堆芯中心高功率可能加快對管道的輻照損傷。與此同時，堆芯外圍低功率分布導(dǎo)致相應(yīng)燃料熔鹽通道出口溫度顯著低于堆芯中心區(qū)域燃料熔鹽通道出口溫度，溫差高達100℃以上。這種大溫差的出口燃料熔鹽在堆芯上部混合時，可能會出現(xiàn)溫度波動，造成堆芯上部管道構(gòu)件的熱疲勞，影響反應(yīng)堆的運行安全。如何在保證中子學(xué)性能變化不大的情況下，盡可能降低徑向功率峰，進而減小出口溫差是本研究的目標(biāo)。

1 數(shù)值模型

1.1 計算模型

重水慢化熔鹽堆系統(tǒng)如圖1所示［19］。第一回路系統(tǒng)旨在安全高效移除堆芯核熱。中間冷卻回路（第二回路）工作介質(zhì)為冷卻熔鹽，其功能除了有效轉(zhuǎn)移第一回路系統(tǒng)產(chǎn)生的熱量給核電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)之外，還可降低第一回路系統(tǒng)中放射性源項氚向外界泄漏的風(fēng)險。核電轉(zhuǎn)化系統(tǒng)采用閉式超臨界CO2/He布雷頓循環(huán)，確保工作介質(zhì)中的熱焓盡可能轉(zhuǎn)化為電能，并最終將剩余的熱焓以可接受的方式排入外環(huán)境中。在線后處理系統(tǒng)將在線去除裂變產(chǎn)物以及回收有用重金屬以改進中子經(jīng)濟性以及資源利用率。

其基準(zhǔn)設(shè)計堆芯橫、縱截面如圖2所示，熔鹽管道半徑為7.5 cm。燃料熔鹽管道壁采用熱導(dǎo)系數(shù)極低的由Y2O3和ZrO2混合組成的隔熱材料YSZ（Yttria Stabilized Zirconia），可有效阻止高溫燃料熔鹽與重水之間的傳熱。同時，為了防止燃料熔鹽以及重水對隔熱材料的腐蝕，在隔熱層內(nèi)外表面加上SiC層（如圖1所示）。表1給出了基準(zhǔn)設(shè)計堆芯的主要參數(shù)，其燃料熔鹽采用類似于MSBR燃料熔鹽核素組分，71.7 mol%LiF-16 mol%BeF2-12.3 mol%（Th+233U）F4，其中7Li富集度為99.995%。

表1 HW-MSR堆芯主要參數(shù)值Table 1 Main parameters of HW-MSR core

圖1 HWMSR系統(tǒng)示意圖Fig.1 An overview diagram of HWMSR system

圖2 重水慢化熔鹽堆堆芯截面圖Fig.2 Cross section of HWMSR core

1.2 計算方法

1.2.1 中子學(xué)-熱工水力耦合計算

為了深入分析HWMSR的熱工水力特性，采用我們前期發(fā)展的并聯(lián)多通道熱工水力與中子學(xué)耦合程序［17］對初始堆芯進行分析。該計算模型中子學(xué)采用確定論DRAGON與CITATION進行計算，熱工模塊基于式（1）~（3）所示的燃料熔鹽質(zhì)量守恒、動量守恒以及能量守恒所開發(fā)，采用一維徑向傳熱模型模擬燃料熔鹽通過通道管道壁向重水傳熱的過程。上述并聯(lián)多通道熱工水力與中子學(xué)耦合程序?qū)⒂糜诤罄m(xù)§2.2“堆芯功率與溫度分布”分析。

式中：下標(biāo)i表示第i節(jié)點下的變量；ρ、μ、h、p、A分別表示燃料熔鹽密度、熔鹽流速、熱焓、壓強以及熔鹽流動面積；f表示摩擦系數(shù)；分別表示熔鹽裂變釋放的能量、沉積在重水中的γ能量（取3%堆芯裂變能，類似于輕水堆）以及熔鹽傳給重水的熱量。其中qh_hwi通過式（4）計算：

式中：Tf與Tm分別表示燃料熔鹽與重水慢化劑溫度分別表示燃料熔鹽及重水與管道壁換熱系數(shù)；kSiC與kins分別表示SiC與隔熱材料導(dǎo)熱系數(shù)；tSiC與tins分別表示SiC及隔熱層材料厚度；Dc與Dm分別表示熔鹽通道及重水通道熱工水力直徑。通過對式（1）~（4）進行離散處理，并在軸向每一通道燃料熔鹽控制體內(nèi)進行求解。計算過程中，基于式（2）求解每一通道內(nèi)的壓降，并對比每一通道內(nèi)的壓降與平均壓降的差別，然后通過調(diào)整每一通道內(nèi)燃料熔鹽的流速，循環(huán)迭代計算直至每一通道內(nèi)的壓降與平均壓降的差小于設(shè)定誤差以模擬所有通道在堆芯上部匯合所導(dǎo)致的各通道并聯(lián)效應(yīng)。

耦合計算具體流程如圖3所示，首先采用確定論程序DRAGON進行柵元輸運計算準(zhǔn)備宏觀截面，并提供給中子學(xué)擴散程序CITATION進行堆芯擴散計算。然后基于堆芯擴散計算所給出的三維堆芯功率分布，采用并聯(lián)多通道熱工水力模型計算出各通道的溫度分布，并反饋給堆芯擴散計算。如此反復(fù)直至堆芯的壓降、溫度以及功率分布達到收斂。

圖3 中子學(xué)與熱工水力耦合計算流程Fig.3 Flow chart of neutronic-hydraulic coupled calculation

1.2.2 堆芯臨界搜索

對于釷鈾燃料循環(huán)，由于缺乏天然易裂變核素233U，降低堆芯初始易裂變核素233U裝載量是釷鈾循環(huán)追求的主要目標(biāo)之一。圍繞該目標(biāo)，基于橡樹嶺實驗室所開發(fā)的SCALE 6.1（Standardized Computer Analyses for Licensing Evaluation，version 6.1）軟件，發(fā)展了重水慢化熔鹽堆臨界搜索程序CSCC（Critical Search Calculation Code），并將用于后續(xù)§2.3“堆芯初始中子學(xué)性能”分析。SCALE 6.1主要用于臨界安全與反應(yīng)堆物理分析，是一個功能強大的計算軟件，由多個計算功能模塊組成。其中的CSAS6（Criticality Safety Analysis Sequence）模塊耦合了截面處理模塊及三維蒙特卡羅輸運計算模塊，可用于臨界計算，并可精確給出每一核素的反應(yīng)率。CSCC程序計算流程如圖4所示，基于堆芯幾何參數(shù)、燃料熔鹽成分及核素摩爾比等數(shù)據(jù)，進行臨界計算，得到堆芯有效中子增殖因數(shù)keff。根據(jù)所得到的keff值，采用牛頓分割法修改重金屬核素濃度，再次進行臨界計算。如此反復(fù)，直至（keff-1）<0.000 5。最后輸出重金屬核素（如232Th、233U等）反應(yīng)率及燃料熔鹽各核素摩爾比，基于此，最終計算出堆芯初始重金屬裝載量及堆芯增殖比（Breeding Ratio，BR）。在臨界計算過程中，選用ENDF/B-VII庫的238群作為中子學(xué)計算核數(shù)據(jù)庫。

圖4 堆芯臨界搜索計算流程Fig.4 Flow chart of core critical search calculation

2 結(jié)果與討論

2.1 堆芯優(yōu)化方案

基于基準(zhǔn)設(shè)計堆芯（熔鹽通道半徑為7.5 cm）功率分布，以平均功率為界，將堆芯劃分為內(nèi)-外兩個燃料區(qū)（內(nèi)、外區(qū)熔鹽通道采用相同燃料熔鹽）。同時，為了維持堆芯平均出口溫度不變，優(yōu)化過程中，維持堆芯熔鹽體積、堆芯功率、堆芯高度以及燃料熔鹽通道數(shù)不變。改變堆芯內(nèi)區(qū)與外區(qū)熔鹽通道半徑。所選取的不同堆芯尺寸幾何參數(shù)如表2所示，外區(qū)熔鹽通道半徑從6.00 cm增大至9.50 cm。由于維持堆芯燃料熔鹽體積不變，相應(yīng)地內(nèi)區(qū)燃料熔鹽通道半徑從9.06 cm減小至3.58 cm，其目的在于覆蓋潛在的熱中子能譜區(qū)。為了更清晰闡述堆芯通道布置，圖5給出了堆芯-1及堆芯-8熔鹽通道布置。其中堆芯外區(qū)熔鹽通道總個數(shù)為124，內(nèi)區(qū)熔鹽通道總個數(shù)為97。

表2 具有不同內(nèi)、外區(qū)燃料熔鹽通道半徑的兩區(qū)堆芯Table 2 Two-zone cores with different molten salt channel radiuses in inner and outer zones

圖5 堆芯燃料熔鹽通道布置 (a)堆芯-1，(b)堆芯-8Fig.5 Layout of fuel channels in the core(a)Core-1,(b)Core-8

2.2 堆芯功率與溫度分布

圖6 給出了堆芯-1、堆芯-4及堆芯-8的熔鹽通道功率與熔鹽功率密度分布。由于其他堆芯功率分布介于這三種堆芯之間，因此未給出具體分布圖。對于堆芯-1，如圖6（a）所示，由于堆芯外區(qū)燃料熔鹽通道半徑小于內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑以及堆芯外區(qū)中子泄漏等原因，堆芯熔鹽通道功率分布由堆芯內(nèi)區(qū)沿堆芯外圍逐漸降低，最大功率位于堆芯中心通道，為27.3 MW。其堆芯燃料熔鹽功率密度呈現(xiàn)相同的分布趨勢，其峰值位于中心熔鹽通道，熔鹽功率密度達到206.8 MW·m-3。隨著堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑的增大，相應(yīng)地內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小，堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道功率逐漸降低，外區(qū)熔鹽通道功率逐漸增加。圖6（b）給出了堆芯內(nèi)區(qū)與外區(qū)熔鹽通道半徑相等時的堆芯功率分布，其中心熔鹽通道功率降至23.7 MW，但最高燃料熔鹽功率密度增至262.4 MW·m-3。這主要是由于內(nèi)區(qū)熔鹽通道直徑減小所造成的相應(yīng)通道燃料體積份額減小以及相應(yīng)通道功率減小所致。對于某一通道的功率密度而言，提高其功率或減小其燃料熔鹽體積均將升高功率密度，反之亦然。因此，內(nèi)區(qū)通道功率降低與其燃料體積份額降低將對相應(yīng)通道功率密度變化帶來相互競爭效應(yīng)。但燃料體積份額降低對功率密度的影響更明顯，主要是因為熔鹽體積份額減小，相應(yīng)慢化劑體積份額升高，會增加中子慢化能力，進而增加單位熔鹽體積內(nèi)熱中子數(shù)，引發(fā)更多裂變反應(yīng)。隨著內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑進一步減小，外區(qū)熔鹽通道進一步增大，最大功率熔鹽通道逐漸向外轉(zhuǎn)移，但燃料熔鹽功率密度峰值仍位于堆芯中心熔鹽通道，且升至609.4 MW·m-3，如圖6（c）堆芯-8所示。

圖6 不同堆芯功率與功率密度分布 (a)堆芯-1，(b)堆芯-4，(c)堆芯-8Fig.6 Power and power density distribution of core (a)Core-1,(b)Core-4,(c)Core-8

圖7給出了燃料熔鹽功率密度峰值隨堆芯內(nèi)、外區(qū)熔鹽通道半徑變化。總體而言，燃料熔鹽功率密度峰值（位于堆芯中心通道）隨內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小而顯著增加，其主要原因如上所述。對于堆芯-2（內(nèi)、外區(qū)熔鹽通道半徑分別為8.61 cm及6.50 cm），其熔鹽功率密度峰值略低于堆芯-1，主要是由于內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小造成的相應(yīng)通道功率份額減小效應(yīng)占主要貢獻。

圖7 熔鹽功率密度峰隨燃料通道半徑變化Fig.7 Variation of molten salt power density peak with fuel channel radius

相應(yīng)地，堆芯熔鹽通道出口溫度如圖8所示。最高堆芯熔鹽出口溫度位于堆芯中心熔鹽通道，且隨著堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑的減小而逐漸增大，其堆芯-8的最高出口溫度達到851°C。這主要是由于燃料熔鹽功率密度及摩擦壓損隨內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小而增大所導(dǎo)致。其中：壓損計算為ΔPf=fW22DρA2，f為摩擦系數(shù)；W為質(zhì)量流量；D為熱工水力直徑；ρ為熔鹽密度；A為通道面積。摩擦壓損增大將導(dǎo)致燃料熔鹽質(zhì)量流量降低，疊加燃料熔鹽功率密度升高效應(yīng)，最終導(dǎo)致最高出口溫度隨內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑降低而顯著增加。

圖8 不同熔鹽通道半徑下堆芯的出口溫度分布 (a)堆芯-1，(b)堆芯-4，(c)堆芯-8，(d)最高出口溫度隨通道半徑變化Fig.8 Outlet temperature distribution of cores under different molten salt channel radius(a)Core-1,(b)Core-4,(c)Core-8,(d)Change of maximum outlet temperature with channel radius

2.3 堆芯初始中子學(xué)性能

堆芯內(nèi)、外區(qū)熔鹽通道半徑的改變將直接改變對應(yīng)區(qū)域的中子能譜。如圖9所示，隨著內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑逐漸減小，熔鹽體積份額降低，慢化能力增強，其中子能譜逐漸軟化。相應(yīng)地，堆芯外區(qū)中子能譜隨外區(qū)熔鹽通道半徑減小，能譜逐漸軟化。

圖9 不同堆芯歸一化中子能譜 (a)堆芯內(nèi)區(qū)，(b)堆芯外區(qū)Fig.9 Normalized neutron spectra of different cores (a)The core inner zone,(b)The core outer zone

圖10給出了整個堆芯中子能譜及中子泄漏隨熔鹽通道尺寸的變化趨勢。其中EALF（Energy of Average Lethargy of Fission）表示平均勒長裂變能量，由中子通量與裂變截面加權(quán)得到，反映發(fā)生裂變反應(yīng)的平均能量，可用來度量堆芯能譜的軟硬程度。其值越小，說明堆芯能譜越軟，反之亦然。從圖10中可看出，堆芯能譜隨外區(qū)熔鹽通道半徑增大，也即內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑降低，呈現(xiàn)出先軟化后硬化的趨勢。這主要是堆芯內(nèi)、外區(qū)能譜變化相互競爭的結(jié)果。堆芯能譜軟硬程度的變化趨勢導(dǎo)致堆芯中子泄漏率也呈現(xiàn)出先降低后升高的趨勢。堆芯能譜與中子泄漏率隨燃料熔鹽通道尺寸的變化，最終導(dǎo)致堆芯初始易裂變核素233U初始裝載量先減小后增大，其最小初始易裂變核素233U裝載量堆芯為堆芯-5（圖11）。

圖10 不同熔鹽通道尺寸堆芯平均裂變能量與中子泄漏率Fig.10 EALF and neutron leakage of cores with different molten salt channel sizes

圖11 初始233U隨燃料通道尺寸變化Fig.11 Initial 233U loading changes with fuel channel's size

圖12給出了堆芯內(nèi)、外區(qū)及堆芯初始BR隨熔鹽通道尺寸的變化趨勢。對于釷鈾循環(huán)，由于初始堆芯僅裝載232Th與233U兩種重金屬，其初始BR定義為232Th俘獲率與233U吸收率的比值。一般而言，能譜硬化會造成232Th俘獲吸收截面與233U吸收截面同時降低，但232Th俘獲截面隨中子能量的下降速率要低于233U吸收截面，從而將提高釷鈾增殖BR。如圖12所示，隨著堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑的減小，其中子能譜逐漸軟化，導(dǎo)致內(nèi)區(qū)BR逐步降低。同時，由于堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑逐步增大，外區(qū)能譜硬化，外區(qū)BR逐漸增大。但與此同時，堆芯外區(qū)能譜硬化也會造成中子泄漏增加。由于快中子更容易泄漏出堆芯，導(dǎo)致快中子比例下降。232Th的共振俘獲截面能量約為22 eV，明顯高于233U的共振吸收截面能量（約2 eV），對快中子泄漏敏感性更高，從而降低增殖性能。上述兩種由于堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑增大而導(dǎo)致外區(qū)BR增大及降低的效應(yīng)相互競爭，導(dǎo)致當(dāng)堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑從8.5 cm繼續(xù)增大時，外區(qū)BR降低。堆芯內(nèi)區(qū)及外區(qū)BR隨熔鹽通道半徑的變化最終形成堆芯總BR隨熔鹽通道尺寸的變化?？傮w而言，增大堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑對堆芯BR的改進極其有限（堆芯-1至堆芯-6，堆芯BR具有微小升高），且當(dāng)外區(qū)熔鹽通道繼續(xù)增大時，由于堆芯內(nèi)、外區(qū)BR均降低，導(dǎo)致堆芯BR顯著降低。

圖12 BR隨燃料通道尺寸變化Fig.12 Variation of BR with fuel channel radius

2.4 堆芯選擇

綜上所述，當(dāng)堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑逐漸減小，也即堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑逐漸增大的情況下，堆芯最高熔鹽功率密度及最高出口溫度逐步增加。當(dāng)內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小至6.81 cm，也即堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑增加至8.0 cm，時，堆芯最高出口溫度將超過700°C，超出堆芯設(shè)計限值。與此同時，堆芯233U初始裝載量隨堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減小，也即堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑增大，呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，在其內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑為6.81 cm，外區(qū)熔鹽通道半徑為8.0 cm的情況下，其初始易裂變核素233U裝載量需求最少，為757 kg。當(dāng)堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑從9.06 cm降至6.81 cm，也即堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑從6.0 cm增大至8.5 cm時，其堆芯初始BR具有微小增大，但當(dāng)熔鹽通道半徑繼續(xù)增大時，堆芯初始BR由于中子泄漏明顯增加而降低。綜合堆芯最大熔鹽功率密度、最高出口溫度、初始233U裝載量以及初始BR值，潛在的可采用的堆芯如表3所示。如希望盡可能降低堆芯最高出口溫度，可選擇堆芯-2，其最高熔鹽功率密度較基準(zhǔn)堆芯（堆芯-4）降低23%，最高出口溫度降低25℃，但233U初始裝載量將增加7 kg。如希望提高釷鈾增殖性能，可選擇堆芯-5，可降低233U初始裝載量3 kg，但最高出口溫度將增大21℃，熔鹽功率密度將增大14.6%。

表3 中子學(xué)及熱工性能較優(yōu)的堆芯Table 3 Optimum cores with relatively high neutronic and thermal-hydraulic performance

3 結(jié)語

本文針對我們前期提出的新型重水慢化熔鹽堆堆芯設(shè)計進行了優(yōu)化。基于所發(fā)展的中子學(xué)-熱工耦合分析工具以及堆芯臨界搜索程序，分析了具有不同熔鹽通道尺寸堆芯的功率分布、出口溫度分布、初始233U裝載量及初始BR。隨著堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑的減?。▽?yīng)堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑增加），堆芯燃料熔鹽功率密度峰值增加。與此同時，堆芯內(nèi)區(qū)通道半徑的減小，導(dǎo)致摩損壓降增加，降低了堆芯內(nèi)區(qū)的質(zhì)量流量，進一步增大了堆芯最大出口溫度。當(dāng)堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑降低至6.81 cm以下時，其最高出口溫度超過700℃，超出了設(shè)計限值。

堆芯初始233U裝載量隨堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑減?。▽?yīng)堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑增加）呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢，其主要是由于堆芯平均裂變中子能量（反映堆芯軟硬程度）及堆芯中子泄漏率呈現(xiàn)先降低后增加變化趨勢所導(dǎo)致。其初始釷鈾增殖比BR隨堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑在5.98~9.06 cm內(nèi)減小時具有微小增加。這主要為堆芯內(nèi)、外區(qū)BR隨熔鹽通道尺寸變化相互競爭所導(dǎo)致。當(dāng)堆芯內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑小于5.98 cm時，堆芯BR轉(zhuǎn)而降低，其主要為中子泄漏顯著增加所導(dǎo)致。

綜合堆芯最高熔鹽密度、最高出口溫度、初始233U裝載量以及初始釷鈾增殖比BR性能，如希望盡可能降低堆芯最高出口溫度以及熔鹽功率密度，可適當(dāng)降低堆芯外區(qū)通道半徑及適當(dāng)增加內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑。當(dāng)堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑為6.50 cm及內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑為8.61 cm時，熔鹽功率密度可降低23%，最高出口溫度可降低約25°C，但233U初始裝載量將增大7 kg。當(dāng)希望提高增殖性能及降低初始233U裝載量時，應(yīng)適當(dāng)增大堆芯外區(qū)熔鹽通道半徑，同時減小內(nèi)區(qū)熔鹽通道半徑。當(dāng)堆芯內(nèi)、外區(qū)熔鹽通道半徑分別為6.81 cm及8.00 cm時，233U初始裝載量將降低3 kg，BR由1.076增大至1.077，但熔鹽功率密度峰將增大14.6%，最高出口溫度將升高21℃。