空間反應堆堆芯流動換熱特性優化研究

孟 濤，夏陳超，趙富龍，程 坤，譚思超

(1. 上海宇航系統工程研究所，上海201109； 2. 哈爾濱工程大學核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，哈爾濱150001；3.中國核動力設計研究院核反應堆系統設計技術重點實驗室，成都610213)

1 引言

隨著空間探測技術的不斷發展，各類空間任務工程對空間能源供給提出了更高的要求。 當前常用的空間能源主要為太陽能和化學能，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，嚴重影響航天器控制；后者受限于推進劑攜帶量且在空間難以長時間持續使用。 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，是空間中最有應用前景的能源形式之一。

推進系統和其他空間大功率用電載荷提供充足能源，支撐100 kW 至MW 級功率需求的大范圍貨物運輸和載荷長時間工作任務，以及10 kW級以上功率需求的深空探索任務[1]。 同時，未來月球、火星等探測也對能源有較大需求[2]，例如星表基地及相關設備/設施供電需求在10 kW級以上，用于月球資源開發和利用的月面電磁發射系統單次發射任務所需電功率約為350 kW[3]。

空間堆是空間核電源系統的核心與能量來源，美俄自上世紀60 年代便開始研究，并成功發射多個空間核動力航天器，包括SNAP-10A[4-5]、SP-100[6]、JIMO[7-9]、星球表面裂變反應堆[10]、710反應堆[11]、MW 級空間氣冷堆[12]，其研究一直持續至今。 國內在空間核動力方面的研究起步較晚，目前僅實現放射性同位素電源的空間應用。當前，大功率空間反應堆的研究多集中在數值模擬方面，El-genk 等[13]、游爾勝[14]、王成龍等[15]均開展了相關研究，但是針對具有詳細堆芯結構的氣冷堆分析較少[16]。 因此，為滿足未來空間大功率用電需求，本文面向空間應用環境，對大功率氣冷空間堆方案進行流動換熱特性分析與優化研究，為后續相關研究提供參考。

2 空間堆方案

面向空間應用環境設計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。 反應堆共含534 根燃料棒及13 根控制棒，燃料棒采用棒狀結構及傳統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，燃料棒采用空心結構，內徑為3.2 mm。

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

反應堆由內、外兩層壓力容器構成，內外兩層壓力容器通過開有孔洞的柵板連接。 對于燃料棒的冷卻劑通道結構，其入口及出口端部結構如圖2 所示，燃料棒通過入口、出口2 個端部與堆芯上下支撐板固定。 堆芯主要參數信息如表1 所示。

圖2 燃料棒結構圖Fig.2 Structure of fuel rod structures

表1 反應堆參數匯總Table 1 Summary of reactor parameters

3 計算模型及條件設置

3.1 邊界條件設置

為降低網格數量，根據反應堆對稱特征，將反應堆按照對稱面分割為1/12 堆芯模型，并將堆芯入口截面、出口截面和加熱面從計算域切割出來，分別設置為質量流量入口、壓力出口、加熱壁面，其中堆芯入口溫度為1136.4 K，質量流量為1 kg/s(1/12 堆芯)，出口壓強為2.8 MPa，網格數量在1800 萬以上。 反應堆功率分布以中子通量分布進行替代，由蒙特卡羅中子物理學軟件計算得到，并以csv 文件形式導入計算軟件進行使用。

3.2 網格模型

為減少計算時間，采用了多面體網格結構，該網格與其他類型網格相比具有較少的網格數量、較少的計算時間和較高的計算精度。 網格劃分基準網格尺寸為1.3 mm，最小網格尺寸為基準網格尺寸的25%，近壁面區采用邊界層網格，邊界層網格層數為5 層，總厚度為1 mm，網格無關性驗證詳見文獻[17]。

3.3 物理模型

根據文獻[17]內容可知，當前有關He-Xe 混合氣體的實驗數據較少，因此根據文獻[17]中開展的計算模型驗證工作，選擇分離流可實現模型進行計算分析。 為了簡化計算，忽略燃料棒、控制棒、格架等結構部件，僅針對流體區域進行數值計算。 湍流模型采用分離流可實現k -ε 模型，計算方法和模型的驗證詳見文獻[17]。

4 計算結果與分析

4.1 流量分配板

文獻[17]對圖1 的反應堆堆芯方案進行了初步的流動換熱分析，得到了額定穩態工況下的堆芯流動換熱基本特性。 流體在進入壓力容器間環隙(圖1 中標號1 位置)后直接撞擊在內層壓力容器壁面，形成分流，并在撞擊點附近形成低流速區。 向下方流動的冷卻劑通過開孔柵板(圖1中標號2 位置)時由于流通面積的減少而出現加速流動，通過開孔柵板后流速逐漸降低，之后開始向堆芯中心側(圖1 中標號3 位置)偏轉，形成漩渦流場，如圖3 所示。

圖3 堆芯內漩渦流場結構Fig.3 Structure of vortex inside the reactor

該旋渦結構一方面可能會導致堆芯中心區域的流量相比于邊緣區域有所增加，另一方面可能導致燃料棒入口側的速度分布不均勻，因而可能會對堆芯流動換熱產生一定的影響。 為評估堆芯下腔室流場對堆芯流動換熱特性的影響，參考美國AP1000 反應堆[18]流量分配板結構在堆芯下腔室增加類似的流量分配板結構，以改變堆芯下腔室流場分布，其結構如圖4 所示。 該結構沿徑向呈圓柱形結構，布置于堆芯下降段與下腔室之間(圖1 中標號4 位置)，與內壓力容器在軸向方向上連接。 冷卻劑經下降段流入下腔室入口處需經過流量分配板上的孔洞才可進入下腔室空間。進入下腔室后，冷卻劑會因孔洞的影響無法形成底部漩渦流場結構，形成新的平行流線結構(圖5)，使得冷卻劑通過燃料棒下支撐結構時具有更加均勻的流速分布，如圖6 所示。

圖4 流量分配板結構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

冷卻劑進入燃料區域后，受冷卻劑分布更加均勻的影響，同時由于流動阻力增大，冷卻劑最高流速降低至約30 m/s(圖7)，相比于文獻[2]中正常工況有所降低，燃料區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。 從計算結果來看，雖然流量分配板減弱了下腔室內的漩渦流場結構，并且使得燃料棒下支撐結構處的冷卻劑流動更加均勻，但是流量分配板增加了局部流動阻力，增加了堆芯壓降，降低了燃料棒區域的冷卻劑流速，使得冷卻劑溫度上升。 因此，若無法通過進一步優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設置類似的流量分配板結構，或者可以通過優化保證堆芯總流動阻力不發生較大變化，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

上述內容并未考慮控制棒通道內的冷卻劑流動，這在一定程度上會高估堆芯流速及傳熱效率，進而低估堆芯峰值溫度。 因此為評估這種影響，建立了控制棒流動通道模型，其控制棒導向通道結構如圖9 所示。

圖9 中綠色結構為控制棒，銀色結構為控制棒導向管外殼。 冷卻劑自左側小孔進入控制棒移動通道(堆芯下腔室側)，最后自右側流出控制棒通道(堆芯上腔室側)。 通過改變左側小孔尺寸便可調節控制棒流動通道阻力，進而調節冷卻劑在控制棒通道內的流速。 此處控制棒導向通道底部開孔直徑初步選定為8 mm，且計算案例中控制棒均為完全插入狀態。 計算得到的軸向溫度場分布如圖10 所示。 結果顯示，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，堆芯溫度場分布特征基本相同。 計算結果表明，控制棒通道內的冷卻劑旁通降低了燃料區域的冷卻劑流量，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，對控制棒的長期性能保持具有重要意義。

圖9 控制棒及導向管結構圖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，由于計算并未考慮長期運行中的控制棒發熱，因此在徑向方向上，控制棒導向通道處溫度較低，并且自堆芯底部至頂部升溫幅度較小，僅有100 K 左右。 計算結果表明，控制棒導向通道的冷卻劑旁通會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。 但實際情況下，控制棒會因輻照產生熱量，若不進行冷卻將影響控制棒結構的性能。 因此應在設計過程中對控制棒導向通道的結構進行優化，確定合適的冷卻劑旁通份額，以降低控制棒導向通道旁通對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 燃料棒繞絲結構

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，因此使用繞絲結構進行燃料棒定位，避免燃料棒在運行過程中發生彎曲變形及相互接觸。 圖12 展示了建模使用的繞絲結構，為方便建模，繞絲結構橫斷面設定為梯形結 構， 厚 度 初 步 設 為0.4 mm， 繞 絲 螺 距 為733 mm，每根燃料棒外側等間距設有4 根繞絲。為方便對稱處理，計算中兩個對稱邊界面上的燃料包殼表面均未設置繞絲結構。

圖12 燃料棒繞絲結構結構圖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 展示了繞絲結構局部流場結構圖，并與無繞絲模型的局部流場結構圖進行了對比。 由結果可知，存在繞絲結構時，繞絲附近會產生圍繞繞絲結構的微小旋渦流場，但旋渦流場作用范圍極小，攪混作用較弱。 而不存在繞絲結構時，圖中并未顯示出明顯的微小旋渦結構。 事實上，不存在繞絲結構時，部分燃料棒通道內也存在微小漩渦結構，其形態更加復雜多變。 對比圖14 中(a)和(b)還可發現，有繞絲結構時，燃料棒間隙最小位置處冷卻劑流速明顯低于無繞絲結構時。這表明，繞絲結構增大了燃料棒間隙最小位置處的流動阻力，降低了相應位置的冷卻劑流速，同時增加了相應位置的冷卻劑溫度，而此處恰恰是堆芯內冷卻劑溫度最高的位置(圖15)，因而導致該模型的冷卻劑最高溫度相比于無繞絲結構時有所升高。 由于本文冷卻劑為氣態，密度小且換熱能力相對較差，因此雖然繞絲具有一定的攪混作用，但對流換熱系數變化小，進而使得流速對冷卻劑傳熱過程起決定性作用。 此外，通過堆芯結構優化，可進一步減小燃料棒繞絲帶來的流動阻力的影響，具體情況還需開展后續研究。

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特征對比Fig.14 Comparison of flow field characteristics between fuel rod with and without wire structure

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

5 結論

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

2)控制棒通道內的冷卻劑旁通會影響主流區的流動換熱過程，但實際運行中，控制棒會因輻照產生熱量，若不進行冷卻將影響控制棒結構的性能。 因此應對控制棒導向通道的結構進行考慮，確定合適的冷卻劑旁通份額，以降低控制棒導向通道旁通對堆芯傳熱過程的影響。

3) 在燃料棒外側增加繞絲結構增大了燃料棒間隙最小位置處的流動阻力，降低了相應位置的冷卻劑流速，因而會增加相應位置的冷卻劑溫度。 但在氣冷堆內繞絲結構的攪混作用相對較弱，因此其強化換熱作用較弱。