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摘 要：根据浮动核电站反应堆堆芯的总体要求，结合燃料组件的功率史及功率分布等相关接口数据，通过对燃料棒参数进行初步设定和验证优化，最终采用燃料棒性能分析程序和验证方法，对浮动核电站用燃料棒最终优化的设计参数进行综合验证，验证结果表明设计出的燃料棒符合燃料温度、包壳温度、燃料棒内压、包壳应变、包壳应力、包壳自立和蠕变坍塌等设计准则，设计出的浮动核电站燃料棒技术参数要求是合理的。
关键词：浮动核电站 燃料棒 分析程序
中图分类号：TL32 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）08（c）-0130-03
Fuel Rod Design of Floating NPP
Yin Chunyu Xing Shuo Pang Hua Qing Tao
（Science and Technology on Reactor System Design Technology Laboratory，ChengduSichuan， 610213，China）
Abstract：A kind of fuel rod which satisfied the Floating NPP （nuclear power plant） is designed in this paper，based on the fuel assembly power history，physics data and so on，by pre-establishing the fuel rod parameters and validating the certain fuel rod performance， then rectifying the fuel rod parameters，finally this paper integrated validated the fuel rod performance using the fuel rod performance analysis code and validate method.
Key Words：Floating NPP；Fuel Rod；Analysis Code
浮动核电站是一种安全性和经济性达到第三代核能系统技术水平的革新型模块式多用途一体化小型压水堆。它可满足接近人口密集区域及内陆、沿海地区对核能热-电联供、淡水-电联供等多样性需求，还可用于海岛等的电-热-淡水联供[1]。目前，世界上诸如美、俄、韩、日、法等国均在致力于研发小型堆[2-6]。在国内浮动核电站作为重点科技专项，开展相关研究工作，对于我国核电发展具有重要意义。
国内浮动核电站用燃料组件的设计借鉴了国内当前核电先进燃料组件（以下称原型设计）的设计经验，根据浮动核电站的需要实质上进行了全新的燃料棒设计，这种设计需要考虑以下几方面。
（1）活性段变化后，气腔长度及其中充氦压力与活性段的匹配，以满足堆内使用条件下满足内压设计准则、包壳应力应变准则及燃料温度和包壳温度准则等，还需要考虑与燃料组件的相关设计相匹配，并满足热工水力设计的要求。
（2）活性段和气腔长度减小后，需根据气腔弹簧准则，设计出满足要求的气腔弹簧。
1 燃料棒主要参数设计
1.1 总体设计思路
浮动核电站用燃料棒的设计研究的总体思路为：
（1）根据堆芯设计总体方案和燃料组件的设计情况确定燃料棒长度。
（2）通过计算得到燃料活性段高度和燃料棒气腔长度，再根据活性段高度和气腔长度对气腔弹簧进行设计。
（3）根据燃料棒的设计情况反馈给总体后进行设计调整。
1.2 燃料棒设计
根据上述思路，燃料棒的设计研究具体过程如下。
1.2.1 燃料棒长度
根据浮动核电站起初方案设计要求，首先在燃料组件定位格架跨距保持与原型设计一致的前提下，初步计算出一个大致的燃料活性段高度，再根据堆芯的运行压力、冷却剂进口温度、热效率、燃料富集度、焓升因子、热工设计流量等总体参数要求进行燃料棒的细化设计，在此过程中研究了多種方案，其中典型的设计方案有两种。
方案一：将浮动核电站燃料组件各层定位格架跨距设计为与原型设计相同，即从下端起第1层与第2层格架间距为620.5 mm，其余各层间距为522 mm。那么要使活性段大致满足要求，燃料组件需要有4跨，5层定位格架。综合考虑格架所处位置的高度、格架高度、下管座高度、燃料棒与下管座间隙和燃料棒下部超出格架长度几方面因素，并借鉴原型燃料组件的相关参数，根据浮动核电站设计要求进行计算得到燃料棒的合理长度（Lrod1）。
方案二：将浮动核电站燃料组件各层定位格架跨距统一为522 mm。同样综合考虑后计算得出燃料棒的合理长度取（Lrod2）。
燃料棒充氦压力和活性段长度及气腔长度燃料棒长度确定后，可进一步确定燃料棒的气腔长度和活性段长度，它们需要在一定的燃料棒预充压条件下相互匹配，以满足燃料棒的内压等设计准则。
燃料棒的上下端塞长度参考原型燃料棒设计，则可得出方案一的燃料棒活性段与气腔长度之和。考虑燃料棒的功率情况等因素，借鉴原型燃料棒的气腔长度与活性段长度情况，根据浮动核电站燃料棒设计要求，通过计算可得出活性段长度（Lfuel1）和气腔长度（Lplenum1）。对燃料棒充氦压力，参考目前国内外燃料棒的充氦压力范围（一般在（2～3）MPa），进行充氦压力值的预设，再根据浮动核电站燃料棒预设的活性段长度及气腔长度，结合功率史及功率分布等数据进行核算，根据核算的情况进行充氦压力的调整，至核算结果合理时为止。最终将燃料棒初始充氦压力设定为2.6 MPa，以便寿期末燃料棒内压还具有足够的裕量。记为方案一A。 为提高燃料棒容纳裂变气体的能力，可将活性段高度适当降低（L’fuel1），则气腔长度适当加长（L’plenum1）。记为方案一B。
针对方案一调整前后的设计，选取相应燃料棒进行稳态条件下的燃料温度、包壳温度、内压的进行最佳估计计算，其计算结果满足准则限值要求（见表1数值方案一A、方案一B列所示）。
同样，按类似方法计算得出方案二合理的活性段高度（Lfuel2）和气腔长度（Lplenum2），其稳态条件下燃料芯块最高温度、包壳温度和内压的计算结果满足准则限值要求（见表2中方案二列所示）。
对上述两种方案中的燃料棒稳态运行下的内压情况进行对比（如图1所示）可知，在对方案一的设计进行调整后燃料棒内压有所降低，容纳裂变气体的能力略好。
从燃料棒角度考虑，所述两种设计方案均可行；从燃料组件的设计角度考虑，燃料棒较短可使燃料组件较短，可增加燃料组件刚度，则采用方案二较合适。但是对两种方案进行堆芯热工性能等方面的分析后表明，燃料棒活性段长度较大的热工安全裕量较大，从热工安全角度考虑活性段应在可行的范围尽量增大。
综上，浮动核电站燃料棒的活性段高度采取方案一的优化结果（即方案一B）较合适，即活性段长度和气腔长度分别为：L’fuel1和L’plenum1。
1.2.2 气腔弹簧设计
在燃料棒的活性段长度和气腔长度确定后可进行气腔弹簧的设计，其设计准则要求如下。
（1）必须施加至少4倍于燃料柱名义重量的最小弹簧力，以保证在堆芯装料前的燃料组件操作中压住燃料和防止芯块破碎。
（2）反应堆运行过程中，螺旋弹簧不得并圈，以避免挤压燃料芯块柱。
（3）弹簧插入气腔后，在每厘米气腔长度上至少需含两个有效圈，以便弹簧对包壳提供必要的径向支承。
（4）弹簧伸出包壳管外的无支承长度，应使得在插入上端塞时不存在弹簧失稳的可能性。
（5）在寿期初，压缩弹簧与包壳管间的间隙须至少为0.025 mm以防接触；至多为0.50 mm以排除氣腔段包壳管屈曲的危险。
除上述准则外还应强调，弹簧须能运行在塑性范围，并在每端至少有一定圈数的弹簧相接触，其主要目的是防止最末几圈弹簧在上端塞焊到包壳管上时发生失稳。
为尽量采用成熟技术，浮动核电站燃料棒气腔弹簧的丝径和外径继承原型设计，因此，需要确定的主要参数为弹簧自由高度和弹簧有效圈数。
弹簧自由高度及其有效圈数可以根据浮动核电站燃料棒参数，借鉴原型燃料棒的活性段高度、燃料棒气腔长度、弹簧自由高度及有效圈数的设计情况，按照相似原理进行计算可以得出浮动核电站燃料棒气腔弹簧自由高度和有效圈数的初步值：气腔弹簧自由高度为148 mm，有效圈数为21。
采用燃料棒气腔弹簧的设计验证方法对其进行验证后发现气腔弹簧每单位长度的有效圈数为1.91，不满足“在每厘米气腔长度上至少需含两个有效圈”的要求。因此采用相似原理进行计算的方法不可行，需要对其进行调整。综合考虑浮动核电站燃料棒的活性段高度和燃料棒长等参数，进行气腔弹簧自由高度和有效圈数的多次调整并采用气腔弹簧验证方法进行计算后，最终得到气腔弹簧的自由高度和有效圈数分别取为145 mm和25较合适。
1.3 小结
根据浮动核电站燃料棒设计情况，其主要技术参数汇总如表2所示。
2 燃料棒设计验证
燃料棒的综合性能分析验证是燃料棒设计中必不可少的环节，该章针对燃料棒的燃料温度准则、包壳温度准则、燃料棒内压准则、包壳应变准则、包壳应力准则、包壳自立准则、包壳坍塌准则和气腔弹簧准则，对燃料棒的这些方面逐一进行校核计算，以验证所设计的燃料棒是否满足这些准则。
2.1 分析方法
燃料温度、包壳温度、燃料棒内压、包壳应变、包壳应力的计算分析采用COPERNIC程序，分析验证的主要过程为：（1）使用程序在名义制造参数和最佳估计模型的条件下进行燃料棒性能参数的计算。（2）考虑制造参数和模型带来不确定性的条件下，进行燃料棒性能参数的计算，对某一性能参数，采用均方根法进行不确定性计算。（3）对稳态验证中用到的功率史，在每个循环初、中、末进行瞬态模拟计算，瞬态末的功率由瞬态发生前的初始功率、局部功率限值和局部功率变化限值所决定。
包壳自立计算采用Timoshenko公式。
包壳蠕变坍塌是在COPERNIC程序稳态的计算结果的基础上采用CROV程序进行计算。
气腔弹簧计算分析采用燃料棒弹簧设计验证方法对燃料棒密封后弹簧的作用力、螺旋弹簧高度、每单位长度的有效圈数、弹簧屈曲和弹簧-包壳间隙进行计算。
2.2 分析结果
对燃料棒各参数的设计完成后，根据堆芯中子学数据和热工水力数据，对其性能进行了详细分析，分析结果表明燃料棒前述的各项性能满足相关设计准则要求，具体如下。
2.2.1 燃料温度
稳态工况下，功率领先棒在寿期初芯块中心温度达到最大值849 ℃。燃耗最深棒在第一循环初进行瞬态模拟时温度最高，考虑不确定性的芯块中心温度最大值为1228 ℃。因此燃料温度小于其准则限值2590 ℃。
2.2.2 包壳温度
稳态时燃耗最深棒包壳外表面最高温度为363 ℃，瞬态时功率领先棒包壳外表面最高温度为385 ℃。因此，浮动核电站燃料棒设计满足包壳温度准则要求。
2.2.3 燃料棒内压
极限棒（燃耗较高且后期高功率棒）内压最大值为9.59 MPa，出现在第三循环末，对应的裂变气体释放份额为0.35%。考虑不确定性后，燃料棒内压的最大值为10.59 MPa，该值低于运行压力（15 MPa），满足设计准则要求。 2.2.4包壳应变
稳态工况下包壳的应变始终为负，满足稳态工况下包壳应变准则。瞬态极限工况下，功率变化导致的包壳直径增大（弹塑性应变+蠕变）为0.35%，小于准则限值1%，满足包壳应变准则要求。
2.2.5 包壳应力
整个寿期内，其体积平均有效应力小于未考虑温度和辐照影响的包壳屈服强度，满足包壳应力准则。
2.2.6 包壳自立
包壳的瞬时坍塌临界压力23.46 MPa远大于系统设计压力17.2 MPa，不会发生包壳的瞬时坍塌，满足包壳的自立准则。
2.2.7 包壳蠕变坍塌
燃耗和功率包络棒包壳在整个寿期中满足要求，未发生蠕变坍塌。
2.2.8 气腔弹簧
对燃料棒弹簧准则进行了验证计算，结果显示。
（1）燃料棒密封后弹簧作用力为63 N，大于4倍的燃料柱名义重量。
（2）寿期末热态最小气腔长度大于相同工况下弹簧全压缩后的弹簧长度，即运行过程中，弹簧不会出现并圈。
（3）单位长度的有效圈数为2.28，大于2。
（4）当上端塞插入时，不会引起弹簧无支撑长度发生屈曲。
（5）在气腔位置上包壳无屈曲可能性。
因此燃料棒气腔弹簧的设计满足设计准则要求。
3 结语
该文根据浮动核电站反应堆的需要，结合堆芯的运行工况，通过对燃料棒参数的设计和分析，采用燃料棒性能分析程序和验证方法对燃料棒进行了综合性能分析，验证了燃料棒的设计，设计出了满足燃料棒设计准则要求的浮动核电站燃料棒。
参考文献
[1] IAEA-TECDOC-1536.Status of Small Reactor Designs Without On-Site Refuelling[J].2007（1）：511-550.
[2] Won Jae Lee.The SMART ReactoThe Reactor[J].4th Annual Asian-Pacific Nuclear Energy Forum，2010.
[3] Generation IV Roadmap R&D Scope Report for Water-Cooled Reactor Systems[M].the Nuclear Energy Research Advisory Committee and the Generation IV International Forum，2002：77-83.
[4] Tae-Wan Kim，Keun-Bae Park， Kyeong-Hoon Jeong Gyu-Mahn Lee，etal.Dynamic Characteristics of the Integral Reactor SMART[J].Journal of the Korean Nuclear Society，2001.
[5] D.T.Ingersoll.DSR小型反應堆与第二核纪元[J].国外核动力，2009（6）：1-5.
[6] 陈炳德.SMART一体化模块式先进反应堆研究进展[J].国外核动力，2003，24（4）.
关键词：浮动核电站 燃料棒 分析程序
中图分类号：TL32 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）08（c）-0130-03
Fuel Rod Design of Floating NPP
Yin Chunyu Xing Shuo Pang Hua Qing Tao
（Science and Technology on Reactor System Design Technology Laboratory，ChengduSichuan， 610213，China）
Abstract：A kind of fuel rod which satisfied the Floating NPP （nuclear power plant） is designed in this paper，based on the fuel assembly power history，physics data and so on，by pre-establishing the fuel rod parameters and validating the certain fuel rod performance， then rectifying the fuel rod parameters，finally this paper integrated validated the fuel rod performance using the fuel rod performance analysis code and validate method.
Key Words：Floating NPP；Fuel Rod；Analysis Code
浮动核电站是一种安全性和经济性达到第三代核能系统技术水平的革新型模块式多用途一体化小型压水堆。它可满足接近人口密集区域及内陆、沿海地区对核能热-电联供、淡水-电联供等多样性需求，还可用于海岛等的电-热-淡水联供[1]。目前，世界上诸如美、俄、韩、日、法等国均在致力于研发小型堆[2-6]。在国内浮动核电站作为重点科技专项，开展相关研究工作，对于我国核电发展具有重要意义。
国内浮动核电站用燃料组件的设计借鉴了国内当前核电先进燃料组件（以下称原型设计）的设计经验，根据浮动核电站的需要实质上进行了全新的燃料棒设计，这种设计需要考虑以下几方面。
（1）活性段变化后，气腔长度及其中充氦压力与活性段的匹配，以满足堆内使用条件下满足内压设计准则、包壳应力应变准则及燃料温度和包壳温度准则等，还需要考虑与燃料组件的相关设计相匹配，并满足热工水力设计的要求。
（2）活性段和气腔长度减小后，需根据气腔弹簧准则，设计出满足要求的气腔弹簧。
1 燃料棒主要参数设计
1.1 总体设计思路
浮动核电站用燃料棒的设计研究的总体思路为：
（1）根据堆芯设计总体方案和燃料组件的设计情况确定燃料棒长度。
（2）通过计算得到燃料活性段高度和燃料棒气腔长度，再根据活性段高度和气腔长度对气腔弹簧进行设计。
（3）根据燃料棒的设计情况反馈给总体后进行设计调整。
1.2 燃料棒设计
根据上述思路，燃料棒的设计研究具体过程如下。
1.2.1 燃料棒长度
根据浮动核电站起初方案设计要求，首先在燃料组件定位格架跨距保持与原型设计一致的前提下，初步计算出一个大致的燃料活性段高度，再根据堆芯的运行压力、冷却剂进口温度、热效率、燃料富集度、焓升因子、热工设计流量等总体参数要求进行燃料棒的细化设计，在此过程中研究了多種方案，其中典型的设计方案有两种。
方案一：将浮动核电站燃料组件各层定位格架跨距设计为与原型设计相同，即从下端起第1层与第2层格架间距为620.5 mm，其余各层间距为522 mm。那么要使活性段大致满足要求，燃料组件需要有4跨，5层定位格架。综合考虑格架所处位置的高度、格架高度、下管座高度、燃料棒与下管座间隙和燃料棒下部超出格架长度几方面因素，并借鉴原型燃料组件的相关参数，根据浮动核电站设计要求进行计算得到燃料棒的合理长度（Lrod1）。
方案二：将浮动核电站燃料组件各层定位格架跨距统一为522 mm。同样综合考虑后计算得出燃料棒的合理长度取（Lrod2）。
燃料棒充氦压力和活性段长度及气腔长度燃料棒长度确定后，可进一步确定燃料棒的气腔长度和活性段长度，它们需要在一定的燃料棒预充压条件下相互匹配，以满足燃料棒的内压等设计准则。
燃料棒的上下端塞长度参考原型燃料棒设计，则可得出方案一的燃料棒活性段与气腔长度之和。考虑燃料棒的功率情况等因素，借鉴原型燃料棒的气腔长度与活性段长度情况，根据浮动核电站燃料棒设计要求，通过计算可得出活性段长度（Lfuel1）和气腔长度（Lplenum1）。对燃料棒充氦压力，参考目前国内外燃料棒的充氦压力范围（一般在（2～3）MPa），进行充氦压力值的预设，再根据浮动核电站燃料棒预设的活性段长度及气腔长度，结合功率史及功率分布等数据进行核算，根据核算的情况进行充氦压力的调整，至核算结果合理时为止。最终将燃料棒初始充氦压力设定为2.6 MPa，以便寿期末燃料棒内压还具有足够的裕量。记为方案一A。 为提高燃料棒容纳裂变气体的能力，可将活性段高度适当降低（L’fuel1），则气腔长度适当加长（L’plenum1）。记为方案一B。
针对方案一调整前后的设计，选取相应燃料棒进行稳态条件下的燃料温度、包壳温度、内压的进行最佳估计计算，其计算结果满足准则限值要求（见表1数值方案一A、方案一B列所示）。
同样，按类似方法计算得出方案二合理的活性段高度（Lfuel2）和气腔长度（Lplenum2），其稳态条件下燃料芯块最高温度、包壳温度和内压的计算结果满足准则限值要求（见表2中方案二列所示）。
对上述两种方案中的燃料棒稳态运行下的内压情况进行对比（如图1所示）可知，在对方案一的设计进行调整后燃料棒内压有所降低，容纳裂变气体的能力略好。
从燃料棒角度考虑，所述两种设计方案均可行；从燃料组件的设计角度考虑，燃料棒较短可使燃料组件较短，可增加燃料组件刚度，则采用方案二较合适。但是对两种方案进行堆芯热工性能等方面的分析后表明，燃料棒活性段长度较大的热工安全裕量较大，从热工安全角度考虑活性段应在可行的范围尽量增大。
综上，浮动核电站燃料棒的活性段高度采取方案一的优化结果（即方案一B）较合适，即活性段长度和气腔长度分别为：L’fuel1和L’plenum1。
1.2.2 气腔弹簧设计
在燃料棒的活性段长度和气腔长度确定后可进行气腔弹簧的设计，其设计准则要求如下。
（1）必须施加至少4倍于燃料柱名义重量的最小弹簧力，以保证在堆芯装料前的燃料组件操作中压住燃料和防止芯块破碎。
（2）反应堆运行过程中，螺旋弹簧不得并圈，以避免挤压燃料芯块柱。
（3）弹簧插入气腔后，在每厘米气腔长度上至少需含两个有效圈，以便弹簧对包壳提供必要的径向支承。
（4）弹簧伸出包壳管外的无支承长度，应使得在插入上端塞时不存在弹簧失稳的可能性。
（5）在寿期初，压缩弹簧与包壳管间的间隙须至少为0.025 mm以防接触；至多为0.50 mm以排除氣腔段包壳管屈曲的危险。
除上述准则外还应强调，弹簧须能运行在塑性范围，并在每端至少有一定圈数的弹簧相接触，其主要目的是防止最末几圈弹簧在上端塞焊到包壳管上时发生失稳。
为尽量采用成熟技术，浮动核电站燃料棒气腔弹簧的丝径和外径继承原型设计，因此，需要确定的主要参数为弹簧自由高度和弹簧有效圈数。
弹簧自由高度及其有效圈数可以根据浮动核电站燃料棒参数，借鉴原型燃料棒的活性段高度、燃料棒气腔长度、弹簧自由高度及有效圈数的设计情况，按照相似原理进行计算可以得出浮动核电站燃料棒气腔弹簧自由高度和有效圈数的初步值：气腔弹簧自由高度为148 mm，有效圈数为21。
采用燃料棒气腔弹簧的设计验证方法对其进行验证后发现气腔弹簧每单位长度的有效圈数为1.91，不满足“在每厘米气腔长度上至少需含两个有效圈”的要求。因此采用相似原理进行计算的方法不可行，需要对其进行调整。综合考虑浮动核电站燃料棒的活性段高度和燃料棒长等参数，进行气腔弹簧自由高度和有效圈数的多次调整并采用气腔弹簧验证方法进行计算后，最终得到气腔弹簧的自由高度和有效圈数分别取为145 mm和25较合适。
1.3 小结
根据浮动核电站燃料棒设计情况，其主要技术参数汇总如表2所示。
2 燃料棒设计验证
燃料棒的综合性能分析验证是燃料棒设计中必不可少的环节，该章针对燃料棒的燃料温度准则、包壳温度准则、燃料棒内压准则、包壳应变准则、包壳应力准则、包壳自立准则、包壳坍塌准则和气腔弹簧准则，对燃料棒的这些方面逐一进行校核计算，以验证所设计的燃料棒是否满足这些准则。
2.1 分析方法
燃料温度、包壳温度、燃料棒内压、包壳应变、包壳应力的计算分析采用COPERNIC程序，分析验证的主要过程为：（1）使用程序在名义制造参数和最佳估计模型的条件下进行燃料棒性能参数的计算。（2）考虑制造参数和模型带来不确定性的条件下，进行燃料棒性能参数的计算，对某一性能参数，采用均方根法进行不确定性计算。（3）对稳态验证中用到的功率史，在每个循环初、中、末进行瞬态模拟计算，瞬态末的功率由瞬态发生前的初始功率、局部功率限值和局部功率变化限值所决定。
包壳自立计算采用Timoshenko公式。
包壳蠕变坍塌是在COPERNIC程序稳态的计算结果的基础上采用CROV程序进行计算。
气腔弹簧计算分析采用燃料棒弹簧设计验证方法对燃料棒密封后弹簧的作用力、螺旋弹簧高度、每单位长度的有效圈数、弹簧屈曲和弹簧-包壳间隙进行计算。
2.2 分析结果
对燃料棒各参数的设计完成后，根据堆芯中子学数据和热工水力数据，对其性能进行了详细分析，分析结果表明燃料棒前述的各项性能满足相关设计准则要求，具体如下。
2.2.1 燃料温度
稳态工况下，功率领先棒在寿期初芯块中心温度达到最大值849 ℃。燃耗最深棒在第一循环初进行瞬态模拟时温度最高，考虑不确定性的芯块中心温度最大值为1228 ℃。因此燃料温度小于其准则限值2590 ℃。
2.2.2 包壳温度
稳态时燃耗最深棒包壳外表面最高温度为363 ℃，瞬态时功率领先棒包壳外表面最高温度为385 ℃。因此，浮动核电站燃料棒设计满足包壳温度准则要求。
2.2.3 燃料棒内压
极限棒（燃耗较高且后期高功率棒）内压最大值为9.59 MPa，出现在第三循环末，对应的裂变气体释放份额为0.35%。考虑不确定性后，燃料棒内压的最大值为10.59 MPa，该值低于运行压力（15 MPa），满足设计准则要求。 2.2.4包壳应变
稳态工况下包壳的应变始终为负，满足稳态工况下包壳应变准则。瞬态极限工况下，功率变化导致的包壳直径增大（弹塑性应变+蠕变）为0.35%，小于准则限值1%，满足包壳应变准则要求。
2.2.5 包壳应力
整个寿期内，其体积平均有效应力小于未考虑温度和辐照影响的包壳屈服强度，满足包壳应力准则。
2.2.6 包壳自立
包壳的瞬时坍塌临界压力23.46 MPa远大于系统设计压力17.2 MPa，不会发生包壳的瞬时坍塌，满足包壳的自立准则。
2.2.7 包壳蠕变坍塌
燃耗和功率包络棒包壳在整个寿期中满足要求，未发生蠕变坍塌。
2.2.8 气腔弹簧
对燃料棒弹簧准则进行了验证计算，结果显示。
（1）燃料棒密封后弹簧作用力为63 N，大于4倍的燃料柱名义重量。
（2）寿期末热态最小气腔长度大于相同工况下弹簧全压缩后的弹簧长度，即运行过程中，弹簧不会出现并圈。
（3）单位长度的有效圈数为2.28，大于2。
（4）当上端塞插入时，不会引起弹簧无支撑长度发生屈曲。
（5）在气腔位置上包壳无屈曲可能性。
因此燃料棒气腔弹簧的设计满足设计准则要求。
3 结语
该文根据浮动核电站反应堆的需要，结合堆芯的运行工况，通过对燃料棒参数的设计和分析，采用燃料棒性能分析程序和验证方法对燃料棒进行了综合性能分析，验证了燃料棒的设计，设计出了满足燃料棒设计准则要求的浮动核电站燃料棒。
参考文献
[1] IAEA-TECDOC-1536.Status of Small Reactor Designs Without On-Site Refuelling[J].2007（1）：511-550.
[2] Won Jae Lee.The SMART ReactoThe Reactor[J].4th Annual Asian-Pacific Nuclear Energy Forum，2010.
[3] Generation IV Roadmap R&D Scope Report for Water-Cooled Reactor Systems[M].the Nuclear Energy Research Advisory Committee and the Generation IV International Forum，2002：77-83.
[4] Tae-Wan Kim，Keun-Bae Park， Kyeong-Hoon Jeong Gyu-Mahn Lee，etal.Dynamic Characteristics of the Integral Reactor SMART[J].Journal of the Korean Nuclear Society，2001.
[5] D.T.Ingersoll.DSR小型反應堆与第二核纪元[J].国外核动力，2009（6）：1-5.
[6] 陈炳德.SMART一体化模块式先进反应堆研究进展[J].国外核动力，2003，24（4）.