中国HCCB-TBM氚增殖球床热工水力学特性数值模拟-论文.pdf

'第34卷第3期核聚变与等离子体物理Vo1．34，No．32014年9月NuclearFusionandPlasmaPhysicsSep．2014文章编号：0254-6086(2014)03-0200-07中国HCCB．TBM氚增殖球床热工水力学特性数值模拟汪卫华，程德胜，冯开明2，邓海飞(1．陆军军官学院应用物理研究所，合肥230031；2．核工业西南物理研究院，成都610041)摘要：基于CFD软件平台，针对中国HCCBTBM氚增殖区球床热工水力学特性开展3维数值模拟研究。依据ITER实际运行工况给出吹氚氦气和结构冷却剂氦气在硅酸锂球床内的流动与传热特性，获取球床内详细的速度分布、温度分布和压力降。计算结果表明：圆球的排列方式影响球床内氦气流场和球床的最高温度；ITER运行工况下HCCB—TBM增殖区硅酸锂小球及其壁面的最高温度不会超过设计温度。研究结果为增殖区热工水力学方案的设计验证和下一步开展实验提供参考。关键词：ITER；实验包层模块；热工水力学；球床；吹扫气中图分类号：TL62+2文献标识码：A1引言验，DalleDonne等人研究了硅酸锂(Li4SiO4)球床与国际热核实验堆(1TER)建设和运行的主要目增殖区不锈钢壁面的热传导问题(平均直径为0．5mm，占空比为61．9％)L5】，Tehranian’等通过注入不标是掌握等离子体长脉冲运行控制、演示聚变热的获取和氚燃料的增殖与提取，而聚变高能中子转变同压力的空气或氦气作为载氚介质，研究了不同氚成核热和氚增殖是依靠包层来完成的。因此，ITER增殖材料球床与不锈钢壁面的热传导问题[6，‘，包各参与方均高度重视包层技术的研发。目前计划进括直径为0．8ram、占空比为63％的铝球，直径为1．2mm、占空比为65％--69％的锆酸锂球，同时考虑入ITER开展实验的6个实验包层模块(TBM)中有4个是固态球床TBM，2个是液态铅锂TBM【l吲。我了球床的机械载荷，但球床的平均温度相对较低；对于中子增殖铍球床，DalleDonne和Abou—Sena国自加入ITER后高度重视TBM技术的研发，其中由核工业西南物理研究院牵头负责的氦冷固态等通过实验研究了球床与不锈钢壁面的传热问题】氚增殖剂实验包层模块(HCCB—TBM)计划进入，铍球直径为2mm，占空比分别取60％和63％；ITER实验[4】0Abou—Sena等还研究了直径2mm、占空比60．6％的随着固态氚增殖包层模块实验需求驱动，针对铍球床与碳化硅接触的热传导实验，并考虑球床温氦冷球床实验包层模块吹氚氦气的热工水力学特度和抗压应力的影响【9】。为了支持欧盟HCPB—TBM性关键技术的研究，目前各参与方均依据实验目标吹氚氦气系统的设计，AliAbou—Sena等近期采用玻陆续开展。前期有关球床的传热特性已开展一些实璃小球代替硅酸锂小球，实验研究小球直径、占空比、球床长度和入口压力与压降的关系[10]。以上有收稿日期：2013一ll一22；修订日期：20147_04基金项目：国家磁约束核聚变能发展研究专项(2013GB1l30O4)；国家自然科学基金项目(91326101)作者简介：汪卫华(1965_)，男，安徽安庆人，博士，教授，博士研究生导师，主要从事反应堆热工流体实验与数值模拟研究。 第3期汪卫华等：中国HCCB．TBM氚增殖球床热工水力学特性数值模拟203|．．1-暑豢丑本研究中，和分别取0．5和0．6。依据文献[14]常压氦气。氦气的材料及热物理特性参数随温度变的实验验证，热辐射效果在低温区域作用不明显，化的关系列于表1中，硅酸锂小球和壁面结构材料故在模型中没有考虑。RAFM钢材料参数参见表1，其中p为密度、I，为中国HCCB．TBM设计8MPa高压氦气在比热、为导热系数、为流体动力粘度。模型中RAFM钢壁圆管内流动，携带球床产生的核热和壁考虑硅酸锂比热容随温度变化关系如图4所示。上沉积的核热，增殖区球床内吹氚氦气为0．12MPa表1增殖区材料特性图5b所示为剖面1的速度矢量，从图中可以看出-，，～一⋯一一一』_．J⋯流场中的氦气速度受到硅酸锂小球的阻挡，流动发]／-——一比热省’0一～．／一!l}一⋯一生了改变，氦气不断地绕硅酸锂小球流动，流体流I⋯一-开⋯⋯⋯⋯卜⋯⋯⋯⋯动通路在分岔和汇合两种方式下交替进行。_／-f由于硅酸锂小球之间的间隙不同，球床流场中，l1／。氦气绕小球流动特性也不一样，如图5c所示。吹●，j,fm．氚氦气流过小球之间的缝隙较大时，流动阻力相对温度／"C较小，流动加速，最大速度可达到0．89m．S～；当流过小球之间的缝隙较小时，流动阻力相对较大，流图4硅酸锂比热容随温度变化关系动速度相对平缓。流场中还存在一些几乎与球床内吹氚氦气无法流动的迟滞区，如图5d所示。这部3结果与讨论分区域虽然与流径相连，但是其流速几乎为零，会考虑RAFM钢结构材料在聚变中子辐照环境形成局部氚浓度过高。在球床沉积核热的情况下，下塑脆转变温度(DBTT)的限制，依据中国这些迟滞区可能会成为热斑，热斑区产生的高温将HCCB．TBM设计方案，选择8MPa冷却剂氦气入口造成局部氦气升温，形成局部可压缩流，影响主流温度为388℃，入口速度为14m．s～，增殖区球床流区氦气流动。除了影响流动区域外，高温还会造成道内吹氚氦气为0．12MPa压氦气，入口速度为球床内小球的热蠕变与肿胀，影响其结构完整性，0．1-4)．2m．s～，氦气的入口温度为388℃。由中子学严重时将堵塞流动通道，最终引起流动区域发生改计算结果获取增殖区硅酸锂球床沉积的核热平均变，因此，需要进一步优化硅酸锂小球的堆放方式，功率密度约为6．85MW．m-，RAFM钢壁结构上的减少或消除流动迟滞区。核热功率密度为4．39MW．。3-2球床温度分布分析3．1球床内吹氚氦气流场分析选取典型吹氚氦气入口速度为0．15m．S时，考球床增殖区氦气入口速度为0．15m．S一时，得到虑增殖球床和RAFM钢壁结构上沉积核热，对增殖球床内吹氚氦气流场如图5所示。图5a给出了沿球床进行双流场耦合传热数值计算，得到球床的3流动方向对球床流场截取的剖面l、2，剖面l流场维温度场和RAFM钢壁结构温度分布如图6和图7为球床间隙位置，剖面2流场为圆球的正面位置。 第3期汪卫华等：中国HCCB—TBM氚增殖球床热工水力学特性数值模拟205为吹氚氦气入口速度，得到不同入口速度时增殖区结构上的最高温度和平均温度，。．d和球床温度分布(列于表2中)，表2中的温度单位为7嶝为高压冷却剂氦气和吹氚氦气出口温。啪K。其中，捌和p曲b。。分别为球床的最度的平均值。高温度和平均温度，。～和z～为球床壁表2不同氦气入口速度增殖区球床温度分布表2表明，增殖区球床的最高温度和平均温度结构温度也低于55O℃设计温度限制。表明冷却氦随着吹氚氦气入口速度的增大而降低，速度每增加气的入口速度在10～18m．S-范围，球床的温度不会0．05m·S-，球床的最高温度和平均温度均下降约超过设计温度限制。O．1℃，但对球床的整体温度影响不大。球床结构的最高温度和平均温度、结构壁冷却氦气的出口平4结论均温度和吹氚氦气出口的平均温度，也有类似的温依据ITER实际运行工况对中国HCCB．TBM度效应。吹氚氦气入口速度在0．1-4)．2m．S时，对增殖区球床热工水力学特性开展3维数值模拟研球床内的温度大小和及其分布影响不大，表明球床究，给出结构冷却氦气和吹氚氦气在硅酸锂球床内冷却主要是由RAFM钢结构壁内的高压氦气承担。的流动与传热特性。主要结论如下：为了研究冷却氦气入口速度对球床温度分布(1)3维数值模拟结果表明HCCB．TBM氚增殖的影响，选择吹氚氦气入口速度为0．15m．S～，其它区球床设计方案合理，除少数流动迟滞区外，吹氚条件不变，高压冷却氦气入口速度从10～18m．S-取氦气流动可有效地载带硅酸锂小球增殖的氚，结构6个不同速度进行分析，得到球床内各部分温度随冷却剂高压氦可载出聚变高能中子积沉积的核热。冷却氦气入口速度变化，如图8所示。(2)球床内硅酸锂小球的排列对吹氚氦气流场有很大影响，氦气绕球床内硅酸锂小球流动时在分岔和汇合两种方式下交替进行，能够保证载带硅酸锂小球释放出的氚，有利于硅酸锂小球沉积核热的传输。球床内小球排列时应尽量减少氦气流动迟滞区，以避免局部出现热斑，影响吹氚氦气的流动吹氚和传递小球产生的核热，保证小球结构完整性。(3)球床温度从吹氚氦气入口到出口不断升高，球床内小球的最高温度出现在球床小球的对称冷却氦气入口速度／m·S面上(增殖区中间区域)，球床结构的最高温度出现在与小球的接触面上。吹氚氦气入口速度在0．1-4)．2图8球床各部分温度随冷却氦气入口速度变化m．S时对球床内各部件的温度分布影响不显著。球床壁流道内高压氦气入口速度在10～18m．S范围图8给出了随着RAFM壁内冷却氦气的入口流内，可有效载带高能中子沉积在结构和硅酸锂小球速的增加，球床各部分的温度也随之降低，球床中上的核热，球床结构及硅酸锂小球的温度不会超过小球的最高温度均小于700℃的设计限制，球床壁 206核聚变与等离子体物理第34卷设计温度限制。298—3l3．【8】DalleDonneM，GoraiebA，PiazzaGeta1．Experimentalinvestigationsonthethermalandmechanicalbehaviour参考文献：ofsinglesizeberylliumpebblebeds[J】．Fusionn1BoccacciniaLAielloA，BedeO，cta1．PresentstatusofTechnology,2000，38(3)：290L_298．theconceptualdesignoftheEUtestblanketsystems[J]．【9】Abou．SenaA，YingA，AbdouM．ExperimentalFusionEngineeringandDesign，201l，86(6-8)：478—483．investigationandanalysisoftheefectivethermal【2】DaigoTsuru，HisashiTanigawa，TakanoriHirose，eta1．propertiesofberylliumpackedbeds[J】．FusionScienceAchievementsinthedevelopmentofthewatercooledandTechnology,2003，44(1)：79-84．solidbreedertestblanketmoduleofJapantothe[10】AliAbou．Sena’FrederikArbeiter,LorenzoVBoccaccini．milestonesforinstallationinITER[J】．Nuc1．Fusion，eta1．Experimentalstudyandanalysisofthepurgegas2009，49(6)：065024．pressuredropacrossthepebblebedsforthefusionHCPB【3】SeungyonCho，Mu-YoungAim，In·KeunYu，eta1．R&Dblanket【J]．FusionEngineeringandDesign，2013，88(4)：progressofKoreanHCSBTBM【J】．FusionEngineering243-247．andDesign，2012，87(5-6)：386-391．LangPM．Calculatingheattransferacrosssmall【4】FengKM，PanCH，ZhangGS，eta1．Progressondesigngas-filledgaps[J]．Nucleonics，1962，20(1)：62-63．andR&Dforhelium—cooledceramicbreederTBMin[12】YagiS．KuniiD．StudiesonheattransfernearwallsurfaceChina[J】．FusionEngineeringandDesign，2012，87(7—8)inpackedbeds[J】．AIChEJournal，1960，6(1)：97-1O4．l138-1145．[13】GallYixiang．KamlahMarc．Thermo．mechanical【5】DalleDonneM，SordonGHeat-transferinpebblebedsmodellingofpebblebed-wallinterfaces[J]．Fusionforfusionblankets[J]．FusionTechnology,1990，17(4)：EngineeringandDesign，2010，85(1)：24—32．597—635．[14】PetersonGP．FletcherLS．Thermalcontactconductance【6】TehranianAbdouMA，TillackMS．Efectofexternalofpacked-bedsincontactwithaflatsurface[J1．Joumalpressureonparticlebedefectivethermalconductivity[J]ofHeatTransfer-TransactionsoftheASME，l988，ll0(1)J．Nuc1．Mater．，1994，2l2—215：885-890．38—41．【7】TehranianAbdouMA．Experimentalstudyoftheefectofextemal—pressureonparticlebedefectivethermalproperties[J】．FusionTechnology,1995，27(3)：NumericalsimulationonthermalhydraulicscharacteristicsofbreederpebblebedforChinaHCCB-TBMWANGWei—hua，CHENGDe—sheng，FENGKai—ming，DENGHai—fei(1．InstituteofAppliedphysics，ArmyOficerAcademy,Hefei23003l；2．SouthwesternInstituteofPhysics，Chengdu610041)Abstract：BasedontheCFDsoftwareplatformFLUENT．three—dimensionalnumericalsimulationwascarriedoutforthermalhydraulicscharacteristicsofthebreederzonepebblebedforChinaheliumcooledceramicbreeder-testblanketmodule(HCCB—TBM)．AccordingtheactualoperatingconditionsofITER．suchasthenuclearheatdistributionsinthebreederzoneandstructurewall，theinletvelocitiesandtemperaturesofpurgegasheliumandcoolanthelium，theflowfieldandheattransfercharacteristicsofthepurgegasheliumcarryingthetritiumflowingoverthelithiumsilicatepebblebedwereobtained，andthetemperaturedistributionandpressuredropwerepresentedaswel1．Thecalculationresultsshowthatthepermutationmodeofthelithiumsilicatespheresinthepebblebedhaveaninfluenceontheflowfieldandthemaximumtemperatureofthepebble—bed．Themaximumtemperatureofthepebble—bedandthestructurewalldoesnotexceedthedesignedtemperatureundertheITERoperatingconditions．Theresultswillbebenefitforthedesignveilficationofthebreederzonethermalhydraulicsschemeandimprovingthefollowingexperimentsofthepurgegas．Keywords：ITER；Testblanketmodule；Thermal—hydraulics；Pebblebed：Purgegas'