核熱推進(jìn)系統(tǒng)氫氣物性及流動(dòng)換熱模型分析

韓梓超，章 靜,*，王明軍，田文喜，蘇光輝，秋穗正

(1.西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院 動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049；2.西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院 陜西省先進(jìn)核能技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049)

核熱推進(jìn)(NTP)是一種空間推進(jìn)技術(shù)，其相關(guān)研究工作自20世紀(jì)40年代已經(jīng)開(kāi)始。核熱推進(jìn)系統(tǒng)利用核反應(yīng)堆釋放的能量直接加熱推進(jìn)工質(zhì)，高溫推進(jìn)劑進(jìn)入噴管中膨脹做功進(jìn)而產(chǎn)生推力。在NASA的載人火星探測(cè)技術(shù)文件DRA5.0[1]中，核熱推進(jìn)被列為首選的推進(jìn)方案。核熱推進(jìn)具有比沖高、推力大、壽命長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)[2]，是人類(lèi)未來(lái)大規(guī)模空間活動(dòng)的必然選擇[3]。研究表明，基于現(xiàn)有技術(shù)，在不大規(guī)模改動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸的前提下，僅提高推進(jìn)劑容量即可將往返火星的單程時(shí)間縮短一半[4]，可有效減少宇航員在宇宙中停留的時(shí)間，保障其安全。核熱推進(jìn)是未來(lái)空間推進(jìn)最有前景的動(dòng)力形式，我國(guó)對(duì)于核熱火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的研制工作需要進(jìn)一步開(kāi)展[5]。

氫氣是空間核熱推進(jìn)系統(tǒng)典型的推進(jìn)劑，其流動(dòng)換熱計(jì)算是核熱推進(jìn)反應(yīng)堆熱工水力計(jì)算的基礎(chǔ)。傳統(tǒng)的反應(yīng)堆熱工水力計(jì)算多使用系統(tǒng)分析程序，如RELAP5、TRACE等。Wang等[6]使用RELAP5程序?qū)PR1000反應(yīng)堆在全廠(chǎng)斷電事故下非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)進(jìn)行了分析計(jì)算，還對(duì)一個(gè)固有安全小型輕水堆在小破口事故下安全殼內(nèi)各非能動(dòng)系統(tǒng)的熱工水力特性進(jìn)行了分析[7]，系統(tǒng)分析程序具有運(yùn)算快、結(jié)果偏保守等優(yōu)點(diǎn)，在核反應(yīng)堆研究領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。典型的適用于核熱推進(jìn)系統(tǒng)的程序有ELM[8]和SAFSIM[9]等，ELM程序主要應(yīng)用于核熱推進(jìn)反應(yīng)堆燃料元件穩(wěn)態(tài)熱工水力計(jì)算，Walton[8]使用該程序?qū)RX反應(yīng)堆開(kāi)展了相關(guān)計(jì)算，結(jié)果顯示流體溫度、壁面溫度、壓降等計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值符合良好，Walton在報(bào)告中還匯總了氫氣的流動(dòng)換熱經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，具有較高的參考價(jià)值。國(guó)內(nèi)有關(guān)核熱推進(jìn)系統(tǒng)分析程序開(kāi)發(fā)的工作較少，為切實(shí)保障核熱推進(jìn)反應(yīng)堆的研究設(shè)計(jì)工作，相關(guān)程序的開(kāi)發(fā)應(yīng)當(dāng)盡早開(kāi)展。

本研究基于現(xiàn)有的適用于壓水堆的系統(tǒng)分析程序進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，添加氫氣的物性模型及流動(dòng)換熱和摩擦阻力關(guān)系式，使其適用于核熱推進(jìn)系統(tǒng)內(nèi)氫氣的流動(dòng)換熱計(jì)算，采用公開(kāi)文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及計(jì)算結(jié)果對(duì)相關(guān)模型進(jìn)行驗(yàn)證。此外，使用該二次開(kāi)發(fā)的系統(tǒng)程序?qū)σ环N典型的折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯建模，并開(kāi)展相應(yīng)的計(jì)算及分析。

1 數(shù)值模型

1.1 氫氣物性模型

核熱推進(jìn)系統(tǒng)中溫度、壓力變化范圍大，對(duì)氫氣物性模型的精度要求較高。本研究參考房玉良等[10]關(guān)于高溫氫介質(zhì)物性的研究?jī)?nèi)容，針對(duì)核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯，所采用的氫氣物性模型適用范圍為溫度300～3 000 K、壓力0.1～15 MPa。比容、比熱容、熱導(dǎo)率和黏度的物性模型如下。

對(duì)于比容的求解采用Aungier-Redlich-Kwong(ARK)真實(shí)氣體模型[11]：

(1)

式中：a(T)、b、c均為系數(shù)，各系數(shù)的詳細(xì)表達(dá)式參見(jiàn)文獻(xiàn)[11]；p為壓力，Pa；R為氫氣氣體常數(shù)，R=4 124.5 J·kg-1·K-1；T為溫度，K；V為比容，m3·kg-1。

(2)

式中，ui、vi均為系數(shù)，各系數(shù)的值參見(jiàn)文獻(xiàn)[12]。實(shí)際氣體比定壓熱容與理想氣體比定壓熱容之間的關(guān)系式可參考文獻(xiàn)[10]。

對(duì)熱導(dǎo)率λ(ρ，T)的求解采用Assael模型[13]：

λ(ρ,T)=λo(T)+Δλ(ρ,T)+Δλc(ρ,T)

(3)

式中：λo(T)為稀薄氣體熱導(dǎo)率；Δλ(ρ，T)為附加熱導(dǎo)率；Δλc(ρ，T)為臨界增量；ρ為密度，kg·m-3。

對(duì)黏度η(T，ρ)的求解采用Muzny模型[14]：

(4)

式中：η0(T)為零密度極限條件下的黏度；η1(T)為相對(duì)于零密度條件由密度大于零引入的黏度增量；c1～c6為系數(shù)；Tr為對(duì)比溫度；ρr為對(duì)比密度。

1.2 氫氣流動(dòng)換熱關(guān)系式

房玉良等[15]采用ANSYS FLUENT對(duì)高溫、高流速氫氣在圓管內(nèi)的流動(dòng)換熱特性做了研究，對(duì)比了程序計(jì)算值與經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式求得的換熱系數(shù)，結(jié)果表明，修正的Miller-Taylor關(guān)系式符合較好，其表達(dá)式如下：

(5)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；L為通道長(zhǎng)度；D為水力直徑；下標(biāo)W、b表示壁面和主流。該關(guān)系式的適用范圍為：Re，3×104～4×105；TW/Tb，1.1～8。

1.3 氫氣摩擦阻力關(guān)系式

Walton在文獻(xiàn)[8]中整理了ELM程序采用的流動(dòng)換熱關(guān)系式及摩擦阻力關(guān)系式，具有較高的參考價(jià)值。本研究模擬了氫氣在某燃料元件內(nèi)的流動(dòng)，對(duì)比了采用文獻(xiàn)[8]中不同摩擦阻力關(guān)系式進(jìn)行計(jì)算的結(jié)果，具體內(nèi)容見(jiàn)2.2節(jié)，在保證燃料元件壓降計(jì)算結(jié)果與參考值符合較好的前提下，推薦使用形式簡(jiǎn)潔的Koo關(guān)系式：

(6)

式中，f為摩擦系數(shù)。

2 數(shù)值模型驗(yàn)證

選用Taylor[16]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證氫氣的物性模型，選用ELM程序?qū)RX反應(yīng)堆燃料元件的模擬結(jié)果驗(yàn)證流動(dòng)換熱關(guān)系式和摩擦阻力關(guān)系式。

2.1 氫氣物性模型驗(yàn)證

20世紀(jì)五六十年代，為研究核動(dòng)力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，美國(guó)開(kāi)展ROVER項(xiàng)目，設(shè)計(jì)、建造并測(cè)試了多種氫氣冷卻反應(yīng)堆及核動(dòng)力火箭系統(tǒng)，期間開(kāi)展了大量有關(guān)氫氣流動(dòng)換熱的實(shí)驗(yàn)。Taylor[16]發(fā)表了關(guān)于氫氣和氦氣在圓管內(nèi)流動(dòng)換熱實(shí)驗(yàn)的研究成果，該實(shí)驗(yàn)采用的試驗(yàn)段由金屬鎢制成，試驗(yàn)段長(zhǎng)為0.227 m，內(nèi)徑為2.946 mm，管壁厚為1.587 mm。該實(shí)驗(yàn)測(cè)量了流量、進(jìn)出口流體溫度和壓力以及管道外壁面溫度等參數(shù)，并整理得到摩擦系數(shù)和對(duì)流換熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。

該報(bào)告中共有18組關(guān)于氫氣流動(dòng)換熱的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，為充分驗(yàn)證氫氣物性模型的正確性，本研究分別使用系統(tǒng)程序和ANSYS FLUENT對(duì)試驗(yàn)段建模并計(jì)算，管道入口采用流量邊界，出口采用壓力邊界，給定入口流體的溫度和加熱功率。系統(tǒng)程序建模節(jié)點(diǎn)圖如圖1所示，入口處時(shí)間相關(guān)控制體給定入口流體溫度，時(shí)間相關(guān)接管給定入口流量，出口處時(shí)間相關(guān)控制體給定出口壓力，加熱功率由熱構(gòu)件輸入。

圖1 圓管內(nèi)氫氣流動(dòng)換熱計(jì)算系統(tǒng)程序建模節(jié)點(diǎn)圖Fig.1 Nodalization of system code modeling of hydrogen flow and heat transfer calculation in circular tube

需要注意的是，文獻(xiàn)[16]中給出的溫度是總溫，而程序計(jì)算得到的溫度是靜溫，總溫與靜溫之間的關(guān)系為：

(7)

式中：Ttotal為總溫，K；Ts為靜溫，K；γ為比熱容比；Ma為馬赫數(shù)。

氫氣圓管內(nèi)流動(dòng)換熱計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比如圖2所示，系統(tǒng)程序與CFD程序計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差均在10%以?xún)?nèi)，而CFD程序的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值符合更好。結(jié)果表明，采用1.1節(jié)所述的氫氣物性模型能較好地模擬氫氣在圓管內(nèi)流動(dòng)換熱的問(wèn)題，出口總溫計(jì)算相對(duì)誤差小于10%，能滿(mǎn)足系統(tǒng)程序的計(jì)算要求，而對(duì)于簡(jiǎn)單的氫氣流動(dòng)換熱問(wèn)題，CFD程序的模擬精度更高。

圖2 氫氣圓管內(nèi)流動(dòng)換熱計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比Fig.2 Comparison of calculated result and experimental data of hydrogen flow in circular tube

2.2 流動(dòng)換熱及摩擦阻力關(guān)系式驗(yàn)證

Walton[8]使用ELM程序?qū)RX反應(yīng)堆的六邊形燃料元件進(jìn)行了計(jì)算，本研究選用NRX-A3反應(yīng)堆燃料元件的實(shí)驗(yàn)參數(shù)(表1)，燃料元件的幾何及簡(jiǎn)化模型示意圖如圖3所示。

圖3 燃料元件幾何及簡(jiǎn)化模型示意圖Fig.3 Scheme of geometry and simplified model of fuel element

表1 NRX-A3反應(yīng)堆燃料元件實(shí)驗(yàn)參數(shù)[8]Table 1 Experiment parameter of fuel element of NRX-A3 reactor[8]

使用系統(tǒng)程序?qū)υ撊剂显２⒂?jì)算，燃料元件簡(jiǎn)化為單通道模型，模型、邊界條件與2.1節(jié)氫氣物性模型驗(yàn)證部分相一致，節(jié)點(diǎn)圖如圖1所示，功率分布參考文獻(xiàn)[8]。采用不同摩擦阻力關(guān)系式進(jìn)行計(jì)算，燃料元件通道內(nèi)壓力的計(jì)算結(jié)果如圖4所示。取ELM程序計(jì)算結(jié)果的1%為相對(duì)誤差，結(jié)果顯示，采用Koo關(guān)系式、Taylor Ⅱ關(guān)系式和GRAPH-I-TITE G關(guān)系式計(jì)算得到的壓力結(jié)果均在誤差范圍內(nèi)，而采用Taylor Ⅰ關(guān)系式和基本摩擦系數(shù)關(guān)系式計(jì)算得到的壓力在靠近燃料元件出口處超出了誤差范圍。綜合考慮結(jié)果的準(zhǔn)確性和公式的簡(jiǎn)潔性，推薦使用Koo關(guān)系式。

圖4 燃料元件壓力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of pressure calculated result of fuel element

摩擦阻力關(guān)系式采用Koo關(guān)系式，流動(dòng)換熱關(guān)系式采用修正的Miller-Taylor關(guān)系式，流體溫度及壁面溫度的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)值的對(duì)比如圖5所示。由圖5可看出，二次開(kāi)發(fā)系統(tǒng)程序的計(jì)算結(jié)果與ELM程序的計(jì)算結(jié)果符合較好。除壓降、流體溫度和壁面溫度外，燃料元件內(nèi)雷諾數(shù)與馬赫數(shù)的計(jì)算結(jié)果均符合良好，流動(dòng)換熱及摩擦阻力關(guān)系式的選擇是合理的。

圖5 燃料元件溫度計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of temperature calculated result of fuel element

3 折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯計(jì)算

3.1 折流式核熱推進(jìn)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

折流即冷卻劑主流在堆芯不同區(qū)域內(nèi)存在方向相反的流動(dòng)，典型的折流式核熱推進(jìn)系統(tǒng)如圖6所示，主要包括液氫儲(chǔ)箱、渦輪泵、再生冷卻通道、徑向反射層、外側(cè)環(huán)形堆芯、軸向反射層、內(nèi)側(cè)柱形堆芯和噴管等部分，為方便表述，外側(cè)環(huán)形堆芯簡(jiǎn)稱(chēng)為外堆芯，內(nèi)側(cè)柱形堆芯簡(jiǎn)稱(chēng)為內(nèi)堆芯。低溫液氫在泵的作用下進(jìn)入系統(tǒng)，隨后在噴管喉部再生冷卻通道中吸收熱量實(shí)現(xiàn)預(yù)熱，在此過(guò)程中，氫工質(zhì)會(huì)跨越擬臨界點(diǎn)，物性變化比較劇烈[17]。超臨界氫氣隨后進(jìn)入徑向反射層，吸收反射層釋放的熱量，之后推動(dòng)渦輪，渦輪帶動(dòng)泵轉(zhuǎn)動(dòng)提供壓頭，此過(guò)程會(huì)伴隨較大的壓降。從渦輪流出的氫氣進(jìn)入外堆芯，吸收外堆芯區(qū)域燃料元件釋放的熱量后，流經(jīng)與外堆芯相鄰的軸向反射層，進(jìn)入上腔室。在上腔室中，氫氣的流動(dòng)方向發(fā)生改變，同時(shí)與來(lái)自不同燃料元件的氫氣充分交混，可有效降低氫氣溫度的不均勻程度[18]。交混后的氫氣流經(jīng)與內(nèi)堆芯相鄰的軸向反射層后，進(jìn)入內(nèi)堆芯進(jìn)一步加熱至出口溫度達(dá)2 500 K以上。最后高溫氫氣在縮放噴管中膨脹做功，將內(nèi)能轉(zhuǎn)化成動(dòng)能，為飛行器提供推力。

圖6 折流式核熱推進(jìn)系統(tǒng)示意圖Fig.6 Scheme of two-pass NTP system

3.2 反應(yīng)堆堆芯幾何及建模

本研究針對(duì)的核熱推進(jìn)反應(yīng)堆采用CERMET燃料，將UO2或UN燃料顆粒彌散在鎢金屬基體中，最高運(yùn)行溫度可達(dá)2 900～3 270 K，具有更安全、更經(jīng)濟(jì)的優(yōu)勢(shì)[19]。若全堆采用金屬鎢作基體材料，由于密度較高，會(huì)導(dǎo)致堆芯質(zhì)量過(guò)重，降低推重比。采用折流式反應(yīng)堆設(shè)計(jì)，其堆芯結(jié)構(gòu)如圖7所示，將核熱推進(jìn)反應(yīng)堆劃分為外堆芯和內(nèi)堆芯兩個(gè)區(qū)域，溫度較低的外堆芯區(qū)域選用金屬鉬作基體材料，這樣可有效降低堆芯總質(zhì)量?；w材料金屬鎢及金屬鉬的熱導(dǎo)率列于表2，密度及比定壓熱容列于表3。

表2 基體材料的熱導(dǎo)率[20]Table 2 Thermal conductivity of substrate material[20]

表3 基體材料的其他熱物理性質(zhì)[20]Table 3 Other thermophysical property of substrate material[20]

圖7 折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯示意圖Fig.7 Scheme of two-pass NTP reactor core

本文主要內(nèi)容為氫氣相關(guān)模型的驗(yàn)證及應(yīng)用，運(yùn)行參數(shù)、尺寸數(shù)據(jù)等僅根據(jù)經(jīng)驗(yàn)選取，初步設(shè)計(jì)堆芯高度為80 cm，總功率為495 MW，單個(gè)燃料元件的流通面積約為2.6×10-4m2。使用系統(tǒng)程序?qū)υ摲磻?yīng)堆堆芯建模，為節(jié)省計(jì)算資源，取堆芯的1/6作為研究對(duì)象。程序采用單通道模型，將每個(gè)六邊形圈上的燃料元件等效為1根管，水力直徑取燃料元件上單個(gè)孔道的直徑，流通面積取所有孔道的流通面積之和，堆芯截面圖如圖8所示，其中不同顏色代表不同的單通道。

圖8 反應(yīng)堆堆芯徑向截面示意圖Fig.8 Radial cross section scheme of nuclear reactor core

系統(tǒng)的入口采用流量邊界條件，同時(shí)給定入口流體的溫度；出口采用壓力邊界條件；堆芯燃料元件與軸向反射層相連，共等效為10根管型部件；上腔室等效為單一控制體；不同管型部件之間使用熱構(gòu)件相連，模擬堆芯徑向不同位置的燃料元件之間的熱傳導(dǎo)，堆芯的釋熱功率通過(guò)熱構(gòu)件輸入。系統(tǒng)建模的節(jié)點(diǎn)圖如圖9所示。

圖9 1/6堆芯建模節(jié)點(diǎn)圖Fig.9 Modeling nodalization of 1/6 reactor core

3.3 穩(wěn)態(tài)熱工水力計(jì)算

在前期的核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯設(shè)計(jì)工作中，通過(guò)合理設(shè)計(jì)不同燃料元件的富集度，可以展平徑向功率，不同通道的歸一化功率分布如圖10中柱狀圖所示，對(duì)于內(nèi)堆芯區(qū)域的通道1～6，功率分布較為均勻，且沿徑向由內(nèi)向外功率逐漸減小，對(duì)于外堆芯區(qū)域的通道7～10，通道7、8和9功率相近，通道10由于距離徑向反射層比較近，中子通量水平相對(duì)較高，功率較高。輸入某組設(shè)計(jì)工況的邊界條件進(jìn)行計(jì)算，可得到相應(yīng)的穩(wěn)態(tài)熱工水力結(jié)果，1/6堆芯的歸一化流量分布如圖10中散點(diǎn)圖所示?？梢钥闯觯捎趦?nèi)堆芯功率分布較為均勻，且氫氣在上腔室中混合后再流入內(nèi)堆芯，內(nèi)堆芯區(qū)域不同通道間的流量分布較為均勻。而外堆芯的流量分布不均勻程度較高，通道8和9由于功率水平較低，其流量高于外堆芯通道的平均值；特殊的是，對(duì)于與內(nèi)堆芯區(qū)域相鄰的通道7，雖然其燃料元件功率低于外堆芯平均值，但其流量也低于平均值，且相差超過(guò)15%。

圖10 1/6堆芯歸一化功率及流量分布Fig.10 Normalized distribution of power and mass flow rate of 1/6 reactor core

該核熱推進(jìn)反應(yīng)堆采用的CERMET燃料為多孔棱柱形燃料，堆芯內(nèi)的流動(dòng)屬于典型的并聯(lián)通道間流動(dòng)，并聯(lián)通道間的釋熱不均易引發(fā)流量分配的不均勻。由外堆芯區(qū)域功率及流量分布情況可看出，對(duì)于折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆，功率無(wú)法真實(shí)反映釋熱的水平，需對(duì)比不同通道內(nèi)流體的焓升來(lái)衡量堆芯釋熱的均勻程度。1/6堆芯歸一化焓升如圖11所示。通道6的焓升低于內(nèi)堆芯的平均水平，而通道7的焓升高于外堆芯的平均水平，這是由于內(nèi)外堆芯溫度差別較大，在交界處存在較強(qiáng)的熱傳導(dǎo)，部分內(nèi)堆芯燃料元件釋放的熱量傳遞到外堆芯，因此在外堆芯區(qū)域，通道7的功率雖然較低，但其釋熱量遠(yuǎn)高于平均值，在此影響下其流量遠(yuǎn)低于平均值。

圖11 1/6堆芯歸一化焓升分布Fig.11 Normalized distribution of enthalpy rise of 1/6 reactor core

內(nèi)外堆芯之間的熱傳導(dǎo)增加了堆芯釋熱的不均勻程度，造成個(gè)別燃料元件內(nèi)的參數(shù)與平均值相差較大，危害系統(tǒng)的穩(wěn)定性。另外，對(duì)于外堆芯區(qū)域最內(nèi)側(cè)的燃料元件(通道7)，其流量較低，釋熱量較高，易造成基體材料溫度超過(guò)限值，危害反應(yīng)堆的安全。綜上所述，在折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆堆芯的反應(yīng)堆物理設(shè)計(jì)中，尤其對(duì)于外堆芯區(qū)域具有不同富集度的燃料元件的布置，由于內(nèi)外堆芯之間存在較強(qiáng)的熱傳導(dǎo)，不能盲目地追求功率展平，應(yīng)當(dāng)結(jié)合堆芯的穩(wěn)態(tài)熱工水力計(jì)算，合理設(shè)計(jì)堆芯方案，使得冷卻劑流體溫度、流量等參數(shù)沿徑向分布盡量均勻，提高反應(yīng)堆的安全性。

4 結(jié)論

本研究將氫氣的物性模型、流動(dòng)換熱及摩擦阻力關(guān)系式植入一系統(tǒng)分析程序中，分別采用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及程序計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，使用該程序?qū)φ哿魇胶藷嵬七M(jìn)反應(yīng)堆堆芯建模并計(jì)算，所得結(jié)論如下。

1) 采用本文所述氫氣物性模型，對(duì)某圓管內(nèi)氫氣流動(dòng)換熱實(shí)驗(yàn)的計(jì)算相對(duì)誤差小于10%；采用推薦的流動(dòng)換熱及摩擦阻力經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，對(duì)某燃料元件內(nèi)氫氣流動(dòng)換熱的模擬結(jié)果與參考值符合較好。

2) 本研究采用的系統(tǒng)分析程序經(jīng)二次開(kāi)發(fā)，能應(yīng)用于核熱推進(jìn)系統(tǒng)的建模與計(jì)算，而程序的適用性、計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性需要更多的驗(yàn)證及分析。

3) 對(duì)于折流式核熱推進(jìn)反應(yīng)堆，內(nèi)外堆芯之間的熱傳導(dǎo)增加了堆芯釋熱的不均勻程度，對(duì)堆芯穩(wěn)態(tài)特性影響較大，堆芯方案的設(shè)計(jì)應(yīng)結(jié)合相應(yīng)的熱工水力計(jì)算，確保溫度、流量等重要參數(shù)沿徑向分布均勻，提高安全性。