基于一體化堆芯的小型核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)傳熱與推進(jìn)特性研究

柏 瑩，趙柱民，王 磊，周 濤，* ，劉 超

(1.中國(guó)科學(xué)院核能安全技術(shù)研究所 中子輸運(yùn)理論與輻射安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230031；2.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)，安徽 合肥 230027)

核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)相對(duì)于傳統(tǒng)燃料動(dòng)力系統(tǒng)具有能量密度大、可實(shí)現(xiàn)長(zhǎng)航時(shí)、超遠(yuǎn)距離巡航，避免飛行過(guò)程中途加油的優(yōu)點(diǎn)[1]。

核推進(jìn)系統(tǒng)極大地減小了燃料攜帶量，但反應(yīng)堆通常放置于發(fā)動(dòng)機(jī)外部，需額外的安放空間[2,3]。同時(shí)，鑒于空氣的對(duì)流換熱系數(shù)相對(duì)較低，換熱結(jié)構(gòu)對(duì)流體強(qiáng)化換熱的影響將更加密切。若能充分考慮核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)換熱與推進(jìn)特性，實(shí)現(xiàn)性能的綜合優(yōu)化，將對(duì)推進(jìn)系統(tǒng)性能提升具有重大意義。而目前，尚無(wú)該方面的系統(tǒng)性研究。

多層板狀環(huán)形燃料因其良好的傳熱特性，曾應(yīng)用到低速液體冷卻劑的反應(yīng)堆設(shè)計(jì)中[4,5]，崔振東等人采用疊層板型燃料組件模型以水為冷卻劑實(shí)驗(yàn)研究了窄縫流道冷卻劑低速的流動(dòng)特性[6,7]，認(rèn)為入口結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)反應(yīng)堆堆芯流量的均勻分配造成影響。A.P.Deokule等人對(duì)重水堆環(huán)形燃料棒的熱工水力特性進(jìn)行了分析[8,9],認(rèn)為環(huán)形燃料可以改善堆芯功率密度，確保堆芯安全。

目前，推進(jìn)系統(tǒng)的換熱研究集中于航空發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)冷器換熱技術(shù)方面[10]，鑒于窄環(huán)通道在穩(wěn)定熱源強(qiáng)化換熱方面的優(yōu)勢(shì)，本文將環(huán)形燃料應(yīng)用到燃燒室加熱環(huán)節(jié)，利用原燃燒室空間構(gòu)建多環(huán)反應(yīng)堆系統(tǒng)，并最大化提高燃燒室局部換熱能力。由于不同的間距會(huì)導(dǎo)致通道內(nèi)流動(dòng)阻力的變化，且間距越小，推力降幅更加明顯。因此，本文利用自主設(shè)計(jì)的燃燒室堆芯流道優(yōu)化程序，通過(guò)調(diào)整多環(huán)結(jié)構(gòu)間距找到換熱系數(shù)與推力的最優(yōu)解，并用Fluent建立堆芯流動(dòng)模型對(duì)堆芯流動(dòng)特性進(jìn)行驗(yàn)證分析，為核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)性能的整體改善提供重要參考依據(jù)。

1 模型介紹

1.1 物理模型

模型以某款Ma<1的渦輪噴氣式發(fā)動(dòng)機(jī)為基礎(chǔ)，如圖1所示，進(jìn)氣來(lái)流與尾噴管的流動(dòng)均采用有摩擦的一維絕熱流動(dòng)，為提高系統(tǒng)換熱能力，保證持續(xù)穩(wěn)定加熱，將反應(yīng)堆布置在原環(huán)形燃燒室空間內(nèi)(Φ92～140 mm)與燃燒室一起構(gòu)成一體化反應(yīng)堆系統(tǒng)：將常規(guī)化學(xué)燃燒室替換為由n(2

圖1 一體化核動(dòng)力渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)示意圖Fig.1 Schematic diagram of integrated turbojet engine

圖2 多環(huán)堆芯結(jié)構(gòu)Fig.2 Multi-annular reactor core structure

壓縮空氣采用直接循環(huán)方式，經(jīng)過(guò)反應(yīng)堆堆芯直接換熱，由尾噴管噴出產(chǎn)生推力。

堆芯采用富集度80%的UO2為燃料，采用輕質(zhì)SiC復(fù)合材料為包殼構(gòu)成多環(huán)反應(yīng)堆系統(tǒng)，活性區(qū)高度148 mm。在巡航狀態(tài)下，核動(dòng)力系統(tǒng)提供3 MW熱功率,產(chǎn)生3.7 kN推力,此時(shí)進(jìn)氣量為6.29 kg/s[11]。

1.2 數(shù)學(xué)模型

為了研究發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部氣體加熱與流動(dòng)過(guò)程，基于物理模型建立數(shù)值模型并進(jìn)行簡(jiǎn)化，假設(shè)外壁面絕熱，采用一維絕熱流動(dòng)模型對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化，采用一維穩(wěn)態(tài)加熱的傳熱模型對(duì)燃燒室的堆芯加熱過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化。由于反應(yīng)堆流道內(nèi)的多環(huán)結(jié)構(gòu)可能造成較大的阻力損失，環(huán)形燃燒室壁面換熱考慮了流道的沿程損失與形阻。

(1)流動(dòng)模型

基于非加熱截面的流量守恒，對(duì)空氣進(jìn)氣、壓縮、渦輪推進(jìn)等過(guò)程建立流動(dòng)連續(xù)方程，如公式(1)所示

(1)

式中：m——各截面流量，kg/s；

Pt——總壓，Pa；

Ai——各截面流通面積，m2；

Tt——總溫，K；

q(λ)——流量函數(shù)；

(2)傳熱模型

將空氣的流動(dòng)特性、結(jié)構(gòu)特征與燃燒室系統(tǒng)加熱量之間建立聯(lián)系，構(gòu)建燃燒室堆芯傳熱數(shù)值模型，如公式(2)所示：

(2)

式中：Q——核燃料對(duì)空氣的加熱功率，MW；

Nu——燃燒室內(nèi)流動(dòng)的努賽爾數(shù)[12]；

kf——燃料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/m·K；

D——燃燒室內(nèi)流動(dòng)的水力直徑，mm；

r1——多環(huán)燃料單環(huán)內(nèi)徑，mm；

r2——多環(huán)燃料單環(huán)外徑，mm；

l——活性區(qū)高度，mm；

Ttw——燃料壁面溫度，K；

Ttf——空氣的溫度，K。

(3)阻力模型

堆芯多環(huán)窄通道內(nèi)的流動(dòng)會(huì)隨著各環(huán)間距的變化產(chǎn)生較大的、不可忽略的流動(dòng)阻力，對(duì)于Ma<0.7的氣體流動(dòng)，壓縮性對(duì)沿程損失因素的影響較小，可按不可壓流體計(jì)算[13]。因此，堆芯阻力損失可表示為：

ΔP=ΔPZ+ΔPJ

(3)

式中：ΔPZ——沿程阻力；

ΔPJ——局部阻力[14]。

(4)邊界條件

以文獻(xiàn)[15]中發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)結(jié)果作為參考進(jìn)行初始邊界設(shè)置，將巡航高度下的空氣進(jìn)氣參數(shù):進(jìn)氣量qm、進(jìn)氣壓力P0,進(jìn)氣溫度T0,初始多環(huán)結(jié)構(gòu)數(shù)量n，巡航加熱量Q作為輸入邊界，利用SuperMC軟件[16]得到環(huán)形結(jié)構(gòu)為n時(shí)，堆芯臨界狀態(tài)下的功率分布因子，完成堆芯內(nèi)流動(dòng)換熱與熱量輸入。根據(jù)文獻(xiàn)[17]中的結(jié)構(gòu)特性得到各截面處的初始流通面積：A1=0.036 4 m2，A2=0.054 7 m2,A4=0.003 42 m2,A5=0.015 4 m2。

通過(guò)飛行狀態(tài)參數(shù)及反應(yīng)堆功率的調(diào)節(jié)，將推進(jìn)系統(tǒng)穩(wěn)定巡航與最大推力的狀態(tài)指標(biāo)，與堆芯環(huán)形流道間距的調(diào)整建立關(guān)聯(lián)研究，由于間距的變化可能引起換熱與推進(jìn)性能的雙重變化，由此找到流動(dòng)、換熱的變化規(guī)律，最終得到同時(shí)滿足巡航與加力飛行需求的間距最優(yōu)值。

1.3 最優(yōu)化評(píng)價(jià)方法

采用Matlab軟件建立以上數(shù)值模型對(duì)位于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的堆芯內(nèi)流動(dòng)與換熱進(jìn)行分析。在燃燒室進(jìn)口參數(shù)不變的前提下，改變多環(huán)結(jié)構(gòu)的間距，并對(duì)燃燒室換熱進(jìn)行分段傳熱分析，得到傳熱系數(shù)與推力關(guān)于間距的函數(shù)關(guān)系，利用歸一化處理方法將F、h進(jìn)行無(wú)量綱比較，得到某個(gè)進(jìn)口參數(shù)下均一化函數(shù)最優(yōu)點(diǎn),即多環(huán)結(jié)構(gòu)間距的最優(yōu)值，使得推力與換熱系數(shù)在當(dāng)前飛行狀態(tài)下均處于最大值。

定義最優(yōu)化評(píng)價(jià)函數(shù)P(h,F)如公式(4)所示:

(4)

(5)

(6)

式中：h(n,Δs)——對(duì)流換熱系數(shù)均值，

F(n,Δs)——推力均值，

將重點(diǎn)關(guān)注的變量進(jìn)行無(wú)量綱均一化處理后得到間距的最優(yōu)值如公式(7)所示：

(7)

1.4 Matlab模型驗(yàn)證

系統(tǒng)性能優(yōu)化的最終目的是找到換熱系數(shù)與推進(jìn)性能的最優(yōu)點(diǎn)。由于通過(guò)燃燒室堆芯內(nèi)部加熱與流動(dòng)及出口流動(dòng)特性，可以得到燃燒室的推進(jìn)性能，進(jìn)而間接得到推進(jìn)系統(tǒng)整體的推進(jìn)性能，因此，對(duì)堆芯內(nèi)部流場(chǎng)特性的驗(yàn)證與分析是確保數(shù)值模擬結(jié)果準(zhǔn)確性的關(guān)鍵。以下分別通過(guò)CFD流場(chǎng)分析及試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比研究討論數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

1.4.1 使用CFD 驗(yàn)證

由于數(shù)值模型優(yōu)化是在燃燒室空間內(nèi)針對(duì)2～35個(gè)環(huán)形結(jié)構(gòu)進(jìn)行的優(yōu)化，從34個(gè)樣本結(jié)構(gòu)中挑選3個(gè)進(jìn)行對(duì)比，利用Fluent對(duì)環(huán)形堆芯的流場(chǎng)進(jìn)行流動(dòng)特性分析，驗(yàn)證數(shù)值分析結(jié)果與模擬結(jié)果的一致性，選取的三個(gè)狀態(tài)點(diǎn)分別為：狀態(tài)點(diǎn)1：ΔS1=13.88 mm，n1=5；狀態(tài)點(diǎn)2：ΔS2=3.95 mm，n2=15；狀態(tài)點(diǎn)3：ΔS3=1.67 mm，n3=25。

本文針對(duì)環(huán)形燃燒室的改進(jìn)設(shè)計(jì)主要是對(duì)燃燒室內(nèi)環(huán)形窄通道的調(diào)整，來(lái)流進(jìn)口主流速為60 m/s，在巡航狀態(tài)下的總進(jìn)氣量為6.29 kg/s，取環(huán)形燃燒室內(nèi)1/6的換熱器結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖3 環(huán)形燃燒室截面網(wǎng)格Fig.3 Grid of multi-annular heat exchanger

燃燒室加熱部分的主要尺寸為：環(huán)形燃燒室內(nèi)徑92 mm，環(huán)形燃燒室外徑142 mm，主換熱區(qū)域長(zhǎng)148 mm，環(huán)形結(jié)構(gòu)厚度2 mm。

由于燃燒室結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對(duì)燃燒室內(nèi)微小結(jié)構(gòu)變化進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，并盡可能還原堆芯實(shí)際換熱條件避免計(jì)算中的流場(chǎng)特性出現(xiàn)失真等誤差。采用ICEM進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，對(duì)多環(huán)壁面換熱區(qū)域進(jìn)行加密，總計(jì)算網(wǎng)格量達(dá)到1 353萬(wàn)。

采用質(zhì)量流量進(jìn)口，進(jìn)口溫度450 K。用于加熱的多環(huán)壁面采用沿Y軸方向的面熱源，分布方程遵循余弦功率分布因子，計(jì)算結(jié)果由SuperMC物理熱工耦合計(jì)算得到，并利用UDF進(jìn)行加載。

由此得到各狀態(tài)點(diǎn)的流場(chǎng)特性，其中狀態(tài)點(diǎn)3(ΔS3=1.67，n3=25)處的流場(chǎng)特性如圖4所示。

圖4 燃燒室流場(chǎng)分布特性(狀態(tài)點(diǎn)3：ΔS3=1.6，n3=25)Fig.4 Flow field characteristics of multi-annular heat exchanger in state point 3(ΔS3=1.6，n3=25)

該燃燒室模型模擬了巡航飛行狀態(tài)下，加熱功率為3 MW，進(jìn)氣量為6.29 kg/s的燃燒室加熱與流動(dòng)特性。模擬結(jié)果顯示，燃燒室出口流速達(dá)到135 m/s，出口壓力約4.2×105Pa,進(jìn)/出口溫度450 K/900 K，空氣流動(dòng)在進(jìn)口處由于與多環(huán)結(jié)構(gòu)撞擊存在一定的壓力損失，燃燒室進(jìn)口的擴(kuò)流，使得擴(kuò)張壁面后端出現(xiàn)渦流，但最終燃燒室出口各參數(shù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果具有一致性。

按同樣方法得到的其他狀態(tài)點(diǎn)的Fluent數(shù)值模擬結(jié)果與Matlab計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，比較結(jié)果如圖5所示。

圖5 參考狀態(tài)點(diǎn)模擬值對(duì)比Fig.5 Comparisons of simulated values in reference state points

由結(jié)果可知：出口流速及出口溫度的CFD驗(yàn)算值比數(shù)值計(jì)算結(jié)果偏大，出口壓力的CFD驗(yàn)算值比數(shù)值計(jì)算結(jié)果偏小，這與Matlab優(yōu)化算法中壓損采用區(qū)域差值法，而CFD仿真中采用單元網(wǎng)格逐步計(jì)算相關(guān)，但采用兩種計(jì)算方法對(duì)流動(dòng)特性的計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生的總體偏差約5%，可以認(rèn)為Matlab計(jì)算結(jié)果與CFD仿真結(jié)果具有一致性，可用于下一步計(jì)算。

1.4.2 使用試驗(yàn)驗(yàn)證

利用本文構(gòu)建的核動(dòng)力推進(jìn)模型對(duì)文獻(xiàn)[18]中的試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行模擬對(duì)比研究，該試驗(yàn)測(cè)試中采用含有9個(gè)環(huán)的同心反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)，反應(yīng)堆位于發(fā)動(dòng)機(jī)外部，其總加熱功率達(dá)到17.5 MW，測(cè)試海拔為1 500 m。試驗(yàn)中，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣量為27 kg/s，堆芯直徑129 cm經(jīng)初步估算，堆芯入口流速≈60 m/s，Re≈5×105；對(duì)于Matlab優(yōu)化模型，其傳熱模型的Re適用范圍為3×103～4×106，阻力模型的Re適用范圍為2 300～106；Pr=0.6～105，該適用范圍均符合試驗(yàn)測(cè)試中的試驗(yàn)條件，將同等工況下的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比研究，如表1所示。出口流動(dòng)狀態(tài)的各參數(shù)模擬值與試驗(yàn)值有較好的吻合度，且偏差在5%以內(nèi)，可以認(rèn)定該數(shù)值方法的輸出結(jié)果能夠正確反映堆芯內(nèi)流動(dòng)特性，有助于開(kāi)展下一步的系統(tǒng)優(yōu)化研究。

表1 模擬值與試驗(yàn)值比較Table 1 Comparison between simulation values andexperimental values

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 堆芯流動(dòng)特性及優(yōu)化區(qū)域選擇

在巡航狀態(tài)下，通過(guò)調(diào)整位于燃燒室通道內(nèi)的2～35個(gè)環(huán)形結(jié)構(gòu)，得到發(fā)動(dòng)機(jī)出口截面的流動(dòng)特性曲線，如圖6所示：窄縫通道，有效提高了通道內(nèi)的整體換熱效率,但同時(shí)增大了通道阻力，當(dāng)間距過(guò)小時(shí)(如ΔS<1.2 mm)，將導(dǎo)致通道出口壓力、溫度、速度均大幅下降，發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)性能惡化，遠(yuǎn)遠(yuǎn)偏離巡航狀態(tài)下的推力需求。

圖6 一體化堆芯流動(dòng)特性Fig.6 Flow characteristics of the integrated core

隨著窄環(huán)間距的不斷擴(kuò)大，在0.8～1.5 mm范圍內(nèi)，推力有較快提升，隨后推進(jìn)及換熱性能逐漸趨于平穩(wěn)，在ΔS=1～8 mm是各項(xiàng)性能變化的敏感區(qū)域，當(dāng)ΔS>8 mm 可認(rèn)為系統(tǒng)接近單通道燃燒室換熱。間距的變化對(duì)燃燒室性能產(chǎn)生了重大影響，在換熱快速提升、推力急速下降的過(guò)程，應(yīng)當(dāng)存在最優(yōu)結(jié)構(gòu)確保推進(jìn)性能有效改善。因此，ΔS=1～8 mm是系統(tǒng)優(yōu)化的最佳區(qū)域。

2.2 多環(huán)堆芯最優(yōu)結(jié)構(gòu)

多環(huán)堆芯最優(yōu)結(jié)構(gòu)的選取是在系統(tǒng)間距可優(yōu)化的敏感區(qū)域內(nèi)(ΔS=1～8 mm)調(diào)整多環(huán)結(jié)構(gòu)的間距，使得新結(jié)構(gòu)下的系統(tǒng)推進(jìn)性能滿足：高于常規(guī)燃油發(fā)動(dòng)機(jī)巡航推力值，且達(dá)到常規(guī)燃油發(fā)動(dòng)機(jī)最大推力水平的基本性能。在滿足以上推力需求的條件下，充分考慮堆芯體積的小型化，從而實(shí)現(xiàn)一體化堆芯緊湊、高效換熱的設(shè)計(jì)目的。

常規(guī)燃燒室的結(jié)構(gòu)通常位于ΔS>10 mm區(qū)域，即使提高進(jìn)氣流量或加熱功率，由于缺乏足夠的換熱空間很難達(dá)到大幅提升推進(jìn)性能的目的。由于空氣的對(duì)流換熱系數(shù)較小，多環(huán)堆芯結(jié)構(gòu)可有效提升燃燒室內(nèi)流動(dòng)換熱能力，達(dá)到在有限空間內(nèi)提高推進(jìn)性能的目的。通過(guò)反應(yīng)堆的功率調(diào)節(jié)，找到適合核推進(jìn)系統(tǒng)的運(yùn)行規(guī)律，在最優(yōu)的多環(huán)結(jié)構(gòu)下，若能以較小的流道壓損，實(shí)現(xiàn)巡航至最大推力的快速提升，將是對(duì)堆芯小型化的顯著改進(jìn)，將對(duì)核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)的工程實(shí)踐產(chǎn)生一定的指導(dǎo)作用。

為探究巡航至最大推力飛行狀態(tài)下，不同間距時(shí)，換熱與推力的最佳區(qū)域，定義了h(n,ΔS)與T(n,ΔS)的均一化函數(shù)，由于參數(shù)變化的敏感區(qū)域在ΔS為1～8 mm的范圍，因此，單獨(dú)提取該部分的流動(dòng)與傳熱特性進(jìn)行比較分析，如圖7所示。其中巡航狀態(tài)下的狀態(tài)參數(shù)為：進(jìn)氣量qm=6.29 kg/s 加熱量Q=3 MW；最大推力狀態(tài)下的狀態(tài)參數(shù)為：進(jìn)氣量qm=7.86 kg/s 加熱量Q=3.75 MW。

圖7 堆芯最優(yōu)結(jié)構(gòu)分析Fig.7 Analysis of the optimal structure

由于最大推力飛行狀態(tài)下進(jìn)氣量及供給熱量的增加，h與F的歸一化均值均有所上升，均一化交點(diǎn)有向ΔS增大的方向演變的趨勢(shì)，擬合曲線如圖7所示：雖然換熱系數(shù)與發(fā)動(dòng)機(jī)推力的均值呈現(xiàn)小幅上升的趨勢(shì)，但h與F的均一化交點(diǎn)均未發(fā)生突變，巡航狀態(tài)交點(diǎn)(ΔS00=1.48)與最大推力狀態(tài)交點(diǎn)(ΔS0 t=1.72)依然位于ΔS=1.67附近，在各自交點(diǎn)兩側(cè)F與h均各自反向離開(kāi)均值;雖然無(wú)法同時(shí)達(dá)到最優(yōu)，但兩交點(diǎn)的參數(shù)非常接近，說(shuō)明在持續(xù)熱量供給狀態(tài)下，核能推進(jìn)系統(tǒng)具有大推力高換熱能力的特性；在保證最小的換熱器結(jié)構(gòu)的情況下，具備達(dá)到巡航及最大推力飛行的能力，在兩個(gè)狀態(tài)交點(diǎn)范圍內(nèi)有兩個(gè)狀態(tài)點(diǎn)，此時(shí)，ΔS11=1.67，n11=25與ΔS12=1.53，n12=26。由于堆芯優(yōu)化的目的是在盡可能提高換熱的前提下，提供更大的推力需求，n11=25環(huán)結(jié)構(gòu)下推力值略高于n12=26環(huán)結(jié)構(gòu)的推力值，因此，ΔS11=1.67，n11=25可認(rèn)定為最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

2.3 最優(yōu)結(jié)構(gòu)的堆芯熱工特性

采用反應(yīng)堆作為熱源的核動(dòng)力系統(tǒng)相比其他加熱方式，其熱源的布置形式更加均勻，可有效避免爆燃引起的局部過(guò)熱現(xiàn)象；同時(shí)，降低了二次換熱引起的傳熱不均問(wèn)題，堆芯最優(yōu)結(jié)構(gòu)下(n=25)功率分布情況如圖8所示。

圖8 多環(huán)堆芯核燃料熱源分布Fig.8 Nuclear fuel distribution in the multi-annular reactor

雖然堆芯為具有間隙的25個(gè)多環(huán)結(jié)構(gòu)，但其功率分布符合常規(guī)核燃料熱源的余弦分布，其中最大功率分布因子達(dá)到1.42，最小功率分布因子為0.32，整個(gè)堆芯區(qū)域熱源分布均勻，對(duì)堆芯空氣的穩(wěn)定傳熱及堆內(nèi)部件局部過(guò)熱的緩解作用明顯。

進(jìn)一步對(duì)最優(yōu)區(qū)間內(nèi)n=24、25、26個(gè)環(huán)形結(jié)構(gòu)的堆芯功率分布情況進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明：不同結(jié)構(gòu)的功率分布因子布置平穩(wěn)，波動(dòng)不明顯，如圖8(b)所示；由此可知，結(jié)構(gòu)相近的堆芯結(jié)構(gòu)，雖然為中空環(huán)形布置，但其功率分布具有一致性，在相同熱功率下，功率分布變化不大。

堆芯燃料區(qū)的溫度分布如圖9所示，由圖可知：最高溫度出現(xiàn)在功率分布因子的最大區(qū)域，但表面最大溫度不超過(guò)2 500 K，低于UO2的熔點(diǎn)，因此，堆芯最熱區(qū)域在允許范圍內(nèi)，最優(yōu)結(jié)構(gòu)的堆芯熱工特性滿足設(shè)計(jì)需求。

2.4 最優(yōu)堆芯結(jié)構(gòu)的推進(jìn)性能

基于目前的堆芯布置，對(duì)其相應(yīng)的核動(dòng)力推進(jìn)性能進(jìn)行詳細(xì)分析。由于一體化堆芯結(jié)構(gòu)是將堆芯布置于燃燒室內(nèi)部，燃燒室進(jìn)出口壓降對(duì)推進(jìn)系統(tǒng)的性能優(yōu)化有較大影響，提取位于燃燒室進(jìn)出口的面平均壓力，得到進(jìn)出口壓降，如表2所示。靜壓損失較大為31 kPa，約為初始靜壓的7%，總壓損失約4%，壓損控制在較好的范圍，避免了常規(guī)核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)的空氣在加熱后通過(guò)管道閥門(mén)等流通結(jié)構(gòu)再進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的不可控阻力損失。

表2 進(jìn)出口壓降統(tǒng)計(jì)Table 2 Pressure drop in the core

最優(yōu)結(jié)構(gòu)下的推進(jìn)性能如圖10所示，通過(guò)燃燒室內(nèi)的反應(yīng)堆功率調(diào)節(jié)，將加熱量從3 MW增加至3.75 MW，可在不改變堆內(nèi)結(jié)構(gòu)的條件下，實(shí)現(xiàn)由3.7 kN的巡航推力至4.6 kN的最大推力的有效增幅。

新型一體化堆芯在采用最優(yōu)多環(huán)結(jié)構(gòu)后，較好地控制了阻力壓損，達(dá)到了與常規(guī)航空發(fā)動(dòng)機(jī)同等的推進(jìn)性能，并實(shí)現(xiàn)了均勻、持續(xù)、長(zhǎng)航時(shí)飛行。

圖10 推進(jìn)性能優(yōu)化結(jié)果Fig.10 Optimization results of the nuclear propulsion performance

3 結(jié)論

以某款Ma<1的小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)為例，提出一種新型的多環(huán)反應(yīng)堆堆芯結(jié)構(gòu)，將該反應(yīng)堆直接放置于燃燒室內(nèi)部構(gòu)成一體化多環(huán)反應(yīng)堆系統(tǒng)。利用Matlab程序構(gòu)建該核熱換熱系統(tǒng)的加熱與流動(dòng)模型，對(duì)堆芯傳熱及發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)性能進(jìn)行優(yōu)化分析；利用Fluent對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

(1)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)及CFD流場(chǎng)分析結(jié)果具有一致性，偏差不大于5%，說(shuō)明Matlab核心程序的分析結(jié)果能夠正確反映多環(huán)反應(yīng)堆系統(tǒng)的流動(dòng)與推進(jìn)特性。

(2)在對(duì)流換熱系數(shù)h與推力F歸一化均值交點(diǎn)附近存在最優(yōu)結(jié)構(gòu)(ΔS=1.67 mm，n=25)，使得核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)達(dá)到了該航空發(fā)動(dòng)機(jī)所具備的同等推進(jìn)性能。

(3)最優(yōu)結(jié)構(gòu)下，堆芯傳熱均勻，堆芯最熱區(qū)域在允許溫度限制范圍內(nèi)，堆芯熱工特性滿足設(shè)計(jì)需求。

(4)最優(yōu)結(jié)構(gòu)可將壓損控制在理想范圍內(nèi)，避免了常規(guī)核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)的空氣在堆芯加熱后，還需通過(guò)遠(yuǎn)距離管道閥門(mén)等流通通道，再輸送至發(fā)動(dòng)機(jī)的更大阻力損失，實(shí)現(xiàn)對(duì)核動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)總體推進(jìn)性能的優(yōu)化改進(jìn)。

致謝

本論文工作得到國(guó)家科技部國(guó)家科技基礎(chǔ)條件平臺(tái)項(xiàng)目(DKA2017-12-02-17)，中國(guó)科學(xué)院合肥物質(zhì)科學(xué)研究院項(xiàng)目(KP-2017-19)，中國(guó)科學(xué)院青年創(chuàng)新促進(jìn)會(huì)專項(xiàng)項(xiàng)目，產(chǎn)業(yè)化基金，合肥學(xué)院科研發(fā)展基金項(xiàng)目(20ZR04ZDA)等資助。同時(shí)衷心感謝FDS鳳麟核能團(tuán)隊(duì)全體成員的幫助和指導(dǎo)。