新型兆瓦級緊湊核動(dòng)力裝置的非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)設(shè)計(jì)分析

袁樂齊 吳和鑫 茍軍利 單建強(qiáng)

（西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院 西安 710049）

深海中隱藏著各種戰(zhàn)略性資源，對于人類社會未來的可持續(xù)發(fā)展具有重大意義，被譽(yù)為21世紀(jì)的新領(lǐng)域。無人水下潛航器（Unmanned Underwater Vehicle，UUV）被認(rèn)為是執(zhí)行深海科研探測、資源勘探以及開發(fā)利用等任務(wù)的高效手段，在未來深海應(yīng)用領(lǐng)域的地位愈發(fā)重要［1］。特別是大型和超大型UUV，由于具備大載荷、多功能和深潛能力等優(yōu)勢，已經(jīng)成為世界各國競相研發(fā)的關(guān)注焦點(diǎn)［2-3］。

熱管堆具有結(jié)構(gòu)緊湊、簡單穩(wěn)定、固有安全性高等優(yōu)點(diǎn)，并且熱管是一種完全非能動(dòng)的傳熱元件，具有自驅(qū)動(dòng)的特性，很好地滿足了非能動(dòng)安全的需求［4-7］，被認(rèn)為是深空和深海核電源的主要堆型之一。為此，一種用于UUV的熱管堆耦合超臨界二氧化碳（S-CO2）布雷頓循環(huán)的新型兆瓦級核動(dòng)力系統(tǒng)被提出［8-9］。對于該系統(tǒng)，當(dāng)發(fā)生熱阱喪失事故時(shí)，需及時(shí)導(dǎo)出堆芯余熱以確保安全。

目前，熱管反應(yīng)堆的余熱排出系統(tǒng)研究及設(shè)計(jì)大多用于太空、地面等場景，而對于深海場景的研究較少。Huang 等［10］使用Fluent 對熱管反應(yīng)堆熱電發(fā)電機(jī)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)、事故分析，但沒有專門設(shè)置余熱排出系統(tǒng)。熱阱喪失事故發(fā)生時(shí)使用空氣自然對流排除余熱。結(jié)果表明，事故將使熱管溫度急劇上升至1 600 K，導(dǎo)致反應(yīng)堆造成損壞。Guo 等［11］以典型熱管反應(yīng)堆KRUSTY（Kilowatt Reactor Using Stirling TechnologY）的實(shí)驗(yàn)為依據(jù)，使用OpenFOAM 對反應(yīng)堆堆芯建模，在熱阱喪失時(shí)通過反射層與環(huán)境的自然對流導(dǎo)出衰變熱。結(jié)果表明，由于堆芯總功率較?。? kWt），堆芯溫度上升至1 112 K 后自然對流散熱將與衰變熱平衡。上述研究均只考慮了在地面使用空氣自然對流的方式導(dǎo)出衰變熱，無法用于在深海運(yùn)行的UUV。此外，傳統(tǒng)的用于陸地或海面核反應(yīng)堆的非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)設(shè)計(jì)［12-17］都較為復(fù)雜（兩個(gè)或三個(gè)回路）或占用大量空間（需要水箱或冷卻塔），也不適用于結(jié)構(gòu)緊湊的UUV。本文結(jié)合新型兆瓦級核動(dòng)力系統(tǒng)的特點(diǎn)，提出了一種利用水的自然循環(huán)冷卻熱管絕熱段的非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)概念，并基于計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）分析開展了其排熱能力的模擬研究，為該新型核動(dòng)力系統(tǒng)的余熱排出系統(tǒng)方案設(shè)計(jì)提供參考。

1 非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)初步設(shè)計(jì)

1.1 非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)工作原理

兆瓦級高效緊湊新型海洋和動(dòng)力裝置的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。圖1（a）給出了該新型核動(dòng)力系統(tǒng)的工作原理。正常運(yùn)行時(shí)，堆芯產(chǎn)生的熱量先通過熱管傳遞至熱管冷凝段，再由熱管冷凝段將熱量通過對流換熱傳給布雷頓循環(huán)回路的工質(zhì)S-CO2，從而保證堆芯的冷卻。發(fā)生熱阱喪失事故時(shí)，S-CO2回路將停止運(yùn)行，無法通過其導(dǎo)出堆芯余熱。結(jié)合該UUV系統(tǒng)的特殊結(jié)構(gòu)和應(yīng)用場景，設(shè)計(jì)了一種利用水的自然循環(huán)實(shí)現(xiàn)余熱排出的非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)，如圖1（b）所示。該系統(tǒng)將封閉的熱管絕熱段艙室設(shè)置為應(yīng)急冷卻艙，艙內(nèi)為高壓水。正常運(yùn)行和事故條件下熱管絕熱段都會持續(xù)加熱冷卻艙內(nèi)的水，使其在艙內(nèi)形成自然循環(huán)，并通過艙室壁的導(dǎo)熱將熱量傳至艙外海水，從而以非能動(dòng)的方式導(dǎo)出堆芯余熱。該方式的優(yōu)點(diǎn)在于熱管不會與海水直接接觸，避免了低溫海水灌入應(yīng)急冷卻艙對高溫?zé)峁艿臒釠_擊，同時(shí)降低了流道堵塞和放射性物質(zhì)通過熱管泄露的風(fēng)險(xiǎn)。

表1 兆瓦級高效緊湊新型海洋和動(dòng)力裝置主要參數(shù)Table 1 Main parameters of megawatt high efficiency and compact new marine nuclear power plant

表2 湍流模型結(jié)果對比Table 2 Comparison of different turbulence models

圖1 非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)示意圖 (a) 核動(dòng)力裝置整體示意圖，(b) 應(yīng)急冷卻艙剖面圖Fig.1 Schematic of passive residual heat removal system(a) Overall diagram of the nuclear power plant,(b) Emergency cooling compartment profile

深海探測的大型UUV，其潛深可達(dá)1 km，對應(yīng)壓力約為10 MPa［8，18］。因此，本文設(shè)計(jì)的非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)的工作壓力為10 MPa，為了避免應(yīng)急冷卻艙內(nèi)的水沸騰，且減少正常運(yùn)行工況下通過絕熱段的散熱，在熱管絕熱段外表面設(shè)置厚度1.5 mm，熱導(dǎo)率為0.1 W·（m·K）-1的氣凝膠作為絕熱層。根據(jù)GB150 和GB/T 20801—2006 標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范，為滿足10 MPa下的許用應(yīng)力要求，在絕熱層外設(shè)置厚度為1.0 mm承壓層，其材料與熱管材料相同。設(shè)置保溫層和絕熱層后，相鄰熱管最窄間隙為1.7 mm，如圖1（b）所示。

1.2 非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)排熱能力分析

完成非能動(dòng)余排系統(tǒng)的初步設(shè)計(jì)后，需要結(jié)合UUV 的余熱排出需求確定其最大排熱能力。假如熱阱喪失的第一時(shí)間停堆，堆芯衰變功率可表示為［18］：

式中：t為停堆后燃料絕熱升溫時(shí)間；τ為堆芯在3.5 MWt下運(yùn)行的時(shí)間。由圖2可知，停堆后的時(shí)間t越長，堆芯衰變功率越小；而堆芯運(yùn)行時(shí)間τ越長，堆芯衰變功率越大，但當(dāng)運(yùn)行時(shí)間τ增加到一定程度后（如圖2 中的540 d 后）堆芯衰變功率與運(yùn)行時(shí)間幾乎無關(guān)。因此，出于保守考慮，τ取燃料最大壽期540 d來進(jìn)行計(jì)算。

停堆后堆芯裂變功率可表示為：

熱阱完全喪失后，堆芯溫度隨時(shí)間變化可由下式計(jì)算：

式中：Mi、Ci分別為堆芯燃料和包殼的總質(zhì)量和比熱容。

余熱排出系統(tǒng)投入后，須確保燃料和包殼的溫度不能超過它們的失效溫度。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，堆芯燃料的初始溫度為800 ℃，喪失熱阱后燃料近似絕熱升溫。為滿足安全要求，事故后燃料最高溫度不能超過1 000 ℃?；谑剑?）～（3），可求得當(dāng)熱阱喪失事故發(fā)生后，燃料絕熱升溫至1 000 ℃時(shí)對應(yīng)的時(shí)間約為t=90 s，其對應(yīng)的堆芯功率為0.127 6 MW。出于保守考慮，要求非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)的最大排熱能力需達(dá)到0.14 MW，即4%的額定功率。

2 基于CFD的余熱排出系統(tǒng)特性分析

本節(jié)基于Star-CCM+軟件，研究應(yīng)急冷卻艙內(nèi)熱管圍板的幾何形狀對非能動(dòng)余排的影響，并分析獲得滿足排熱能力的應(yīng)急冷卻艙所需的軸向長度。

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性分析及湍流模型選取

由于計(jì)算區(qū)域具有對稱性，為減少計(jì)算量取模擬幾何的1/2 進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算區(qū)域包含熱管絕熱層、熱管承壓層、應(yīng)急冷卻艙壁等固體區(qū)域以及艙內(nèi)高壓水的流體區(qū)域。由于需保證燃料最高溫度不能超過1 000 ℃，此時(shí)絕熱段內(nèi)壁面溫度應(yīng)限制在800 ℃以下，因此絕熱層內(nèi)壁面為定壁溫800 ℃的邊界條件，應(yīng)急冷卻艙軸向長度固定為90 mm，外壁面使用對流邊界條件，環(huán)境溫度為5 ℃，整個(gè)應(yīng)急冷卻艙前后端面為絕熱邊界條件。

由于Star-CCM+涉及多區(qū)域耦合時(shí)難以使用六面體網(wǎng)格劃分得到邊界共形的網(wǎng)格，而采用多面體網(wǎng)格劃分得到邊界共形的網(wǎng)格會明顯降低網(wǎng)格質(zhì)量和運(yùn)算速度。并且在計(jì)算過程中發(fā)現(xiàn)二者在得到獨(dú)立于網(wǎng)格的解后并結(jié)果無明顯差異，因此本文選用六面體網(wǎng)格，如圖3所示。網(wǎng)格劃分具體設(shè)置如下：設(shè)置流體計(jì)算區(qū)域基礎(chǔ)尺寸為4 mm，并對熱管間狹窄縫隙處進(jìn)行網(wǎng)格加密，尺寸為1 mm。固體區(qū)域采用薄體網(wǎng)格，層數(shù)為2層；流體區(qū)域與熱管承壓層的界面處布置8 層棱柱層，增長率為1.5，總厚度為0.3 mm；其余流體區(qū)域邊界則設(shè)置6層棱柱層，總厚度為4 mm的棱柱層。網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證如圖4所示，監(jiān)測M1、M2截面處的總循環(huán)流量，最終在網(wǎng)格數(shù)達(dá)到7.4×106時(shí)得到獨(dú)立于網(wǎng)格的解。對于不同軸向長度的工況按比例增加網(wǎng)格數(shù)量，保證單位長度內(nèi)網(wǎng)格數(shù)量相同。

圖3 流、固區(qū)域網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic grid of flow and solid areas

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性曲線Fig.4 Grid independence curve

由于熱管管束間隙的空間非常狹小，近壁面邊界層行為會對流動(dòng)換熱產(chǎn)生很大影響，需使用低雷諾數(shù)湍流模型進(jìn)行模擬。因此，分別對下述不同的低雷諾數(shù)湍流模型進(jìn)行了比較：可實(shí)現(xiàn)的k-e兩層模型、標(biāo)準(zhǔn)k-e低雷諾數(shù)模型、V2Fk-e模型以及SST（Menter）k-ω模型。結(jié)果如表3所示，可知選取的4種湍流模型最終結(jié)果相差均很小，通過模擬發(fā)現(xiàn)SST（Menter）K-Omega 模型的收斂速度更快、計(jì)算更穩(wěn)定，因此最終選用該模型。

表3 不同圍板下部長度的結(jié)果Table 3 Results of different lengths

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 有無圍板影響分析

為實(shí)現(xiàn)更合理的流量分配、降低最高溫度，本文設(shè)計(jì)了環(huán)繞熱管管束區(qū)域的導(dǎo)流圍板。因此分別對有圍板和無圍板工況進(jìn)行了模擬，其中有圍板工況圍板的進(jìn)出口寬度為40 mm。

溫度、速度分布云圖如圖5所示，可知腔內(nèi)流體在經(jīng)熱管管束加熱后向上流動(dòng)，與頂部外壁接觸后被逐漸冷卻，冷卻后的流體在密度差的作用下沿著內(nèi)壁向下流動(dòng)，通過對流換熱將應(yīng)急冷卻艙內(nèi)水的熱量傳遞給外部海水，然后再重新回流至熱管管束區(qū)域形成循環(huán)。圖6 為二者中心軸線（如圖3 中Central axis 位置）的對稱面上的溫度、速度場云圖，體現(xiàn)了冷卻艙軸向流場分布。由圖可知整個(gè)流體區(qū)域在軸向上總體分布均勻，僅在艙室最上部靠近壁面的局部位置上形成漩渦，并不影響其余區(qū)域流場分布，因此后文將不再分析流場的軸向分布。

圖6 軸向溫度和速度對比 (a) 有圍板，(b) 無圍板Fig.6 Comparison of axial temperature and velocity distribution with (a) and without (b) baffle

在無圍板情況下，腔內(nèi)流體大部分從熱管管束側(cè)面流經(jīng)管間縫隙進(jìn)行換熱，對艙室下部的流體擾動(dòng)微弱，因此下部流體溫度顯著低于有圍板工況。有圍板情況下，流體完全從下部圍板開口處流經(jīng)熱管管束實(shí)現(xiàn)對熱管的冷卻，因此對下部流體擾動(dòng)更加明顯，下部流體溫度較高。此外有圍板工況下流體完全從管束底部自下而上流經(jīng)熱管間隙，流量分配更合理，因此冷卻性能更好、流體最高溫度較低。后續(xù)計(jì)算將采用布置圍板的方案，并進(jìn)一步探討圍板幾何形狀的影響。

2.2.2 圍板下部長度影響分析

從圖5（a）流場云圖可知，大部分參與自然循環(huán)的流體沿著應(yīng)急冷卻艙外殼內(nèi)壁下降至圍板下部開口等高處，然后水平流向開口進(jìn)入管束區(qū)域。因此，延長圍板下部有助于驅(qū)使艙室下部流體參與自然循環(huán)、降低流體溫度。為實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo)分別對不延長圍板下部長度、延長200 mm、延長400 mm的工況進(jìn)行模擬，均保持進(jìn)出口寬度為40 mm，結(jié)果如表4、圖7所示。

表4 不同進(jìn)出口寬度的結(jié)果Table 4 Results of different widths

圖7 圍板延長長度的溫度、速度分布云圖對比 (a) 200 mm，(b) 400 mmFig.7 Nephogram comparison of temperature and velocity distribution with baffle extension lengths of (a) 200 mm,(b) 400 mm

由表4可知，隨著圍板下部延長長度的增加，管束區(qū)域進(jìn)口流體溫度逐漸降低，但與此同時(shí)管束區(qū)域進(jìn)出口溫差和流體溫度峰值卻隨之升高。其原因在于，隨著圍板下部逐漸延長，循環(huán)流量從0.238 8 kg·s-1分別降至0.200 1 kg·s-1、0.144 4 kg·s-1，導(dǎo)致了溫差和最高溫度的升高。這是主要是因?yàn)樽匀谎h(huán)驅(qū)動(dòng)力較弱，延長擋板使得流動(dòng)阻力增加，因此循環(huán)流量減少冷卻能力減弱，導(dǎo)致流體最高溫度不降反升。

由此可見，延長圍板反而不利于降低最高溫度，后續(xù)模擬將使用不延長圍板的布置。

2.2.3 圍板進(jìn)出口寬度影響分析

為分析進(jìn)出口寬度對冷卻能力和流動(dòng)阻力的影響，分別對圍板進(jìn)出口寬度為40 mm、80 mm、160 mm的工況進(jìn)行模擬，結(jié)果如表5、圖8所示。速度場云圖可以看出，在160 mm 開口下，圍板下部開口的中心區(qū)域幾乎沒有流動(dòng)，主流總是貼近圍板下部開口的兩側(cè)向管束流去；而表5 也說明了增加圍板進(jìn)出口寬度對循環(huán)流量和流體溫度最大值的影響極其有限，可以說明隨著圍板下部開口寬度的增大，進(jìn)口速度場并沒有明顯變化。開口寬度影響不明顯的主要原因是自然循環(huán)中壓差驅(qū)動(dòng)的進(jìn)口流速、流量均很小，進(jìn)口流速最大處僅有0.108 m·s-1，因此圍板進(jìn)出口寬度所造成的阻力很微弱，幾乎不會影響流場。故后續(xù)的模擬將采用進(jìn)出口寬度為40 mm的條件。

表5 不同軸向長度的結(jié)果Table 5 Results of axial lengths

圖8 圍板開口寬度的溫度、速度分布云圖對比 (a) 40 mm，(b) 80 mm，(c) 160 mmFig.8 Nephogram comparison of temperature and velocity distribution with baffle opening widths of(a) 40 mm,(b) 80 mm,(c) 160 mm

2.2.4 圍板對于溫度分布影響總結(jié)

為分析冷卻艙內(nèi)溫度沿高度方向的分布情況，監(jiān)測各工況豎直中心軸線上（如圖3 中Central axis位置）的溫度值，其溫度曲線如圖9所示。其中有圍板工況開口寬度為40 mm，且圍板未做延長處理。低于0.48 m 的區(qū)域?yàn)榈陀趪暹M(jìn)口的下部流體區(qū)域，此處受到自然循環(huán)擾動(dòng)較弱且未受到熱管的直接加熱，因此溫度最低。在0.48～1.07 m段為熱管管束區(qū)域，流體溫度沿高度快速上升，并在管束區(qū)域出口1.07 m處達(dá)到最高溫度；其中0.73～0.87 m段為中心導(dǎo)向管區(qū)域，周圍流體不被加熱因此溫度較低。

圖9 不同圍板結(jié)構(gòu)溫度曲線Fig.9 Temperature curves of different geometries

與其余工況相比，無圍板工況最下部的流體溫度最低，而在管束的加熱區(qū)域的流體溫度幾乎都高于其余工況，這主要是由于流量分配的不合理導(dǎo)致的。對于有延長圍板的工況，由于圍板導(dǎo)致循環(huán)流量下降，因此盡管在加熱區(qū)域前半部分溫度隨著延長長度的增加而降低，但在后半部分卻呈現(xiàn)出截然相反的趨勢。不同開口寬度的工況的流體溫度在1.1 m 前的分布幾乎一致，而1.1 m 后由于流場的分布差異導(dǎo)致溫度略有區(qū)別，但總體沒有明顯差異。

綜上所述，可知有圍板、開口40 mm并且不延長圍板下部長度的工況流體峰值溫度最低，因此后文對于最佳軸向長度的分析將使用這種幾何布局方式。

2.2.5 應(yīng)急冷卻艙軸向長度影響分析

前文已在定壁溫邊界條件、軸向長度為90 mm的工況下選出最佳的圍板結(jié)構(gòu)，但尚不能滿足使余熱排出方案能達(dá)到4%的額定功率的要求。因此選用前文所確定的幾何結(jié)構(gòu)，在恒定熱流密度條件下調(diào)節(jié)軸向長度，以得到滿足設(shè)計(jì)需求的最短的軸向長度。

如表6 所示，模擬了不同軸向長度的工況。結(jié)果表明，軸向長度為150 mm 及以上時(shí)，絕熱層最高溫度為804 ℃，已接近低于800 ℃的需求。然而此時(shí)流體已經(jīng)接近沸騰，為避免沸騰導(dǎo)致傳熱惡化需預(yù)留更高的過冷度。由圖10可知，隨著軸向長度的增加流體最高溫度也隨之減小，當(dāng)軸向長度為160 mm時(shí)流體最高溫度為288 ℃，過冷度為22 ℃，此時(shí)絕熱層材料最高溫度為765 ℃，均滿足設(shè)計(jì)需求。因此，160 mm為應(yīng)急冷卻艙在保守滿足最大非能動(dòng)余排功率要求下的最短長度。

表6 不同環(huán)境溫度的結(jié)果Table 6 Results of ambient temperatures

圖10 不同軸向長度溫度曲線Fig.10 Temperature curves of different axial lengths

需要注意的是，絕熱層內(nèi)壁面平均溫度與最高溫度存在較大差異，如圖11所示。絕熱層材料內(nèi)壁面溫度自下而上從658 ℃逐漸上升至753 ℃，最大溫度位于最上方熱管。與定壁溫邊界條件下的壁溫均勻分布不同，恒定熱流密度邊界條件下的壁溫不均勻性使得必須加大軸向長度來減小最高溫度，因此選用恒定熱流密度邊界條件的方案是更為保守的方案。

圖11 絕熱層內(nèi)壁面溫度分布圖Fig.11 Temperature distribution diagram of inner wall of adiabatic layer

2.2.6 環(huán)境溫度影響分析

在海洋中不同深度處的海水溫度有一定差異，靠近海洋表面處的水溫與室溫接近，而水下1 km海水溫度約為5 ℃［19］。因此，為保證在不同深度下的系統(tǒng)能夠正常運(yùn)行，有必要考慮不同環(huán)境溫度下的溫度場分布，以保證材料溫度不超過設(shè)計(jì)值。其結(jié)果如表7 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，即使在最高環(huán)境溫度25 ℃的條件下，絕熱材料最高溫度依舊保持在800 ℃以下，流體最高溫度低于10 MPa 下的沸點(diǎn)，可以保證160 mm軸向長度是合理的。

3 結(jié)語

本文基于Star-CCM+軟件，在不同邊界條件下對非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)應(yīng)急冷卻艙建立了幾何及網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，研究了圍板外形及應(yīng)急冷卻艙軸向長度對流場及溫度場的影響，并從中選出了最佳的幾何外形及尺寸。結(jié)果表明：

1）在應(yīng)急冷卻艙內(nèi)使用圍板包圍熱管管束區(qū)域可以使得循環(huán)流量更好地流經(jīng)管束區(qū)域，相較于沒有設(shè)計(jì)圍板的工況，有圍板時(shí)流體最高溫度下降了5 ℃，因此選用添加圍板的設(shè)計(jì)方案；

2）圍板進(jìn)出口寬度對于循環(huán)流量及流體最高溫度影響很小，這是由于進(jìn)口流速僅有0.108 m·s-1，圍板出入口造成的阻力很小，因此選定40 mm 進(jìn)出口寬度方案；

3）盡管延長圍板下部可以降低管束區(qū)域的入口溫度，但也會顯著降低循環(huán)流量，導(dǎo)致冷卻能力總體上減弱，流體最高溫度相較于一般的六邊形圍板結(jié)構(gòu)更高，綜合考慮后采用不延長圍板下部的方案；

4）環(huán)境溫度為5 ℃時(shí)，保持總余熱排出功率不變，增加軸向長度以降低流、固區(qū)域溫度，在最小軸向長度為160 mm 下可以保證絕熱層材料最高溫度為765 ℃，流體最高溫度為288 ℃，均低于設(shè)計(jì)需求?？梢哉J(rèn)為160 mm 為應(yīng)急冷卻艙在保守滿足最大非能動(dòng)余排功率的要求下的最短長度；

5）軸向長度為160 mm 的應(yīng)急冷卻艙在最高環(huán)境溫度為25 ℃的條件下，絕熱層材料最高溫度為771.2 ℃，流體最高溫度為300 ℃，低于設(shè)計(jì)需求和水在10 MPa下的沸點(diǎn)，可以認(rèn)為余熱排出方案在5～25 ℃范圍內(nèi)均能正常運(yùn)行。

綜上所述，本數(shù)值模擬研究對應(yīng)急冷卻艙在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行下的幾何設(shè)計(jì)進(jìn)行了初步分析，為該新型熱管反應(yīng)堆余熱排出方案提供了參考。

作者貢獻(xiàn)聲明袁樂齊負(fù)責(zé)數(shù)值仿真模型的建立，調(diào)節(jié)與運(yùn)行，分析數(shù)據(jù)，文章寫作；吳和鑫負(fù)責(zé)非能動(dòng)余熱排出方案的設(shè)計(jì)；茍軍利、單建強(qiáng)對文章的知識性內(nèi)容作批評性審閱；茍軍利負(fù)責(zé)獲取研究經(jīng)費(fèi)，行政、技術(shù)或材料支持，指導(dǎo)，支持性貢獻(xiàn)等。