水冷包層模塊第一壁流動(dòng)傳熱特性初步分析

周 璇，佟立麗，曹學(xué)武

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海200240)

水冷包層模塊第一壁流動(dòng)傳熱特性初步分析

周 璇，佟立麗，曹學(xué)武

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海200240)

本文基于我國(guó)聚變工程實(shí)驗(yàn)堆水冷包層優(yōu)化設(shè)計(jì)與安全分析的要求，針對(duì)水冷包層模塊第一壁的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究。采用計(jì)算流體力學(xué)方法，建立了水冷包層模塊第一壁的三維數(shù)值模型，研究流量分配的特點(diǎn)以及溫度分布情況，分析與評(píng)估在穩(wěn)態(tài)工況、瞬態(tài)工況及失流事故下的水冷包層模塊第一壁傳熱能力。研究結(jié)果表明，不同冷卻管間存在流量分配不均勻的現(xiàn)象；在穩(wěn)態(tài)工況下，水冷包層模塊第一壁具有較好的傳熱能力，瞬態(tài)工況下水冷包層模塊能夠有效地導(dǎo)出反應(yīng)堆熱量；失流事故下冷卻管內(nèi)溫度短時(shí)間上升至系統(tǒng)壓力下的飽和溫度，有待進(jìn)一步研究。相關(guān)研究為優(yōu)化包層第一壁傳熱設(shè)計(jì)提供參考，并為今后聚變堆的安全分析提供依據(jù)。

水冷包層模塊；第一壁；熱工水力；數(shù)值模擬

國(guó)際熱核聚變實(shí)驗(yàn)堆ITER包層系統(tǒng)受到越來(lái)越多的關(guān)注，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)ITER裝置不同結(jié)構(gòu)材料的包層系統(tǒng)進(jìn)行了大量研究。目前國(guó)內(nèi)外的包層設(shè)計(jì)選取的冷卻劑多數(shù)為氦氣，少部分為水。根據(jù)我國(guó)聚變發(fā)展路線圖，在ITER和EAST基礎(chǔ)上，進(jìn)一步向DEMO靠近的中國(guó)聚變工程實(shí)驗(yàn)堆已經(jīng)開(kāi)始進(jìn)行總體設(shè)計(jì)。水冷固態(tài)球床增殖包層作為三種CFETR氚增殖包層方案之一，更有利于熱量的導(dǎo)出，并且工程應(yīng)用技術(shù)成熟[1]。但是，水冷包層模塊中存在復(fù)雜的冷卻劑通道，在第一壁、側(cè)壁、內(nèi)部冷卻板、背板等部分都存在大量的并聯(lián)通道。水冷包層模塊第一壁直接面對(duì)等離子體，其表面承受了很高的熱流密度，因此很有必要研究在高熱流密度條件下第一壁的載熱能力。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)包層模塊第一壁進(jìn)行了大量的研究。中國(guó)核工業(yè)西南物理研究院的趙周和馮開(kāi)明等人利用通用有限元程序ANSYS對(duì)中國(guó)氦冷固態(tài)氚增殖劑實(shí)驗(yàn)包層模塊第一壁進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)以及事故情況熱分析。結(jié)果表明，第一壁鈹保護(hù)板和RAFM鋼的最高溫度符合熱工安全設(shè)計(jì)要求[2]。日本原子能機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)了一種水冷固態(tài)增殖包層，用超聲波流量計(jì)測(cè)量了15個(gè)冷卻通道的流量分配，并在離子束實(shí)驗(yàn)裝置中進(jìn)行第一壁高熱流密度測(cè)試[3]。R.Zanino和R.Bonifetto等人對(duì)ITER第一壁06板運(yùn)用ANSYS-FLUENT進(jìn)行了CFD熱工水力分析[4-5]，其研究結(jié)果表明符合設(shè)計(jì)要求。佟立麗等對(duì)ITER裝置第一壁冷卻管進(jìn)行了破口事故分析，評(píng)估了計(jì)算模型的響應(yīng)能力[6]。

本論文以ITER水冷包層模塊第一壁為研究對(duì)象，在準(zhǔn)確分析第一壁物理模型的基礎(chǔ)上，建立三維模型，對(duì)水冷包層模塊第一壁進(jìn)行數(shù)值模擬，評(píng)估包層第一壁傳熱能力，為聚變堆水冷包層模塊技術(shù)提供支持。

1 水冷包層模塊第一壁分析模型

1.1 模型建立及簡(jiǎn)化

從結(jié)構(gòu)上看，水冷包層模塊分為左右兩個(gè)完全相同的子模塊，且其內(nèi)部結(jié)構(gòu)也完全相同。每個(gè)子模塊中，外部有第一壁(見(jiàn)圖1)、側(cè)壁和背板，壁面內(nèi)分布有冷卻通道。子模塊內(nèi)部有冷卻板，在冷卻板上焊有圓形冷卻通道。球床式氚增殖劑和中子倍增劑分別布置在冷卻板之間、冷卻板與壁面之間形成的空間里。

圖1 水冷包層模塊第一壁三維模型Fig.1 Model of the first wall

從熱工角度看，水冷包層模塊第一壁面向等離子體部分的面積為0.68m寬×1.94m高，兩個(gè)子模塊之間有20mm的空隙。整個(gè)包層模塊在正常運(yùn)行工況下，其總沉積熱1.55MW，包括等離子體對(duì)第一壁的平均表面熱流0.3MW/m2(峰值0.5MW/m2)，以及由于0.78MW/m2中子壁載荷產(chǎn)生的核熱。包層內(nèi)冷卻劑的入口溫度280℃，出口溫度325℃，壓力15.5MPa，總體流量6.15kg/s，每個(gè)子模塊流量為3.08kg/s。

冷卻劑從入口管流入，進(jìn)入到第一壁入口集管，分左右兩側(cè)進(jìn)入兩個(gè)子模塊，隨后進(jìn)入29根第一壁冷卻管，其冷卻通道截面為8mm×8mm的正方形，兩冷卻管中心距離11mm，冷卻劑向上流經(jīng)第一壁冷卻管，匯集到第一壁出口集管，并通過(guò)兩個(gè)90°彎管分別流向左右側(cè)壁。隨后，冷卻劑進(jìn)入兩個(gè)側(cè)壁冷卻通道，其截面為10mm×10mm的正方形，兩冷卻管中心距離46mm。流經(jīng)側(cè)壁后，冷卻劑進(jìn)入第一級(jí)冷卻板，隨后進(jìn)入第二、三、四級(jí)冷卻板，向下經(jīng)過(guò)增殖區(qū)，最終進(jìn)入位于背板的冷卻管。冷卻劑從背板上部的冷卻劑出口流出，出口溫度325 ℃。冷卻劑從包層出口進(jìn)入主冷卻系統(tǒng)回路，最終通過(guò)蒸汽發(fā)生器產(chǎn)生飽和蒸汽，推動(dòng)汽輪機(jī)和發(fā)電機(jī)，實(shí)現(xiàn)聚變能向電能的轉(zhuǎn)換。

根據(jù)第一壁的對(duì)稱性，選取15根冷卻劑管道建立數(shù)值模擬模型，入口流量成比例由3.08kg/s減小至1.59kg/s。同時(shí)，將入口/出口圓柱集管簡(jiǎn)化成方形管，將出口的兩根彎管簡(jiǎn)化成一根管，且只分析到直管部分。這樣，包層模塊第一壁模型由入口/出口方形集管，15根并行的方形管組成。

1.2 網(wǎng)格劃分

運(yùn)用六面體結(jié)構(gòu)劃網(wǎng)格方法，首先創(chuàng)建進(jìn)出口集管的塊，然后通過(guò)拉伸，分別從進(jìn)口集管和出口集管出發(fā)，創(chuàng)建15根冷卻劑管道的塊，最后通過(guò)復(fù)制塊創(chuàng)建進(jìn)出口圓管的o-block，按這樣的步驟，保證在分割一部分塊時(shí)不會(huì)對(duì)其他塊造成破壞，從而減少進(jìn)出口區(qū)域的低質(zhì)量網(wǎng)格。為了后續(xù)分析冷卻管之間的流量分配與溫度，在每根管靠近出口集管處設(shè)置了一個(gè)斷面(見(jiàn)圖2)，分別定義part，并設(shè)置interface將斷面連接起來(lái)。然后將塊與幾何體各部分關(guān)聯(lián)起來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖2 出口段斷面Fig.2 Cross section near the outlet

對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行檢查，反復(fù)修改調(diào)整，最終得到質(zhì)量較高的網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量都在0.4以上。網(wǎng)格單元數(shù)673393，節(jié)點(diǎn)數(shù)508650。

1.3 網(wǎng)格敏感性分析

為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析。設(shè)置不同的全局最大網(wǎng)格尺寸，前者全局最大網(wǎng)格尺寸3mm，網(wǎng)格單元數(shù)673393，節(jié)點(diǎn)數(shù)508650；后者全局最大網(wǎng)格尺寸4mm，網(wǎng)格單元數(shù)449735，節(jié)點(diǎn)數(shù)312139。采用兩種不同疏密程度的網(wǎng)格進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，設(shè)置同樣的參數(shù)和邊界條件，后處理得到溫度分布情況相同，算得進(jìn)出口溫升前者為17.40K，后者為17.33K，相對(duì)誤差僅0.40%(見(jiàn)表1)。

表1 兩種網(wǎng)格結(jié)果對(duì)比

圖3為兩種網(wǎng)格通道溫度對(duì)比，可以看出其溫度分布趨勢(shì)大致是一致的，最大相對(duì)誤差僅0.016%。因此，在初始網(wǎng)格密度基礎(chǔ)上，調(diào)整網(wǎng)格密度，對(duì)結(jié)果的影響可忽略不計(jì)，初始網(wǎng)格密度是合適的。

圖3 兩種網(wǎng)格各通道溫度對(duì)比Fig.3 Comparison of temperature in two grids

2 穩(wěn)態(tài)流動(dòng)傳熱特性分析

2.1 穩(wěn)態(tài)傳熱分析

穩(wěn)態(tài)計(jì)算中，設(shè)置出口為平均壓力邊界，壁面為無(wú)滑移邊界條件。冷卻劑流速較低，近似成不可壓縮流體，熱傳遞模型選擇熱焓模型，湍流模型選擇k-Epsilon模型。首先設(shè)置加熱面熱流密度0.3MW/m2，其余面為絕熱，殘差0.0001。用求解器進(jìn)行計(jì)算，后處理得到出口溫度563.37K，溫升10.37K，整個(gè)第一壁最大溫度569.45K。

將熱流密度提升至0.5MW/m2，其余條件不變，再次進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到此工況下的溫度分布(見(jiàn)圖4)。出口溫度570.40K，溫升17.40K。與利用公式ΔT=Q/Cm計(jì)算求得的溫升比對(duì)，其結(jié)果是相符的。整個(gè)第一壁最大溫度581.66K。對(duì)于單根冷卻劑管道(見(jiàn)圖5)，其中間部分的溫升比兩側(cè)的溫升快。

圖4 熱流密度為0.5MW/m2時(shí)的溫度分布Fig.4 Thermal distribution of the 0.5MW/m2heat flux

圖5 加熱面段單根管道溫度分布Fig.5 Thermal distribution of the single heating pipe

圖6為熱流密度0.5MW/m2時(shí)的靠近加熱面處溫度分布圖。加熱面均勻加熱，沿流動(dòng)方向冷卻劑溫度逐漸升高。圖7為加熱面段靠近出口一側(cè)橫截面溫度分布，靠近加熱面一側(cè)的溫度較高。

圖6 加熱段15根管道溫度分布Fig.6 Thermal distribution of the 15 heating pipes

圖7 加熱段橫截面溫度分布Fig.7 Thermal distribution of the cross section

2.2 出入口流動(dòng)特性分析

圖8 入口集管三維流線圖Fig.8 Streamline of the inlet manifold

針對(duì)加熱面段熱流密度0.5MW/m2的工況，觀察入口和出口集管的流動(dòng)行為，得到入口集管流線圖(見(jiàn)圖8)及出口集管流線圖(見(jiàn)圖9)。入口集管存在復(fù)雜的流動(dòng)行為，可以明顯區(qū)分為主流和逆流兩大部分。其中，主流進(jìn)入冷卻管的位置是影響流量分配的主要因素，而逆流區(qū)形成了一系列的渦流和沿管壁的環(huán)向流動(dòng)。冷卻劑以均勻流速?gòu)娜肟谶M(jìn)入后，經(jīng)過(guò)一個(gè)突擴(kuò)后，進(jìn)入入口集管，但在逆流的擠壓作用下，并沒(méi)有在突擴(kuò)區(qū)產(chǎn)生渦，而是在慣性和逆流兩者的作用下，沿著入口方向逐步抬升。部分冷卻劑在脫離主流之后繼續(xù)向入口集管的后部流動(dòng)，與后壁面發(fā)生碰撞，產(chǎn)生180°反轉(zhuǎn)，形成了與主流方向相反的逆流。冷卻劑流入出口集管，有一個(gè)攪混的過(guò)程，經(jīng)過(guò)一個(gè)突縮管后由壓力出口邊界流出，出口集管兩側(cè)逆流也形成較大漩渦。

圖9 出口集管三維流線圖Fig.9 Streamline of the outlet manifold

2.3 流量分配與傳熱特性分析

針對(duì)熱流密度為0.5MW/m2的工況，測(cè)量15根冷卻劑管道的流量分配(見(jiàn)圖10)。各管道中存在著流量分配不均勻現(xiàn)象，質(zhì)量流量最大值0.108kg/s，最小值0.103kg/s，偏差4.63%，流量分配差異較小，流量分布不是嚴(yán)格對(duì)稱的。由于中間冷卻管受入口集管主流的影響，流量相對(duì)較大，兩側(cè)冷卻管的冷卻劑主要來(lái)自入口集管的逆流，流量相對(duì)較小。因此，中間管道流量較高，兩邊管道流量較低。

圖10 各通道流量溫度分配Fig.10 Flow and thermal distribution in each channel

分析每根冷卻管的出口溫度(見(jiàn)圖10、圖11)。平均溫度最大值571.02K，最小值570.15K，兩者差距僅0.87K，出口平均溫度最大值與最小值偏差0.15%，但平均溫升的偏差值較大，為4.83%。出口平均溫度分布也不是嚴(yán)格對(duì)稱的。中間冷卻管的出口平均溫度較低，兩側(cè)冷卻管的出口平均溫度較高，其變化規(guī)律與質(zhì)量流量的變化規(guī)律相反。這是由于流量高的中間冷卻管可以帶走更多熱量，故溫度較低，反之流量低的兩側(cè)冷卻管帶走的熱量較少，故溫度較高。對(duì)于單根管道，其溫度分布不是均勻的，但最大溫差僅0.1K左右。

圖11 各通道出口溫度分布云圖Fig.11 Thermal distribution of each channel

3 瞬態(tài)傳熱特性分析

3.1 啟動(dòng)瞬態(tài)

ITER裝置正常運(yùn)行熱功率約為700MW，但在聚變反應(yīng)啟動(dòng)的時(shí)候，其功率由零功率上升到滿功率的時(shí)間非常短，約為50s。對(duì)于水冷包層模塊來(lái)說(shuō)，其沉積熱將在這50s內(nèi)從0MW上升至1.55MW，使其中的冷卻劑從開(kāi)始的280℃/15.5MPa上升至出口溫度壓力325℃/15.5MPa。50s后，沉積熱穩(wěn)定在1.55MW。

圖12為加熱面段熱流密度隨時(shí)間的變化。總計(jì)算時(shí)間70s，殘差0.0001，時(shí)間步長(zhǎng)0.002s。通過(guò)瞬態(tài)計(jì)算，得到出口平均溫度變化(見(jiàn)圖12)。隨著聚變熱功率逐步提升，最終達(dá)正常運(yùn)行值，冷卻劑溫度也隨之升高，并最終達(dá)穩(wěn)態(tài)值，計(jì)算得到第一壁進(jìn)出口冷卻劑最大溫升速度0.35℃/s。冷卻劑出口溫度在62s左右達(dá)平衡。第一壁各部分流量分配穩(wěn)定，沒(méi)有觀察到流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象。冷卻劑始終保持過(guò)冷狀態(tài)，能及時(shí)導(dǎo)出聚變沉積熱，這說(shuō)明現(xiàn)有的設(shè)計(jì)能夠保證在啟動(dòng)瞬態(tài)有充足的冷卻能力。但是，冷卻劑溫度在50s內(nèi)大幅度上升，可能會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)材料產(chǎn)生較大的瞬間熱應(yīng)力，應(yīng)該進(jìn)行進(jìn)一步研究。

圖12 啟動(dòng)瞬態(tài)熱流密度與溫度隨時(shí)間的變化Fig.12 Changes of heat flux and temperature when starting

圖13和圖14分別顯示了第20s和第40s各通道出口溫度分布，盡管不同時(shí)刻的溫度不一樣，但各通道之間的溫度分布規(guī)律一樣，呈現(xiàn)中間通道溫度低，兩邊通道溫度高的趨勢(shì)，與穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果相符。

圖13 第20 s時(shí)各通道出口溫度分布云圖Fig.13 Thermal distribution at 20 s

圖14 第40 s時(shí)各通道出口溫度分布云圖Fig.14 Thermal distribution at 40 s

3.2 運(yùn)行瞬態(tài)

在聚變堆等離子體正常運(yùn)行過(guò)程中，因等離子體的MARFE(Multifaceted Asymmetric Radiation From the Edge，MARFE)現(xiàn)象及環(huán)向場(chǎng)波紋度現(xiàn)象的影響，會(huì)在短時(shí)間內(nèi)對(duì)水冷包層產(chǎn)生很高的局部表面熱流密度，并持續(xù)幾秒時(shí)間，將會(huì)對(duì)冷卻劑的運(yùn)行產(chǎn)生非常大的影響。

圖15顯示了在模擬計(jì)算過(guò)程中所采用的熱邊界條件，總時(shí)間15s，殘差0.0001，時(shí)間步長(zhǎng)0.01s。通過(guò)瞬態(tài)計(jì)算，得到出口平均溫度隨時(shí)間的變化(見(jiàn)圖15)。當(dāng)熱流密度從0.3MW/m2增加至0.5MW/m2，冷卻劑溫度也逐漸由563K升高至570K。冷卻劑出口溫度在運(yùn)行瞬態(tài)發(fā)生后的短短3s內(nèi)就達(dá)到最大值。5s后，熱流密度回到正常運(yùn)行值0.3MW/m2，第一壁冷卻劑溫度逐漸由570K回歸初值563K，由于傳熱的滯后效應(yīng)，出口平均溫度對(duì)于熱流密度變化的響應(yīng)有一個(gè)相對(duì)的傳熱滯后過(guò)程，約3s后，出口冷卻劑溫度才達(dá)穩(wěn)態(tài)值563K。

圖15 運(yùn)行瞬態(tài)熱流密度與溫度隨時(shí)間的變化Fig.15 Changes of heat flux and temperature when starting

圖16為第6s時(shí)各通道出口溫度分布，該時(shí)刻冷卻劑溫度正處于上升階段，依然滿足中間通道溫度低，兩側(cè)溫度高的規(guī)律。對(duì)于單根通道，其內(nèi)部的溫度分布并不是均勻的，這是因?yàn)樵O(shè)置管道的加熱面只有一側(cè)，在測(cè)量15根管道溫度處，冷卻劑經(jīng)過(guò)加熱后還沒(méi)有充分地混合，熱流密度階躍上升時(shí)，偏向加熱面的一側(cè)的溫度響應(yīng)更快，其溫度要比背離加熱面一側(cè)的溫度高。

圖16 第6s時(shí)各通道出口溫度分布云圖Fig.16 Thermal distribution at 6s

圖17為了第11s時(shí)各通道出口溫度分布，該時(shí)刻冷卻劑溫度正處于下降階段。對(duì)于單根管，由于同樣的原因，其分布與上升階段相反。

圖17 第11s時(shí)各通道出口溫度分布云圖Fig.17 Thermal distribution at 11s

圖18顯示了中間和兩側(cè)冷卻劑通道的出口平均溫度變化。兩側(cè)通道的流量比中間通道低，導(dǎo)致兩側(cè)通道溫度比中間通道稍高，但不同通道的出口溫度差異并不大，最大相差1.16K，偏差0.2%，局部管道的溫度隨時(shí)間變化趨勢(shì)與總的變化趨勢(shì)一致，同一時(shí)刻不同冷卻劑通道出口位置的溫度分布可以近似看成是均勻的。

圖18 運(yùn)行瞬態(tài)兩側(cè)和中間通道溫度變化Fig.18 Temperature changes at the sides and the middle channels at operation transient

冷卻劑最高溫度580.46K，整個(gè)運(yùn)行瞬態(tài)的熱量能夠被有效帶出，并沒(méi)有對(duì)第一壁的運(yùn)行造成嚴(yán)重影響，沒(méi)有觀察到流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象，可以保證第一壁在該運(yùn)行瞬態(tài)下的安全和完整性。雖然第一壁冷卻劑最高溫度沒(méi)有達(dá)到飽和溫度617K，但很有可能在冷卻板和背板等其他部分達(dá)飽和溫度，因此有待進(jìn)一步研究。

3.3 失流事故

本文假設(shè)失流事故發(fā)生后，聚變裝置未能及時(shí)停堆。為進(jìn)行保守分析，熱流密度選取峰值熱流密度0.5MW/m2。通常情況，當(dāng)失流事故發(fā)生后，流量W隨時(shí)間t變化的趨勢(shì)可表示為如下公式：

式中：T——水泵半時(shí)間，即質(zhì)量流量下降到初始流量的一半所需的時(shí)間。

在壓水堆中，非能動(dòng)先進(jìn)壓水堆屏蔽泵的水泵半時(shí)間約為5s，其他壓水堆軸封泵的水泵半時(shí)間一般為10s。本文選取水泵半時(shí)間為5s，該水泵半時(shí)間較小，質(zhì)量流量降低得很快。

圖19顯示了在模擬計(jì)算過(guò)程中所采用的熱邊界條件，初始入口流量為1.59kg/s，第4s的時(shí)候發(fā)生失流事故。熱流密度0.5MW/m2，總計(jì)算時(shí)間70s，殘差0.0001，時(shí)間步長(zhǎng)0.001s。通過(guò)瞬態(tài)計(jì)算，得到冷卻劑出口平均溫度隨時(shí)間的變化(見(jiàn)圖19)。失流事故發(fā)生后，熱量密度仍不變，冷卻劑溫度逐漸上升。冷卻劑溫度剛開(kāi)始上升得比較緩慢，隨后上升速率逐漸加快，經(jīng)過(guò)大約2s，溫度變化大致是呈線性的。在第12s的時(shí)候，管道內(nèi)最高溫度已上升至617K情況需要今后進(jìn)一步研究。

圖19 失流事故下流量與溫度隨時(shí)間的變化Fig.19 Changes of the flow and temperature in the loss of flow accident

4 結(jié)論

本文對(duì)水冷包層模塊第一壁設(shè)計(jì)需要考慮的工況主要工況，包括穩(wěn)態(tài)工況，啟動(dòng)瞬態(tài)，運(yùn)行瞬態(tài)，事故工況等分別進(jìn)行分析計(jì)算，對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析整理，主要得出以下結(jié)論：

(1) 通過(guò)穩(wěn)態(tài)熱工水力分析，得出冷卻劑出口溫度。研究表明，計(jì)算求得的出入口溫升符合運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算求得的溫升，且在合理的范圍內(nèi)。各冷卻劑通道的流量分配是不均勻的，該現(xiàn)象主要由入口流動(dòng)的主流逆流引起，該流量分配決定了各個(gè)通道能夠帶走的熱量，并最終導(dǎo)致各通道內(nèi)的溫度差異。

(2) 通過(guò)瞬態(tài)的熱工水力分析，得出冷卻劑在啟動(dòng)及運(yùn)行瞬態(tài)始終保持過(guò)冷狀態(tài)，能夠及時(shí)導(dǎo)出聚變沉積熱，各個(gè)部分流量分配是穩(wěn)定的，現(xiàn)有的設(shè)計(jì)能夠保證充足的冷卻能力。失流事故疊加未能及時(shí)停堆情況發(fā)生后，溫度變化大致呈線性上升。

致謝

感謝國(guó)家磁約束核聚變能發(fā)展研究專項(xiàng)(No.2014GB122001)對(duì)本研究的支持。

[1] S. Liu,Y. Pu,X. Cheng, et al. Conceptual design of a water cooled breeder blanket for CFETR [J]. Fusion Engineering and Design, 2014, 89(7-8)： 1380-1385.

[2] 趙周，馮開(kāi)明，張國(guó)書(shū)，等. 中國(guó)ITER固態(tài)增殖劑實(shí)驗(yàn)包層模塊第一壁瞬態(tài)熱分析[J]. 核聚變與等離子體物理, 2009, 29(4)： 348-352.

[3] M. Akiba, M. Enoeda, D. Tsuru. Development of water-cooled solid breeder test blanket module in JAEA [J]. Fusion Engineering and Design, 2009, 84(2)： 329-332

[4] R.Zanino, R.Bonifetto, F.Cau, et al. CFD analysis of the ITER first wall 06 panel. Part I： Model set-up and flow distribution[J]. Fusion Engineering and Design,2014,89(4)： 442-455.

[5] R.Zanino, R.Bonifetto, F.Cau, et al. CFD analysis of the ITER first wall 06 panel. Part II： Thermal-hydraulics[J]. Fusion Engineering and Design,2014,89(4)： 431-441.

[6] L. Tong, Y. Li, J. Yu, et al. Preliminary Analysis of In-Vessel First Wall Cooling Pipe Ruptures for ITER[J]. Journal of Fusion Energy, 2015, 34(1)： 29-35.

[7] L. Tong, M. Wang, X. Cao. Flow Distribution Analysis of Water-Cooled Solid Breeder Test Blanket Module [J]. Journal of Fusion Energy, 2014, 33(6)： 784-793.

PreliminaryAnalysisofFlowandHeatTransferCharacteristicsofWCSBBlanketModuleFirstwall

ZHOUXuan，TONGLi-li，CAOXue-wu

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)

With the optimal design and safety analysis requirements for the China Fusion Engineering Test Reactor (CFETR), the 3D model of one modular of the first wall in the Water Cooled Solid Breeder (WCSB) blanket module for CFETR is established to simulate the thermal hydraulic in the cooling tubes and evaluate the first wall heat transfer ability by using Computational Fluid Dynamics code. The steady state, the transient condition and the accident condition are all considered. Calculation result shows that in the steady state, the difference of flow distribution is showed in different coolant channels and the heat transfer of the first wall is effective. In the transient condition, the first wall can also remove heat effectively. In the loss of flow accident, the coolant temperature reaches the saturation temperature of the system in a short time, which needs to be further studied. This study provides reference for the optimization of the first wall, and the basis for the safety analysis of the fusion reactor in the future.

WCSB blanket module；First wall；Thermal-hydraulic；Numerical simulation

2016-03-10

國(guó)家磁約束核聚變能發(fā)展研究專項(xiàng)(No. 2014GB122001)

周 璇(1991—)，女，重慶人，在讀碩士研究生，核科學(xué)與技術(shù)專業(yè)

佟立麗：lltong@sjtu.edu.cn

TL62

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：0258-0918(2017)04-0564-08