铀业版章热评价

安全分析报文件代版3Ensa合同安全分析报文件代版3Ensa合同项客户/URCENUN24P容器设计及制造规编审批设计和设计和项目工33热评 热设计的描 设计特 内容物的衰变 温度汇总 最高压力汇总 材料特性和部件的技术标 材料特 部件的技术标 防辐射部 部件的技术标准规 正常运输条件下热评 受热和受 分析模 试验模 最高温 最低温 最大热应 最高正常工作压 几何容积的计 燃料组件杆内可用充装气体容积的计 气态裂变产物容积的计 气体总容积的计 屏蔽容器中内腔压力的计 假设事故条件时的热评 初始条 着火试验条 i分析模 试验模 最高温度和压 最高热应 MMC管与不锈钢乏燃料吊篮托架之间的径向间 乏燃料吊篮和本体之间的径向间 本体、不锈钢结构、MMC管和乏燃料吊篮导向销之间的轴向间 假想事故条件下的核燃料空 装燃料-排水-干燥操作的热评 排水和干燥过程的描 输入数 装满燃料和充满水的屏蔽容器的热评 屏蔽容器排水和真空干燥的热评 由于非正常事件屏蔽容器内腔充满氦气的热评 附 比热计算方 真空干燥过程期间氮气导热系数的评 水沸腾时间测量等式的计算方 参考文 二氧化铀与钆的热特性，UO2MMC（金属基体复合材料）的热特奥氏体不锈钢Tp304的热特性铝合金6063（散热鳍片）的热特性SA-5081A级（外盖板（2））3，减震器（铝质蜂窝，ALCORE22.0–1/16–0.0063N–5052TRUSSGRID）铝质减震器4mBarAFA3GAFA3GAA燃料组件的喷嘴与通减震器（工况1）曲面的薄膜系数“h2”“h1”、“h2”、“h3”和“h4”火灾期间屏蔽容器的薄膜系数（2阶段弯曲表面（3阶段）的薄膜系数减震器弯曲不锈钢表面（3阶段）的薄膜系数减震器涂漆表面（3阶段）的薄膜系数火灾事故当中，时间t=75104s时,本体和不锈钢结构中的轴向热膨胀AFA2G燃料的屏蔽容器瞬态热分析计算的沸腾值使用求得等式计算的沸腾时间（AFA2G燃料）安装AFA3G或AFA3GAA燃料屏蔽容器瞬态热分析计算的沸腾时间使用求得等式计算的沸腾时间（AFA3G或AFA3GAA燃料）充氦气后干燥可用的时间（AFA充氦气后干燥可用的时间（AFA3GAFAv鳍片（工况1）C单位的温度分布本体（工况1）C单位的温度分布下减震器（工况1）C单位的温度分布上减震器聚氨酯泡沫（工况1）C单位的温度分布上减震器聚氨酯泡沫（工况1）C单位的温度分布上减震器铝吸收材料（工况1）C单位的温度分布（（（（轴向温度曲线（本体（工况1）（（轴向温度曲线（外筒体（工况1）鳍片（工况3）C单位的温度分布本体（工况3）C单位的温度分布外筒体（工况3）C单位的温度分布内盖板（工况3）C单位的温度分布外盖板（工况3）C单位的温度分布下减震器吸收材料（工况3）C单位的温度分布上减震器吸收材料（工况3）C单位的温度分布轴向温度曲线（燃料组件（工况3）（（（（（（轴向温度曲线（外筒体（工况3）（°C（正常运输条件时乏燃料吊篮导向销的温度正常运输条件时MMC管的温度（C）正常运输条件时MMC管的轴向热膨胀吊耳位置节点的位移（工况1）吊耳位置节点的位移（3）事故条件时内筒体节点的温度（°C）火灾事故当中，时间t=75104s时,本体和不锈钢结构中的轴向热膨胀火灾事故当中，时间t=75104s时,本体和不锈钢结构中的轴向热膨胀安装燃料期间（AFA3GAFA3GAA）39.36安装燃料期间（AFA3GAFA3GAA）35.424安装燃料期间（AFA3GAFA3GAA）31.488安装燃料期间（AFA3GAFA3GAA）27.522AFA2G燃料，充满真空压力氮气时稳态热分析的温度分布排水和真空干燥操作期间，安装燃料过程AFA2G燃料组件的最高温度AFA3GAFA3GAFA2G燃料组件的最高温度AFA2G燃料组件的最高温度AFA2G燃料组件的最高温度AFA3G燃料组件的最高温度AFA3G燃料组件的最高温度x3.0热评3.0热评组件（FA。合ADRRID2IMDG2[3-2][3-3][3-4]IAEASSR-6[3-6]10CFR71[3-5]热设计的设计特UO2货盘传到燃料棒，再从燃料棒到包围它们的氦气。构成燃料组件的余MMC管有良好的临界控制性，由于它们铝材使用率高，所以它们也具有非常好的导热MMC管之间亦留有间隙。这（1传到内盖板。内盖板和外盖板之间也是遵循相同的传热机制。热量从上减震器经传导传到内盖板。内盖板和外盖板之间也是遵循相同的传热机制。热量从上减震器经传导ENUN24P3.3节，而事故条件的分析，请见第3.4节的内容。料组件，具体详见本篇《安全分析报告》（SAR）1章的内容。AFA3GFA，详见参考文献[3-参考文献[3-8]里面表7-29显示设计基准燃料组件（FA）的最大热功率值为1337.84W/EC（AFA2G）1638.02W/EC（AFA3GAFA3GAA。这些值已相应地分别AFA2G352G）1.01（AFA3GAFA3GAA）的系数。通过将这两个系数乘以设计基准燃料组件1380.2W/E（AA2G1656.4W/E（AA3GAFA3GAA）的因此，2439.31kW，而在计算中，我们使用称为“总设计热功率”39.75kW24AFA3GAFA3GAA温度汇总23.3另外，还需检查安全壳O形圈的温度是否低于它制造厂家[3-10]规定的允许温度，即对O280°CO360°C。3-MMC--403.3另外，还需检查安全壳O形圈的温度是否低于它制造厂家[3-10]规定的允许温度，即对O280°CO360°C。3-MMC--40—--40—--40—--40—--40—中子屏蔽--40—--40—--40—--40—--40—--40—--40—--40—最高压力下表所示为正常运输条件和事故条件时屏蔽容器内腔室的内部压力和ENUN4屏蔽容器内腔的内部压力MMC316.8316.8°C(1800s)345.1°C(66104s)330.1213.4213.5°C(1800s)246.5°C(35504s)227.6316.2316.2°C(1800s)344.5°C(66104s)329.6120.5505.2最高压力下表所示为正常运输条件和事故条件时屏蔽容器内腔室的内部压力和ENUN4屏蔽容器内腔的内部压力MMC316.8316.8°C(1800s)345.1°C(66104s)330.1213.4213.5°C(1800s)246.5°C(35504s)227.6316.2316.2°C(1800s)344.5°C(66104s)329.6120.5505.2°C(1800s)506.7°C(1817s)142.1中子屏蔽121.4504.6°C(1800s)506.3°C(1817s)142.2119.6528.1°C(1800s)528.1°C(1800s)141.8347.7347.7°C(1800s)373.5°C(69704s)359.8171.4173.1°C(1800s)212.9°C(15704s)185.9160.8191.9°C(1800s)213.9°C(4112s)174.2123.7124.8°C(1800s)168.4°C(21104s)144.5115.5118.9°C(1800s)165.2°C(15704s)137.9O119.2119.3°C(1800s)162.8°C(26504s)141热分析极材料特为测量温度的分布性，ANSYS[3-11]要求引入屏蔽容器材料的导电和辐射特6（5热分析极材料特为测量温度的分布性，ANSYS[3-11]要求引入屏蔽容器材料的导电和辐射特6（55值38-40800400200AFAAFA3.2.2ENUN24P屏蔽容器用于释放燃料组件的衰变热，这种屏蔽容器内腔内部和从屏蔽ENUN24P3.33.4节按事故条件防辐射部中子屏蔽采用固态合成材料NS-4-FR®，它围绕着屏蔽容器。面的物体密封，不会由于O形圈的热损坏而释放到大气。本节和第3.4节所示的热量分6ENUN24P屏蔽容器完全屏蔽燃料组件发出的3.2.1ENUN24P屏蔽容器完全屏蔽燃料组件发出的3.2.1UO2的热特K993.2.2二氧化铀与钆的热特性，UO2+7KK燃料的技术标准[3-8锆合金-4的热KNUREG/CR-7024[3-16]锆合金-4的热KNUREG/CR-7024[3-16]，等式3.2-113NUREG/CR-7024[3-16]，表3.1-115NUREG/CR-6886[3-18]，表B-MATPRO等式（NUREG-CR/61504卷也指IAEA-TECDOC-1496阿尔法阶段（T1083K）适用于阿尔法阶段（T1090K）当结晶取向未知时，阿尔法阶段（T1083K）9氦的热特K氦的热特K氮的热特K氮的热特KVDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章节Dbc2（177页VDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章节Dbc2（177页VDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章节Dbc2（177页空气的热Kg空气的热KgVDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章VDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章Dbc2（Dbc2（VDI-WĂRMEATLAS[3-20]，章节Dbc2（161页通用常数（=9.8表3.2.7MMC（金属基体复合材料）KEnsa要求，最表3.2.7MMC（金属基体复合材料）KEnsa要求，最低Ensa要求，指导根据创刊件3.6.117ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-NUREG/CR-6886[3-18]，表SB-221A6061T6（乏燃料吊篮表SB-221A6061T6（乏燃料吊篮导向销）的热KMMPDS-01[3-22]，图MMPDS-01[3-22]，图MMPDS-01[3-22]，图NUREG/CR-6886[3-18]，奥氏体不锈钢Tp奥氏体不锈钢Tp304的热特KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（J类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（3类NUREG/CR-6886[3-18]，表B-Rohsenow[3-23]，表4（第3-22页低合金碳SA-CI2（封头和内筒体、内盖低合金碳SA-CI2（封头和内筒体、内盖板）的热KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（B类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（1类NUREG/CR-6886[3-18]，表B-3.3.1KASME《规范》II-D[3-21]，表PRDASME《规范》II-D[3-21]，3.2.12中子屏NS-4-FR3.2.12中子屏NS-4-FR的热KEnsa要求，最小Slipke（BISCOProducts）[3-13]BISCOProducts，报告NS-4-030[3-SA-5081级（外盖板（选SA-5081级（外盖板（选1））KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（A类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（1类NUREG/CR-6886[3-18]，表B-3.2.14SA-5081A级（外盖板（3.2.14SA-5081A级（外盖板（2））的热特KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（A类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（1类NUREG/CR-6886[3-18]，表B-表碳SA-级（外盖板（选，外表碳SA-级（外盖板（选，外筒体、减震器板材的KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（A类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（1类NUREG/CR-6886[3-18]，表B-减震器聚氯酯泡沫的热特性（LAST-A-FOAMFR-减震器聚氯酯泡沫的热特性（LAST-A-FOAMFR-K厂家设计导则[3-厂家设计导则[3-减震器（铝质蜂窝，ALCORE22.01/160.0063N5052TRUSSGRID）铝质减震器的热K表TE-2，ASME《规范》II-D[3-碳SA-106级（减震器螺栓管）的碳SA-106级（减震器螺栓管）的热特KASME《规范》II-D[3-21]，表TCD（A类ASME《规范》II-D[3-21]，表ASME《规范》II-D[3-21]，表TE-1（1类3.3必须检查燃料组件燃料棒的温度是否低于它们的允许极限值（400C）[3-1]3.3.13.3.1受热和受分析模分析模见第.2节的内容。ENUN27MMC管边的最大尺寸[3-34]，燃MMC管的最小尺寸，在[3-29]中已求得最高温度，此时最大尺寸是次要的，在[3-34]中保守估计了所有MMC管最小尺寸的热评价。[3-28]、[3-29]，详见下列ToToandTcKeff)Kef_axial,，认作是一种均质材料，使用它们所有ki=i（氦、包壳……）Ai=iC)D)Cef，使用组成它的材料的比热与它们密度的乘积的加权平均数测4bar1.5barMMC（金属基体复合材料）燃料组件放置的曲线材料的辐射率（0.55）[3-13]To图3.3.2用蓝黑色表示含钆的燃料颗粒。从上图可以看出，边界条件To适用于外周边ENUN24P屏蔽容器可以安装不同衰变热值的不同燃料组件（AFA2G、AFA3G参考报告[3-27]从等效导热性方面分析了设计基准燃料组件的一些参数，例如衰[3-7]AFA3GAFA3GAA是最不利的燃ENUN24P]而根据轴向伽马辐射曲线（等同于轴向燃耗曲线）1.1[3-8]（5-8）的最高峰值系数，所以本次热评价使用的衰变热，每个元素有1850W，属于一个保守值。To（°C）时的工况案例燃料组件中间测得的最高温度TCKef_radialTmTm是网络每个二维元素求求得的有效热特性，详见表3.3.3到表3.3.6所示。表中粗体字的数值，使用线性插值方3.3.4300C环境温.2ENUN24P安装设计基准燃料和正常运输条件（NCT）根据[3-34]，本章节所示的热工分析考虑了MMC管的最小尺寸，不考虑[3-12]和为如此，本部分所述的分析使用了最小尺寸的MMC管[3-34]，[3-12]给出了热导率。正常运输条件（NCT）时的极端条件请见表3.1.1的内容。容，详见表3.3.3。]3.3.3反映根据有效长度内有限元的位置的峰值系数。模型每个元素上产生的热.1B节等式、CD节的计算的有效热特性详见表3.3.7的内容。与这些结果类似，表3.3.8到表3.3.10显示为外介质为水或氮气（6mbar和1.5bar）时喷嘴的有效热特性。减震器由含能够缓解跌落冲击的内部材料的钢壳体制成。这些材料的机械性能(泡筒体使用后一种材料，使用8100-L粘合剂（L&L产品）构筑一层1mm的涂层。模型的几何形状和尺寸（3.3.9）ENUN24P设计图纸[3-35]至[3-41]。在•1–•1–•2–（没有隔离考虑。在本节全篇中，这项分析称为工况3。--3.3.5；--乏燃料吊篮与内筒体之间的间隙：2.5mm[3-3.3.6；139.7538是20-40否339.75-40否--鳍片和内筒体之间的间隙：0.25mm3.3.6；3.3--鳍片和内筒体之间的间隙：0.25mm3.3.6；3.3.65m。使用有限元对这种情况建模，增加了模型巨大的复杂性，因此，解决方案是调整这个间隙元素的导热系数，来代替它们的几何形状，以使下部元素的导热系数高于上部d=模型的几何形状和尺寸（见图3.3.8）取自ENUN24P屏蔽容器的许可图纸[3-32][3-38]•••Kreith[3-24]和/PedroFernandez[3-39]A)=A)=重力加速度=9810mm/s2；（kg/mm3；普朗特数=cp-/k；比热（J/kg-°Ck=g=cpTp=壁温（°C；Ta38Gr=L==斯蒂芬-5.67-10-14=A=表面积（mm2；F1；Tp=壁温（°C）；Ta=38C3.3.2表面12个小时的表面12个小时的日照值（Qins：作条件下24小时的值，可以用下列等式求出日照量的等效薄膜系数：=26ht=hc+hr-hi,根据屏蔽容器的壁温用上述系数求出，这表示作为荷载引入到ANSYS.18显示屏蔽容器不同部分（3.3.9）外壁不同温度值时的传热系数值。试验模ENUN24P分析模型生成的方法，之前已用于其它的《安全分析最高温•••39.75kW；环境温度=38°C和-40°C；.1.1最高温度（.1.1最高温度（根据[3-2]()、[3-5](655)和[3-5](71.43(g))，运输期间，货包可接触表面上允许的最高温度，不考虑太阳辐射效应，应为85°C。1通过热分析计算的值，尽管没有考虑日照量。因此，相关表面是包括托架保护的那些[3-38]同高，距离外筒体（2513[3-33]）0.5-（3300-2513）393.5mm，足外筒体区域托架排出的热量，qr=19159W，将用于评价它上面热辐射的效应。使qr通过与屏蔽容器热辐射网络收到的热量=16376=1650mm（[3-[3-38]）和长4041.5mm（减震器之间分开[3-40斯蒂芬-(5.67)-(10-14)W/mm2-K4r=1（黑色本体Tr=保护屏障的温度；Tahr周围环境温度=380.5TrTa)评价的托架的薄膜系数°.1.2最大热负荷时的最低温度（最低温•••40C；外部温度，-40°C。最大热应便分析它们的自由膨胀，使用了第节求得的温度分布。件ANSYS[3-11]进行分析，图片3.3.63已给出。MMC管和钢板的恒温情况。本荷载状态允许在模型中应用双重对称。3.3.12MMC管的热膨胀系数高于不锈钢板的热膨胀系数，所以保守提供超过MMC管最高点的温度的统一标准温度。（123.5MPa@350°CENUN24P屏蔽容器水平面（XY平面）的两个部件的横截面，分析了若干部位，以计算出径向方向最大热胀差的值，z=1921mm（从本体内腔底板测量的座标z。要对筒体一半建模，如图3.3.67所示。模型包括不锈钢板,MMC管和铝质乏燃料吊篮导向销的几何形状。.2.1.2.13.3.65所示。这些约束使得在与两个部件表面垂直3.3.71，乏燃料吊篮最不利结果的温度分布，请见图3.3.72。.2.2计算求得的结果是内筒体节点（3.3.73）和乏燃料吊篮节点（3.3.74）的径向移，如图3.3.19所示。现观察到2.5mm的间隙足以吸收正常运输条件时的热胀差。.3本体、不锈钢结构、MMC管和乏燃料吊篮导向销的轴向间隙根据许可图纸，本体封头与屏蔽容器下盖板下部之间的腔室高度为4142.5mm蔽容器内腔而言，轴向间隙为10mm。为25mm。MMC4011.5mm[3-33]。散热鳍片位于这个空间3.3.215mm（四舍五入值，产生热应力。因此，鳍片的最大长度应是4006.5mm。根据[3-31]（节.21（热态3（冷态）13之间3.3.883.3.893.3.22所列。表中还显示了轴向与径向方向吊耳与吊耳之间的最大和最小距离，尽管由2139mm（本体外径[3-33]）而最小距离必须略微增加，所分析表面之间的距离必须达到所示的2486mm。3.3.883.3.893.3.22所列。表中还显示了轴向与径向方向吊耳与吊耳之间的最大和最小距离，尽管由2139mm（本体外径[3-33]）而最小距离必须略微增加，所分析表面之间的距离必须达到所示的2486mm。incLx=2.5（3.3.22；=2486mm[3-DD内筒体处径ADR[3-2]276.4.810CFR71.71(c1)虑100%的初始充装气体从假设破裂的燃料棒中释放，使用中燃料包壳内部产30%的气态裂变产物（NUREG-1617，表4-1[3-31。••Tp3045•乏燃料吊篮燃料管（MMC）此同理，ADR中同样也包括和引用放射性材料运输国际标准IAEASSR-6[3-6]的相同前提要求••••31bar（绝压（••••31bar（绝压（3.1MPa，[3-44]）的最大充装压力计算，并考虑每个燃料棒上下9.051cm3[3-44]，现确定对AFA2G100%（29.930cm3[3-44]100%燃料棒失效气态裂变产物容积的为最大燃耗47GWd/tU的设计基准燃料AFA2G和最大燃耗47GWd/tU的设计基准都已在池中达到5年。这两种设计基准燃料的存量，取自源项计算佐证报告[3-8]。PV=n=PV=n=T=293K；P1atm举例（氚，H-3：4-1[3-31]时的部分容积：30%（NUREG-容积氚（H-氦氪氙碘原子量（g浓度（g/氚（H-33.7510-氦4氪2.09氙3.52碘1.38a)正常存放条件，假定3%b)事故条件，假定100%容积氚（H-氦氪a)正常存放条件，假定3%b)事故条件，假定100%容积氚（H-氦氪氙碘原子量（g浓度（g/氚（H-34.5310-氦4氪2.60氙4.21碘1.62容积NUREG-1617[3-氚（H-氦氪氙碘V总量6.9924-1[3-31]时的部分容积：30%（NUREG-a)正常存放条件，假定3%b)正常条件，假定3%4-1[3-31]时的部分容积：30%（NUREG-a)正常存放条件，假定3%b)正常条件，假定3%AFA2G燃Vtg=Vgv+Vfg+4.82106VgvVfg=3%的燃料棒失0.0527106100%1.755106.1a）b）点容积NUREG-1617[3-氚（H-氦氪氙碘V总量6.365.2AFA3G燃Vtg=Vgv+Vfg.2AFA3G燃Vtg=Vgv+Vfg+Vgv=4.802106Vfg3%的燃料棒失0.0373106100%1.242106VfpVtg=Vgv+Vfg+Vfp=5.03106cm3Vtg=Vgv+Vfg+Vfp=12.41106cm屏蔽容器中内腔压力的P，VT=P’，V’T’=标准条件时（环境）–320C28和390C29。相对[3-7]和表3.4.7所示准确值而言，这两个值偏高，因此属于保守值。因390C.7所示准确值而言，这两个值偏高，因此属于保守值。因PD=0.8N/屏蔽容器的极端-MMC--40—--40—--40—屏蔽容器的极端-MMC--40—--40—--40—--40—--40—中子屏蔽--40—--40—--40—--40—--40—--40—--40—--40—-计算中使用的辐射率计算中使用的辐射率涂漆表面（所有碳钢外表面N.AN.A以氦气作以氦气作为外部环境的设计基准燃料的等效以水作为以水作为外部环境的设计基准燃料的等效热以4氮气作为以4氮气作为外部环境的设计基准燃料的等效以氮气作为以氮气作为外部环境的设计基准燃料的等效以氦气作为外部环境的以氦气作为外部环境的3G和热特燃料组件的喷嘴与通风室的有以水作为外部环境的以水作为外部环境的和特燃料组件的喷嘴与通风室的有4mBar氮4mBar氮气作为外部环AFA3GAFA3GAA燃料组件的喷嘴与通室的有效1.5bar氮气作1.5bar氮气作为外部环AFA3GAFA3GAA燃料组件的喷嘴与室的有效屏蔽容器（屏蔽容器（1）曲面的薄膜系数减震器（工减震器（工1）曲面的薄膜系数减震器（工1）涂漆面的薄膜系数减震器（工1）涂漆面的薄膜系数mm（3300–减震器（工减震器（工1）扁平不锈钢表面的薄膜系数屏蔽容器（屏蔽容器（3）曲面的薄膜系数表减震器（工表减震器（工3）弯曲不锈钢表面的薄膜系数表减震器（工表减震器（工3）涂漆表面的薄膜系数表减震器（工表减震器（工3）扁平不锈钢表面的薄膜系数正常运输条件下在内筒体和乏燃料吊篮之间产生径向间隙的表面节径向位内筒体和乏燃料吊篮之间径向半表正常运输条件时本体和乏燃料吊正常运输条件下在内筒体和乏燃料吊篮之间产生径向间隙的表面节径向位内筒体和乏燃料吊篮之间径向半表正常运输条件时本体和乏燃料吊篮的轴向热表正常运输条件时外筒体和鳍片的轴向热4148.734.07mm10.776.70（两个部件轴向膨胀之间差初始长度最终长度初始长度最终长度MMC2.500.701334.5[3-1.451332[3-2吊耳位置节3.3.22吊耳位置节点的 工况 工况 节 3.3.1243.3.124根钆燃料AFA3G燃料组件的模锆合金UO2Gd锆合金UO2Gd2O3颗 导 气间隙（0.085mm） 氦 UO2颗 燃料组件模型详AFA3GAFAAFA3GAFA3GAA的峰值3.3.3AFA3GAFA3GAA燃料的轴向燃耗曲3.3.4氦气3.3.4氦气作为外部环境环境温度300CAFA3G燃料组件剖面的温度分 详图 燃 详图 燃料乏燃料吊篮通中子屏蔽中子屏蔽水平位置时屏水平位置时屏蔽容器间隙的不对屏蔽容器的三屏蔽容器的三维3.3.9模型使用的等效传热3.3.10屏蔽容器3.3.10屏蔽容器（1）C单位的温度图3.3.11燃料组件（工况1）等效材料C单位的温度分3.3.12MMC3.3.12MMC管（工况1）C单位的温度分图3.3.13乏图3.3.13乏燃料吊篮导向销（工况1）C单位的温度分图3.3.14乏燃料图3.3.14乏燃料吊篮不锈钢结构（工况1）C单位的温度3.3.15鳍片（工1）C单位的温度3.3.16中子通量3.3.16中子通量屏蔽（1）C单位的温度3.3.17本体（工1）C单位的温度3.3.18外筒体（3.3.18外筒体（工况1）C单位的温度分3.3.19内盖板（工况1）C单位的温度分3.3.20外盖板（3.3.20外盖板（工况1）C单位的温度分3.3.21保护屏障的运输可接触表面（工可接触表面（工况1，无日照）C单位的温度分下减震器（工况下减震器（工况单位的温度分上减震器（工况单位的温度分上减震器聚氨酯上减震器聚氨酯泡沫（工况单位的上减震器铝质吸上减震器铝质吸收材料（工况单位的温度分上减震器聚氨酯上减震器聚氨酯泡沫（工况单位的上减震器铝吸收上减震器铝吸收材料（工况单位的温度分模型的座标体模型的座标体系（本体封头起始图3.3.30轴向温度曲线（燃料组件（轴向温度曲线管轴向温度曲线管（工图 轴向温度曲线（乏燃料吊篮导向销（工图轴向温度曲线（乏图轴向温度曲线（乏燃料吊篮不锈钢结构（工3.3.34轴向温度曲线（本体（轴向温度曲线轴向温度曲线（鳍片（工况图3.3.36轴向温度曲线（中子屏蔽（轴向温度曲线（轴向温度曲线（外筒体（工3.3.38屏蔽容器（3）C单位的温度图3.3.39燃料组图3.3.39燃料组件等效材料（工况3）C单位的温度分3.3.40MMC管（工况3）C单位的温度分图3.3.41乏图3.3.41乏燃料吊篮导向销（工况3）C单位的温度分图3.3.42乏燃料图3.3.42乏燃料吊篮不锈钢结构（工况3）C单位的温度3.3.43鳍片（工3）C单位的温度3.3.44中子屏蔽3.3.44中子屏蔽（3）C单位的温度3.3.45本体（工3）C单位的温度3.3.46外筒体（3.3.46外筒体（工况3）C单位的温度分3.3.47内盖板（工况3）C单位的温度分3.3.48外盖板（3.3.48外盖板（工况3）C单位的温度分3.3.49下减震器（3）C单位的温度3.3.50上减3.3.50上减震器（3）C单位的温度图3.3.51下图3.3.51下减震器聚氨酯泡沫（工况3）C单位的温度图3.3.52下图3.3.52下减震器吸收材料（工况3）C单位的温度分图3.3.53上图3.3.53上减震器聚氨酯泡沫（工况3）C单位的温度图3.3.54上图3.3.54上减震器吸收材料（工况3）C单位的温度分轴向温度曲线（燃料轴向温度曲线（燃料组件（工轴向温度曲线（MMC管（工轴向温度曲线（轴向温度曲线（乏燃料吊篮导向销（工况轴向温度曲线（乏燃料吊篮不锈钢结构（工况轴向温度曲线（轴向温度曲线（本体（工轴向温度曲线（鳍片（工图3.3.61轴向温图3.3.61轴向温度曲线（中子屏蔽（图3.3.62轴向温度曲线（外筒体（工况（对称性条件 不锈钢 MMC 耦合位（对称性条件 不锈钢 MMC 耦合位 乏燃料吊篮-管交互有限元模型（钢板之间的狭槽正常运输正常运输条件下应力强度正常运输正常运输条件下乏燃料吊篮不锈钢板的应力强度正常运输正常运输条件下乏燃料吊篮不锈钢板的应力强度3.3.67内筒3.3.67内筒体模3.3.68乏燃3.3.68乏燃料吊篮吊篮导向 乏燃吊篮导向 乏燃料吊篮模型MMC吊篮不锈钢不锈钢板和吊篮导向件之间的约3.3.70乏燃料吊3.3.70乏燃料吊篮节点上的环境对称条有位移约束方程的节正常运输正常运输条件时内筒体节点上的温度 正常运输条件时乏燃料吊篮节点上的温度 正常运输条件时乏燃料吊篮节点上的温度图正常运输正常运输条件时内筒体的径向热正常运输正常运输条件时乏燃料吊篮的径正常运输条件时本正常运输条件时本体的温度（C）（工正常运输条件时乏燃料吊篮导向销的温度图 正常运输条件时乏燃料吊篮不锈钢结构的温度图 正常运输条件时乏燃料吊篮不锈钢结构的温度图3.3.78正常运输条MMC管的温度正常运输条件时正常运输条件时本体的轴向热图正常运输条件时乏燃料吊篮导向销的轴向热正常运输条件正常运输条件时乏燃料吊篮不锈钢结构的轴3.3.82正常运输条MMC管的轴向热图 正常运图 正常运输条件时本体和外筒体模型的温度图3.3.84正常运输条件时鳍片模型的温度正常运输条件正常运输条件时本体和外筒体的轴向热图3.3.86正常运输条件时鳍片的轴向热图3.3.87正常运图3.3.87正常运输条件时本体的温度（C）（工况3.3.88吊耳位置节点的位移（3.3.89吊耳位3.3.89吊耳位置节点的位移（(1)9米高自由跌落到一个扁平、基本坚硬的水平表面，按预计获得(2)1米高自由跌落到垂直刚性安装到目标上的软钢钢杆；和(3)800°C30分钟。初始条着火试验ADR()[3-2]IAEASSR-6[3-6]、NUREG-1617(3.5.6)[3-31]10CFR71(71.73(4))[3-5]定义的着火分析，由三个阶段组成-------1-------1°第2阶段：燃烧30分钟2]（平均火焰辐射率为0.9[3-2]（，而货包外表面辐射率值为0.8[3-（-W/m2°C考虑。--第3阶段：冷却3.2.15。另外，屏蔽容器所有表面吸收率的太阳辐射，按保守值1考虑。[3-31]（节分析模（.1.1.23.1.2节所述，2439.31kW。对于AFA3G燃料组件，我们在热计算中使用39.75kW的保守值。因此，2439.31kW，而在计算中，使用为称为“总设计热功率”39.75kW24AFA3GAFA3GAA燃料组件13阶段，通过自然对流和辐表3.3.11表3.3.11到表3.3.14所示为外表面不同温度值时，屏蔽容器（3.3.9）不同部位第13.4.23.4.623阶段的薄膜系数值。3.3.6所示，在有限元模型中，亦对中子屏蔽区氦气小间隙进行了模拟，它们3.4.130化温度（615°C）[3-51]，这意味着它的排热能力保持未受损。6，A95052虑这种效应，在冷却期间（3阶段，熔化元素的材料为另一种带空气导热系数的等3NS4FR密度与比热的另一种等效材料替换。试验模ENUN24P分析模型使用的方法，已在其它的《安全分析报告》最高温度3.4.7所示为每个分析阶段达到的温度最高值和它发生的时间。可以发现燃料组°O形圈的温度保持低于制造厂家规定的最高值[3-10]（O形圈280°CO形圈为380°C。图3.4.10所示为屏蔽容器在火灾事故时燃料组件达到最高温度部位的温度分布情况。对于高于火灾事故（373.5°C）计算的燃料棒温度的温度值（390°C），事故条件最高热应（3.4.7MMC管的热膨胀系数高于不锈钢的热膨胀系数，因此保守的提供一个超过MMC管最高点温度的统一标准温度。同样地，很可能检查出MMC管任何节点的温度差，不锈钢板的温度差总是低于10C。事实上，在大部分节点中，温度差小于2°C。因此应该考虑3.4.2部分的温度分保守的对不锈钢板采用340°C的统一标准温度。（123.5MPa@350°C乏燃料吊篮和本体之间的径向按火灾事故条件时屏蔽容器上的考虑（第0节。t55304t55304s见表3.4.8民示，现观察到2.5mm的间隙足以吸收事故条件时径向的热胀差。本体、不锈钢结构、MMC管和乏燃料吊篮导向销之间的轴向间隙和MMC管的最大热膨胀。3.4.5假想事故条件下的核燃料空计算中使用的辐射率和吸收计算中使用的辐射率和吸收第1第2第3第1第2第3-1-1表“h1”、“h2”、“h3”和“h4”表“h1”、“h2”、“h3”和“h4”火灾期间屏蔽容器的薄膜系数（2阶段表弯曲表面（第表弯曲表面（第阶段）的薄膜系数表减震器弯曲不锈表减震器弯曲不锈钢表面（3阶段）的薄膜系数表减震器涂漆表面表减震器涂漆表面（3阶段）的薄膜系数表减震器扁平不锈表减震器扁平不锈钢表面（3阶段）的薄膜系数表火灾事故期间屏蔽容器部件的最高MMC316.8316.8°C(1800s)345.1°C(66104s)330.1213.4213.5°C(1800s)246.5°C(35504s)227.6316.2316.2°C(1800s)344.5°C(66104s)329.6表火灾事故期间屏蔽容器部件的最高MMC316.8316.8°C(1800s)345.1°C(66104s)330.1213.4213.5°C(1800s)246.5°C(35504s)227.6316.2316.2°C(1800s)344.5°C(66104s)329.6120.5505.2°C(1800s)506.7°C(1817s)142.1中子屏蔽121.4504.6°C(1800s)506.3°C(1817s)142.2119.6528.1°C(1800s)528.1°C(1800s)141.8347.7347.7°C(1800s)373.5°C(69704s)359.8171.4173.1°C(1800s)212.9°C(15704s)185.9160.8191.9°C(1800s)213.9°C(4112s)174.2123.7124.8°C(1800s)168.4°C(21104s)144.5115.5118.9°C(1800s)165.2°C(15704s)137.9119.2119.3°C(1800s)162.8°C(26504s)141表事故条件时在内筒体和乏燃料吊篮之间产生径向间隙的表面节点的平均径移内筒体和乏燃料吊篮之间径向间3.4.9火灾事故当中t表事故条件时在内筒体和乏燃料吊篮之间产生径向间隙的表面节点的平均径移内筒体和乏燃料吊篮之间径向间3.4.9火灾事故当中t53504s时，3.4.10火灾事故当中t=75104s时，3.4.11火灾事故当中t=78704s时，本体和MMC中的轴向热膨胀初始长度轴向膨胀最终长度初始长度轴向膨胀最终长度初始长度轴向膨胀最终长度2.500.481334.5[3-1.801332[3-3.823.4.1火灾后鳍3.4.1火灾后鳍片中的温度分布图 火灾后铝质减震器减振器材料的温度分布燃料组件中最燃料组件中最高温度3.4.4内筒体内表面中最高温度的内筒体外表面内筒体外表面中最高温度的3.4.6内盖板金O形圈中最高温度的外盖板金O形圈外盖板金O形圈中最高温度图3.4.8内盖板放气和排水口金属O形圈中最高温度的外筒体外表面外筒体外表面温度的图 燃料组件中最高温度时（C）屏蔽容器的断事故条件事故条件时的应力强度事故条件事故条件时不锈钢板的应力强度事故条件事故条件时不锈钢板的应力强度细节事故条件事故条件时内筒体节点的温度事故条件事故条件时乏燃料吊篮节点的温度事故条件事故条件时内筒体的径向热事故条件事故条件时乏燃料吊篮的径向热3.4.18火灾事3.4.18火灾事故当中t53504s本体和乏燃料吊篮导向销中的轴3.4.19火灾事3.4.19火灾事故当中t75104s本体和不锈钢结构中的轴向热3.4.20火灾事3.4.20火灾事故当中t78704s本体MMC管中的轴向热膨3.4.21火灾3.4.21火灾事故当中t53504s本体和乏燃料吊篮导向销中的轴3.4.22火灾事3.4.22火灾事故当中t75104s本体和不锈钢结构中的轴向热3.4.23火灾事3.4.23火灾事故当中t78704s本体MMC管中的轴向热膨3.4.24火灾事故3.4.24火灾事故时的轴向热装燃料-排水-容器内水的温度必须低于它的沸点（100°C。不可超过400°C。[3-1]和[3-30]10次，包壳温度变化低于65°C。MMC------在“滴水”1bar压力的氮气。然后，接入真空泵开始干燥mbarmbar43mbar的压力时关闭。这步操作（称为“破坏真空”）有助于完成真空。最终，一旦内腔干燥后（4mbar30分钟，屏蔽容器内未占用空间充3.5.2输入第.2节所述和ANSYS[3-12]中使用的屏蔽容器有限元模取消了外盖板和氦3.5.1所示为此次分析时使用AFA2GAFA3G（包括3GAA。--mbarbar1.0053.6.2中的[3-47]确认了这个假设。-不同外部环境（水、氮和氦）3.3.7-不同外部环境（水、氮和氦）3.3.7根据[3-8]定义的轴向燃耗曲线（见图3.5.2）修改了每个有限元模型中产生的热量。--AFA2G燃料，32.16kW、28.944kW、25.728kW22.512AFA3G燃料，39.36kW、35.424kW31.488kW27.552kW°温度为35°C时的薄膜系数值。3.5.3装满燃料和充满水的屏蔽容器的热水绝不可达到它的沸腾温度（100°C。--AFA2G燃料的屏蔽每个元素的最高允许衰变热为13404AFA2G燃料的屏蔽每个元素的最高允许衰变热为134047W/ele，整个屏蔽容器产生32.16kW°C根据表3.5.447t=49T池=AFA3GAFA3GAA燃料的屏蔽容°C假如水池中水温低于于根据表3.5.651t=根据表3.5.651t=53T=屏蔽容器排水和真空干燥的热可达到400°C的最高值。46C。.1节。鉴于在真空干燥过程期间，端压力值，1.5bar和4mbar（真空。次，温升低于65°C[3-1]和[3-30]。高于1.5bar4mbar[3-46]，bar1%。为了评价屏蔽容器这种特性时这个参数的影响，使用最高和最低导热系数值，分析了两种稳态工况，并对比了两种工坏认为是热循环，该报告【3-48】已对ENSA-DPT容器评价做出了细节评估，展示了4mbar安装AFA2G燃料的屏蔽（0.1°C46°C的水池水温。可以观察到燃料组件包壳温度（400°C）115.74小安装AFA3GAFA3GAA燃料的屏蔽容（0.1°C46°C的水池水温。可以观察到燃料组件包壳温度（400C）30.65小时由于非正常事件屏蔽容器内腔充满氦气的热负荷（AFA2G负荷（AFA2G32.16kWAFA3GAFA3GAA燃时间12到36个小时。400°C的温安装AFA2G燃料的屏蔽3.5.183.5.21入氦气而略微增加，充氦28小时到36小时，增加大约两小时。这是由于所分析时间较安装AFA3GAFA3GAA燃料的屏蔽容3.5.223.5.25表屏蔽容器涂表屏蔽容器涂漆弯曲表面的薄膜系数表屏蔽容器涂表屏蔽容器涂漆扁平表面的薄膜系数表屏蔽容器未表屏蔽容器未涂漆表面的薄膜系数3.5.4安装AFA2G燃3.5.4安装AFA2G燃料的屏蔽容器瞬态热分析计算的沸使用求得等式计算的沸腾时间燃料使用求得等式计算的沸腾时间（AFA或AFA燃料充氦气后干燥可用的时间（AFA或AFA充氦气后干燥可用的时间（AFA或AFA充氦气时间（小时充氦气时间（小时3.5.1ENUN3.5.1ENUN24P屏蔽容器排水和干燥评价的三维3.5.2AFA2G燃料的轴向燃3.5.3模型3.5.3模型适用的等效薄膜时间（小时安装燃料期间（AFA2G时间（小时安装燃料期间（AFA2G）屏蔽容器内部的水温，总热功率 时间（小时 图 安装燃料期间（AFA2G）屏蔽容器内部的水温，总热功率为28.944T最高（水T最高（水 时间（小时 安装燃料期间2G）屏蔽 时间（小时 安装燃料期间2G）屏蔽容器内部的水温，总热功率时间（小时安装燃料期间2G）屏蔽容器内部的水温，总热功率T最高（水T最高（水时间（小时时间（小时总热功率为39.36kW时间（小时总热功率为35.424kWT最高（水T最高（水 时间（小时 时间（小时 总热功率为31.488kW 时间（小时 总热功率为27.522kWT最高（水T最高（水3.5.12屏蔽3.5.12屏蔽容器安装AFA2G燃料,充满1.5bar压力氮气时稳态热分析的温图 屏图 屏蔽容器安装AFA2G燃料，充满真空压力氮气时稳态热分析的温度分 时间（小时 排 时间（小时 排水和真空干燥操作期间，安装燃料过燃料组件的最温度3.5.15屏蔽3.5.15屏蔽容器安装AFA3G燃料,充满1.5bar压力氮气时稳态热分析的温图 屏图 屏蔽容器安装AFA3G燃料，充满真空压力氮气时稳态热分析的温度分时间（小时排水和真空时间（小时排水和真空干燥操作期间，安装燃料过燃料组件的最时间（小时图3.5.18充氦气后（12小时）干燥过程AFA2G燃料组件的最高温度温度时间（小时充氦气后小时）干燥时间（小时充氦气后小时）干燥过程燃料组件的最高 时间（小时 充氦气后（28小时）干燥过程燃料组件的最高温度温度 时间（小时 充氦气后（36小 时间（小时 充氦气后（36小时）干燥过程燃料组件的最高 时间（小时 充氦气后（12小时）干燥过程燃料组件的最高温度温度时间（小时充氦气后小时）干燥过程时间（小时充氦气后小时）干燥过程燃料组件的最高时间（小时充氦气后小时）干燥过程燃料组件的最高温度温度时间（小时图3.5.25充氦气时间（小时图3.5.25充氦气后（36小时）干燥过程AFA3G燃料组件的最高附比热计算方••••••••；奥氏体不锈钢Tp304；碳钢SA-508Gr1；SA-516Gr70；SA-106GrA；II温度3.6.2真空干燥过程期间氮气导热系数的3.6.2真空干燥过程期间氮气导热系数的根据[3-47]，测定一种气体内的换热过程有两种状态：••气体的温度，K氏温度；气体（氮气）的分子直径，3.610-10m3-3.6.3水沸腾时间测量等式的计算3.5.4的结果，里面反映屏蔽容器内热负荷不同工况以及水池不同温aQ2总计+bQaQ2总计+bQ总计+t系数（a,b,c）MT水池沸腾时间（小时Q总3.7参考文[3-InterimStaffGuidance3.7参考文[3-InterimStaffGuidance-11Rev.3,"CladdingConsiderationsforTransportationandStorageofSpentFuel",SpentFuelOffice,U.S.NuclearRegulatoryCommission,17thofNovember,2003.[3-ADR2015,Europeanagreementontheinternationalcarriageofgoodsbyroad.MinistryofDevelopment,GovernmentofSpain.PublishedinBOEno,91of16thApril,2015.[3-RID2015,Regulationrelatingtotheinternationalcarriageofdangerousbyrail.MinistryofForeignAffairsandCooperation.PublishedinBOEno.46of2316thFebruary,2015..ErrorcorrectionoftheamendmenttoRID2015publishedinBOEno.182of31thJuly2015.[3-InternationalMaritimeDangerousGoodsCode(IMDG)ed.2006,T水池T水池2008and2010inaccordancewiththeindicationsofBOE17706dated2008and2010inaccordancewiththeindicationsofBOE17706datedThursday18thNovember2010andinBOE8877datedSaturday10thAugust2013.[3-10CFR71,PackagingandTransportationofRadioactive,MaterialsPartTitle10oftheCodeofFederal[3-IAEASafetyRequirementsNo.TS-R-1,"RegulationsfortheSafeTransportRadioactiveMaterial",2009Edition,[3-1AG9RDT08Rev.1,Three-DimensionalThermalEvaluationoftheCaskNormalConditionsofTransport,[3-ENSA-003-CALC-001,Rev.0,"SourceTermsEvaluationfortheENUNCask",[3-RegulatoryGuide7.9,"StandardFormatandContentofPart71ApplicationsApprovalofPackagesforRadioactiveMaterial",U.S.NuclearRegulatoryCommission,Rev.2,March2005.[3-10]"HelicoflexSpringEnergizedSeals"Catalogue,[3-11]ANSYSComputerProgramRelease14,ANSYSInc.,SouthPoint,275TechnologyDr.,CanonsbergPA15317.[3-12]1AG9RDT02Rev.1,PhysicalandMechanicalPropertiesoftheCaskMaterials,[3-[3-[3-1AG9RDT02Rev.2,PhysicalandMechanicalPropertiesoftheCaskBISCOPRODUCTSInc.DataIAEA-TECDOC-1496,Thermophysicalpropertiesdatabaseofmaterialsforwaterreactorsandheavywaterreactors.InternationalAtomicEnergyAgency.June[3-16]NUREG/CR-7024,"MaterialPropertyCorrelations:ComparisonsbetweenFRAPCON-3.4,FRAPTRAN1.4,andMATPRO",U.S.NuclearRegulatoryComission,March[3-17]NUREG/CR-6150,Vol.4,Rev.2."MATPRO-ALibraryofMaterialsPropertiesforLight-Water-ReactorAccidentAnalysis".U.S.NuclearRegulatoryCommission.PreparedbyIdahoNationalEngineeringandEnvironmentalLaboratory(INEL-96/0422),2001.[3-18]NUREG/CR-6886,Rev.1,PNNL-15313,SpentFuelTransportationPackageResponsetotheBaltimoreTunnelFireScenario.FinalReport.November2006.[3-19]HelgePetersen,ThePropertiesofHelium:Density,SpecificHeats,Viscosity,andThermalConductivityatPressuresfrom1to100barandfromRoomTemperaturetoabout1800K.RisoReportNo.224.DanishAtomicEnergyCommission,ResearchEstablishmentRiso.September1970.[3-20]VDI- 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