空間反應(yīng)堆堆芯流動(dòng)換熱特性優(yōu)化研究

孟 濤，夏陳超，趙富龍，程 坤，譚思超

(1. 上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海201109； 2. 哈爾濱工程大學(xué)核安全與仿真技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱150001；3.中國核動(dòng)力設(shè)計(jì)研究院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都610213)

1 引言

隨著空間探測(cè)技術(shù)的不斷發(fā)展，各類空間任務(wù)工程對(duì)空間能源供給提出了更高的要求。 當(dāng)前常用的空間能源主要為太陽能和化學(xué)能，前者受限于太陽光照，在深空難以利用，且隨著功率需求的增加，所需電池陣面積迅速增加，嚴(yán)重影響航天器控制；后者受限于推進(jìn)劑攜帶量且在空間難以長時(shí)間持續(xù)使用。 相比之下，核能不依賴太陽光、能量密度高、自主可控且功率范圍大，是空間中最有應(yīng)用前景的能源形式之一。

推進(jìn)系統(tǒng)和其他空間大功率用電載荷提供充足能源，支撐100 kW 至MW 級(jí)功率需求的大范圍貨物運(yùn)輸和載荷長時(shí)間工作任務(wù)，以及10 kW級(jí)以上功率需求的深空探索任務(wù)[1]。 同時(shí)，未來月球、火星等探測(cè)也對(duì)能源有較大需求[2]，例如星表基地及相關(guān)設(shè)備/設(shè)施供電需求在10 kW級(jí)以上，用于月球資源開發(fā)和利用的月面電磁發(fā)射系統(tǒng)單次發(fā)射任務(wù)所需電功率約為350 kW[3]。

空間堆是空間核電源系統(tǒng)的核心與能量來源，美俄自上世紀(jì)60 年代便開始研究，并成功發(fā)射多個(gè)空間核動(dòng)力航天器，包括SNAP-10A[4-5]、SP-100[6]、JIMO[7-9]、星球表面裂變反應(yīng)堆[10]、710反應(yīng)堆[11]、MW 級(jí)空間氣冷堆[12]，其研究一直持續(xù)至今。 國內(nèi)在空間核動(dòng)力方面的研究起步較晚，目前僅實(shí)現(xiàn)放射性同位素電源的空間應(yīng)用。當(dāng)前，大功率空間反應(yīng)堆的研究多集中在數(shù)值模擬方面，El-genk 等[13]、游爾勝[14]、王成龍等[15]均開展了相關(guān)研究，但是針對(duì)具有詳細(xì)堆芯結(jié)構(gòu)的氣冷堆分析較少[16]。 因此，為滿足未來空間大功率用電需求，本文面向空間應(yīng)用環(huán)境，對(duì)大功率氣冷空間堆方案進(jìn)行流動(dòng)換熱特性分析與優(yōu)化研究，為后續(xù)相關(guān)研究提供參考。

2 空間堆方案

面向空間應(yīng)用環(huán)境設(shè)計(jì)的空間堆方案為氣體直接冷卻的快中子堆方案，如圖1 所示。 反應(yīng)堆共含534 根燃料棒及13 根控制棒，燃料棒采用棒狀結(jié)構(gòu)及傳統(tǒng)UO2燃料以降低成本，并且為降低燃料棒中心溫度、提高核燃料利用率，燃料棒采用空心結(jié)構(gòu)，內(nèi)徑為3.2 mm。

圖1 空間核反應(yīng)堆方案圖Fig.1 Illustration of space nuclear reactor design

反應(yīng)堆由內(nèi)、外兩層壓力容器構(gòu)成，內(nèi)外兩層壓力容器通過開有孔洞的柵板連接。 對(duì)于燃料棒的冷卻劑通道結(jié)構(gòu)，其入口及出口端部結(jié)構(gòu)如圖2 所示，燃料棒通過入口、出口2 個(gè)端部與堆芯上下支撐板固定。 堆芯主要參數(shù)信息如表1 所示。

圖2 燃料棒結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of fuel rod structures

表1 反應(yīng)堆參數(shù)匯總Table 1 Summary of reactor parameters

3 計(jì)算模型及條件設(shè)置

3.1 邊界條件設(shè)置

為降低網(wǎng)格數(shù)量，根據(jù)反應(yīng)堆對(duì)稱特征，將反應(yīng)堆按照對(duì)稱面分割為1/12 堆芯模型，并將堆芯入口截面、出口截面和加熱面從計(jì)算域切割出來，分別設(shè)置為質(zhì)量流量入口、壓力出口、加熱壁面，其中堆芯入口溫度為1136.4 K，質(zhì)量流量為1 kg/s(1/12 堆芯)，出口壓強(qiáng)為2.8 MPa，網(wǎng)格數(shù)量在1800 萬以上。 反應(yīng)堆功率分布以中子通量分布進(jìn)行替代，由蒙特卡羅中子物理學(xué)軟件計(jì)算得到，并以csv 文件形式導(dǎo)入計(jì)算軟件進(jìn)行使用。

3.2 網(wǎng)格模型

為減少計(jì)算時(shí)間，采用了多面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，該網(wǎng)格與其他類型網(wǎng)格相比具有較少的網(wǎng)格數(shù)量、較少的計(jì)算時(shí)間和較高的計(jì)算精度。 網(wǎng)格劃分基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸為1.3 mm，最小網(wǎng)格尺寸為基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸的25%，近壁面區(qū)采用邊界層網(wǎng)格，邊界層網(wǎng)格層數(shù)為5 層，總厚度為1 mm，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證詳見文獻(xiàn)[17]。

3.3 物理模型

根據(jù)文獻(xiàn)[17]內(nèi)容可知，當(dāng)前有關(guān)He-Xe 混合氣體的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較少，因此根據(jù)文獻(xiàn)[17]中開展的計(jì)算模型驗(yàn)證工作，選擇分離流可實(shí)現(xiàn)模型進(jìn)行計(jì)算分析。 為了簡化計(jì)算，忽略燃料棒、控制棒、格架等結(jié)構(gòu)部件，僅針對(duì)流體區(qū)域進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。 湍流模型采用分離流可實(shí)現(xiàn)k -ε 模型，計(jì)算方法和模型的驗(yàn)證詳見文獻(xiàn)[17]。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 流量分配板

文獻(xiàn)[17]對(duì)圖1 的反應(yīng)堆堆芯方案進(jìn)行了初步的流動(dòng)換熱分析，得到了額定穩(wěn)態(tài)工況下的堆芯流動(dòng)換熱基本特性。 流體在進(jìn)入壓力容器間環(huán)隙(圖1 中標(biāo)號(hào)1 位置)后直接撞擊在內(nèi)層壓力容器壁面，形成分流，并在撞擊點(diǎn)附近形成低流速區(qū)。 向下方流動(dòng)的冷卻劑通過開孔柵板(圖1中標(biāo)號(hào)2 位置)時(shí)由于流通面積的減少而出現(xiàn)加速流動(dòng)，通過開孔柵板后流速逐漸降低，之后開始向堆芯中心側(cè)(圖1 中標(biāo)號(hào)3 位置)偏轉(zhuǎn)，形成漩渦流場(chǎng)，如圖3 所示。

圖3 堆芯內(nèi)漩渦流場(chǎng)結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of vortex inside the reactor

該旋渦結(jié)構(gòu)一方面可能會(huì)導(dǎo)致堆芯中心區(qū)域的流量相比于邊緣區(qū)域有所增加，另一方面可能導(dǎo)致燃料棒入口側(cè)的速度分布不均勻，因而可能會(huì)對(duì)堆芯流動(dòng)換熱產(chǎn)生一定的影響。 為評(píng)估堆芯下腔室流場(chǎng)對(duì)堆芯流動(dòng)換熱特性的影響，參考美國AP1000 反應(yīng)堆[18]流量分配板結(jié)構(gòu)在堆芯下腔室增加類似的流量分配板結(jié)構(gòu)，以改變堆芯下腔室流場(chǎng)分布，其結(jié)構(gòu)如圖4 所示。 該結(jié)構(gòu)沿徑向呈圓柱形結(jié)構(gòu)，布置于堆芯下降段與下腔室之間(圖1 中標(biāo)號(hào)4 位置)，與內(nèi)壓力容器在軸向方向上連接。 冷卻劑經(jīng)下降段流入下腔室入口處需經(jīng)過流量分配板上的孔洞才可進(jìn)入下腔室空間。進(jìn)入下腔室后，冷卻劑會(huì)因孔洞的影響無法形成底部漩渦流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，形成新的平行流線結(jié)構(gòu)(圖5)，使得冷卻劑通過燃料棒下支撐結(jié)構(gòu)時(shí)具有更加均勻的流速分布，如圖6 所示。

圖4 流量分配板結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of flow baffle

圖5 含流量分配板模型堆芯流線圖Fig.5 Streamline of the coolant with reactor model with flow baffle

圖6 堆芯徑向速度分布Fig.6 Radial velocity distribution of the reactor

冷卻劑進(jìn)入燃料區(qū)域后，受冷卻劑分布更加均勻的影響，同時(shí)由于流動(dòng)阻力增大，冷卻劑最高流速降低至約30 m/s(圖7)，相比于文獻(xiàn)[2]中正常工況有所降低，燃料區(qū)域冷卻劑流速亦有所降低。 截面冷卻劑最高溫度在多種因素作用下均略微升高，如圖8 所示。 從計(jì)算結(jié)果來看，雖然流量分配板減弱了下腔室內(nèi)的漩渦流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，并且使得燃料棒下支撐結(jié)構(gòu)處的冷卻劑流動(dòng)更加均勻，但是流量分配板增加了局部流動(dòng)阻力，增加了堆芯壓降，降低了燃料棒區(qū)域的冷卻劑流速，使得冷卻劑溫度上升。 因此，若無法通過進(jìn)一步優(yōu)化提高堆芯徑向功率分布均勻性或提高堆芯流量，則不建議在下腔室內(nèi)設(shè)置類似的流量分配板結(jié)構(gòu)，或者可以通過優(yōu)化保證堆芯總流動(dòng)阻力不發(fā)生較大變化，具體情況需綜合考慮。

圖7 堆芯速度分布Fig.7 Velocity magnitude distribution of the reactor

圖8 堆芯徑向溫度分布Fig.8 Radial temperature distribution of the reactor

4.2 控制棒通道旁通

上述內(nèi)容并未考慮控制棒通道內(nèi)的冷卻劑流動(dòng)，這在一定程度上會(huì)高估堆芯流速及傳熱效率，進(jìn)而低估堆芯峰值溫度。 因此為評(píng)估這種影響，建立了控制棒流動(dòng)通道模型，其控制棒導(dǎo)向通道結(jié)構(gòu)如圖9 所示。

圖9 中綠色結(jié)構(gòu)為控制棒，銀色結(jié)構(gòu)為控制棒導(dǎo)向管外殼。 冷卻劑自左側(cè)小孔進(jìn)入控制棒移動(dòng)通道(堆芯下腔室側(cè))，最后自右側(cè)流出控制棒通道(堆芯上腔室側(cè))。 通過改變左側(cè)小孔尺寸便可調(diào)節(jié)控制棒流動(dòng)通道阻力，進(jìn)而調(diào)節(jié)冷卻劑在控制棒通道內(nèi)的流速。 此處控制棒導(dǎo)向通道底部開孔直徑初步選定為8 mm，且計(jì)算案例中控制棒均為完全插入狀態(tài)。 計(jì)算得到的軸向溫度場(chǎng)分布如圖10 所示。 結(jié)果顯示，增加控制棒通道冷卻劑旁通后，堆芯最高溫度由1793.5 K[17]升高為1903.4 K，增幅約為110 K。 除此之外，堆芯溫度場(chǎng)分布特征基本相同。 計(jì)算結(jié)果表明，控制棒通道內(nèi)的冷卻劑旁通降低了燃料區(qū)域的冷卻劑流量，削弱了燃料棒與冷卻劑之間的換熱，但是控制棒通道冷卻能夠維持控制棒溫度，對(duì)控制棒的長期性能保持具有重要意義。

圖9 控制棒及導(dǎo)向管結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Illustration of control rod and its guide tube structure

圖10 堆芯溫度分布Fig.10 Temperature distribution of the reactor

圖11 展示了堆芯徑向溫度分布，由于計(jì)算并未考慮長期運(yùn)行中的控制棒發(fā)熱，因此在徑向方向上，控制棒導(dǎo)向通道處溫度較低，并且自堆芯底部至頂部升溫幅度較小，僅有100 K 左右。 計(jì)算結(jié)果表明，控制棒導(dǎo)向通道的冷卻劑旁通會(huì)降低堆芯與冷卻劑之間的傳熱效率，提升最高溫度，降低安全溫度裕量。 但實(shí)際情況下，控制棒會(huì)因輻照產(chǎn)生熱量，若不進(jìn)行冷卻將影響控制棒結(jié)構(gòu)的性能。 因此應(yīng)在設(shè)計(jì)過程中對(duì)控制棒導(dǎo)向通道的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，確定合適的冷卻劑旁通份額，以降低控制棒導(dǎo)向通道旁通對(duì)堆芯傳熱過程的影響。

圖11 堆芯徑向溫度分布Fig.11 Radial temperature distribution of the reactor

4.3 燃料棒繞絲結(jié)構(gòu)

如前所述，本文方案采用緊湊堆芯方案，棒間距較小，難以布置定位格架，因此使用繞絲結(jié)構(gòu)進(jìn)行燃料棒定位，避免燃料棒在運(yùn)行過程中發(fā)生彎曲變形及相互接觸。 圖12 展示了建模使用的繞絲結(jié)構(gòu)，為方便建模，繞絲結(jié)構(gòu)橫斷面設(shè)定為梯形結(jié) 構(gòu)， 厚 度 初 步 設(shè) 為0.4 mm， 繞 絲 螺 距 為733 mm，每根燃料棒外側(cè)等間距設(shè)有4 根繞絲。為方便對(duì)稱處理，計(jì)算中兩個(gè)對(duì)稱邊界面上的燃料包殼表面均未設(shè)置繞絲結(jié)構(gòu)。

圖12 燃料棒繞絲結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)圖Fig.12 Illustration of fuel rod wire structure

圖13 展示了堆芯溫度分布，由圖可知，堆芯最高溫度為1846. 1 K。 圖14 展示了繞絲結(jié)構(gòu)局部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)圖，并與無繞絲模型的局部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)圖進(jìn)行了對(duì)比。 由結(jié)果可知，存在繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)，繞絲附近會(huì)產(chǎn)生圍繞繞絲結(jié)構(gòu)的微小旋渦流場(chǎng)，但旋渦流場(chǎng)作用范圍極小，攪混作用較弱。 而不存在繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)，圖中并未顯示出明顯的微小旋渦結(jié)構(gòu)。 事實(shí)上，不存在繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)，部分燃料棒通道內(nèi)也存在微小漩渦結(jié)構(gòu)，其形態(tài)更加復(fù)雜多變。 對(duì)比圖14 中(a)和(b)還可發(fā)現(xiàn)，有繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)，燃料棒間隙最小位置處冷卻劑流速明顯低于無繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)。這表明，繞絲結(jié)構(gòu)增大了燃料棒間隙最小位置處的流動(dòng)阻力，降低了相應(yīng)位置的冷卻劑流速，同時(shí)增加了相應(yīng)位置的冷卻劑溫度，而此處恰恰是堆芯內(nèi)冷卻劑溫度最高的位置(圖15)，因而導(dǎo)致該模型的冷卻劑最高溫度相比于無繞絲結(jié)構(gòu)時(shí)有所升高。 由于本文冷卻劑為氣態(tài)，密度小且換熱能力相對(duì)較差，因此雖然繞絲具有一定的攪混作用，但對(duì)流換熱系數(shù)變化小，進(jìn)而使得流速對(duì)冷卻劑傳熱過程起決定性作用。 此外，通過堆芯結(jié)構(gòu)優(yōu)化，可進(jìn)一步減小燃料棒繞絲帶來的流動(dòng)阻力的影響，具體情況還需開展后續(xù)研究。

圖13 堆芯溫度分布Fig.13 Temperature distribution of the reactor core

圖14 有繞絲和無繞絲模型局部流場(chǎng)特征對(duì)比Fig.14 Comparison of flow field characteristics between fuel rod with and without wire structure

圖15 有繞絲時(shí)堆芯徑向溫度分布Fig.15 Reactor radial temperature distribution with wire structure

5 結(jié)論

1) 在氣冷空間堆堆芯下腔室增加流量分配板會(huì)增加堆芯局部流動(dòng)阻力，有可能降低堆芯流速，進(jìn)而使得堆芯熱點(diǎn)溫度上升。 此外，增加流量分配板還會(huì)改善堆芯下腔室內(nèi)流動(dòng)不均勻性，因此，是否選擇使用流量分配板需綜合考慮。

2)控制棒通道內(nèi)的冷卻劑旁通會(huì)影響主流區(qū)的流動(dòng)換熱過程，但實(shí)際運(yùn)行中，控制棒會(huì)因輻照產(chǎn)生熱量，若不進(jìn)行冷卻將影響控制棒結(jié)構(gòu)的性能。 因此應(yīng)對(duì)控制棒導(dǎo)向通道的結(jié)構(gòu)進(jìn)行考慮，確定合適的冷卻劑旁通份額，以降低控制棒導(dǎo)向通道旁通對(duì)堆芯傳熱過程的影響。

3) 在燃料棒外側(cè)增加繞絲結(jié)構(gòu)增大了燃料棒間隙最小位置處的流動(dòng)阻力，降低了相應(yīng)位置的冷卻劑流速，因而會(huì)增加相應(yīng)位置的冷卻劑溫度。 但在氣冷堆內(nèi)繞絲結(jié)構(gòu)的攪混作用相對(duì)較弱，因此其強(qiáng)化換熱作用較弱。