HP-STMCs空间堆堆芯稳态热工特性分析

李华琪，江新标，陈立新，杨 宁，胡 攀，马腾跃，朱 磊

（西北核技术研究所，西安710024）

HP-STMCs空间堆堆芯稳态热工特性分析

李华琪，江新标，陈立新，杨 宁，胡 攀，马腾跃，朱 磊

（西北核技术研究所，西安710024）

以计算流体力学为基础，利用等效堆芯热管为传热边界条件，建立了热管冷却空间堆堆芯稳态热工分析的计算模型，并分析了HP-STMCs空间堆堆芯稳态热工特性。计算了HP-STMCs堆芯在均匀布置与非均匀布置、反应性控制鼓转向朝外180°和朝内0°详细功率分布及功率均匀分布时堆芯稳态温度场分布；研究了堆芯在1根热管失效下的安全传热特性。计算结果表明：当功率均匀分布时，堆芯温度分布较均匀，而在堆芯均匀布置时，堆芯温度局部过高；堆芯分三区装料非均匀布置时，堆芯温度分布展平，且在1根热管失效时，仅失效热管周围的燃料温度分布受影响，温升较大，最大温升为200 K。堆芯最热区出现在堆芯中心和周围区域，应当采用分三区装料非均匀堆芯布置，并当堆芯1根热管失效时，满足安全设计要求。

HP-STMCs；传热边界；稳态温度场；热管失效

空间核反应堆电源系统是未来大功率、长寿命、小质量、高可靠性空间电源的最佳选择。其中，热管冷却空间堆［1］因具有运行冗余性好、易启动、系统结构简单、传热冗余性好等特点成为空间核反应堆电源的研究热点之一。该堆采用系统独立的碱金属热管进行堆芯冷却传热，堆芯没有冷却剂的流入与流出。国外针对热管冷却空间核反应堆电源进行了概念设计和实验研究工作［2 4］，目前主要集中于电功率较大（≥100 k W）的先进核反应堆。其中，最具代表性的是采用锂热管冷却堆芯，分段式静态热电偶转换器进行热电转换，钾热管散热板进行最终废热排出的110 k W的空间核反应堆电源HP-STMCs （heat pipes segmented thermoelectric module converters）。

热管冷却空间堆与常规反应堆的冷却方式具有较大差异，热管冷却方式可避免堆芯冷却的单点失效，但堆芯热管内部存在复杂的汽液相变传热和耦合流动问题，给堆芯热工分析带来了困难，现有常规反应堆的热工水力分析模型不适合于热管冷却空间堆堆芯热工特性的分析研究［5］，因此，本文以HPSTMCs为对象，提出了等效堆芯热管为传热边界条件的方法，建立了热管冷却空间堆堆芯稳态热工分析的计算模型，并分析计算了HP-STMCs堆芯不同布置、控制鼓不同转向及堆芯1根热管失效时的热工传热特性。

1 物理模型及计算方法

1.1 HP-STMCs堆芯简介

HP-STMCs空间堆堆芯由126个热管燃料组件，13圈378根UN燃料棒元件组成六边形堆芯，如图1（a）所示。堆芯中心为谱移吸收体Re材料组件，堆芯外圈布置39根BeO棒。六边形堆芯容器为0.5 mm厚的Mo-14%Re合金材料，堆容器外覆有2.2 mm厚的热绝缘材料MFI（multi-foils insulation）。堆芯径向和轴向布放BeO反射层，径向反射层内布放12个BeO／B4C反应性控制转鼓，径向反射层包壳为0.2 mm厚ODS-MA956不锈钢，包括径向反射层的堆芯外径为560 mm，其中，六边形堆芯活性区尺寸为204.2 mm×409 mm。

HP-STMCs空间堆堆芯每个热管燃料组件由1根锂热管和焊接在其周围的3根UN燃料棒构成三角形阵列，UN燃料棒与锂热管之间利用6个Re三角块进行填充。如图1（b）所示。

图1 HP-STMCs堆芯径向结构示意图Fig.1 Radial cross-sectional view of the nuclear reactor for HP-STMCs SRPS

UN燃料棒的外径为15 mm，Re包壳与UN燃料芯块之间填充50μm的低压氦气。锂热管的外径为15 mm，热管的管壁为0.4 mm厚的Mo-14% Re合金材料，管内有厚为0.2 mm的多孔Mo-14% Re合金吸液芯，热管中心是半径为6.4 mm的蒸气区，管壁与多孔吸液芯之间有0.5 mm厚的液态锂环腔。堆芯的裂变功率Pf为1.82 MW，热功率Pth为1.64 MW。97.5%的堆芯热功率通过堆芯热管导出堆芯，其余的堆芯热功率则通过其他辅助机构耗散至堆外。

1.2 物理模型及等效边界

本文以计算流体力学计算分析软件为平台，为减小计算量并忽略燃料棒轴向传热，建立了HPSTMCs堆芯二维1／6对称热工分析模型，如图2所示。由于堆芯容器外覆着MFI绝热材料，因此忽略通过堆芯容器壁面导出的堆芯热量，假设堆芯的裂变热全部通过堆芯热管导出堆芯。利用间隙导热模型分析芯块与包壳之间氦气隙的传热，采用有效导热系数对多孔吸液芯进行纯导热近似，考虑了堆芯各材料热物性随温度的变化情况，利用多项式拟合了物性随温度变化的函数关系。详细计算区域选取、网格划分、控制方程及求解器的设定，参见文献［6］。

图2 HP-STMCs堆芯部分截面Fig.2 Cross-sectional view in a reactor sector

本文根据堆芯锂热管运行和传热特性的分析结果［7 8］，将堆芯锂热管等效为对流换热的传热边界，式（1）给出了堆芯热管的传热边界条件：

其中，q为热管径向热流密度，W·m－2；hL-V为堆芯锂热管内部多孔吸液芯与中心蒸汽区界面的等效传热系数，W·K－1·m－2，Twick为热管多孔吸液芯温度，K；Tv为热管中心蒸汽温度，K。

根据热管理论，热管内部汽液界面等效传热系数的计算公式［9］为

其中，hfg为汽化热，J·kg－1；p为蒸汽的饱和压力，Pa；R为摩尔气体常数，J·K－1·mol－1；Ts为蒸汽饱和温度，K。则堆芯锂热管内部L-V界面温降的计算公式为

图3给出了HP-STMCs堆芯热管汽液界面等效传热系数hL-V随蒸汽饱和温度的变化及不同功率Q输出时汽液界面温降的变化。由图3可知，堆芯锂热管汽液界面换热系数随着蒸汽饱和温度的增大而急剧升高，汽液界面温降在此温度范围内非常小。在堆芯热管正常运行的1 500 K左右，汽液界面的温降约为0.7 K，可以近似忽略这一温降，因此堆芯热管汽液界面的吸液芯温度近似等于蒸发段蒸汽的平均温度。堆芯热管传热边界条件可以进一步简化为定边界条件，即

综上所述，式（4）为热管冷却空间堆堆芯温度场分析计算时的热管传热边界条件。

图3 汽液界面等效传热系数及界面温降随蒸汽饱和温度的变化Fig.3 Coefficient of heat transfer and L-V interface temperature drop with vapor temperature

2 计算结果分析

2.1 假设功率均匀分布时的计算结果

为了研究HP-STMCs堆芯内传热的薄弱环节，分析计算了HP-STMCs堆芯功率均匀分布时的温度场，堆芯平均功率密度为6.35×107W·m－3。HP-STMCs功率均匀分布时堆芯温度场分布如图4所示。选取了HP-STMCs堆芯典型位置UN燃料棒，即图2中，1号热管组件（中心）、9号热管组件（中间）和16号热管组件（外围）中的UN燃料棒，分析温度随径向尺寸的变化情况。UN燃料棒径向尺寸直径的选取方法为：中心和中间UN燃料棒选取的直径线与图4中定义的x轴成0°，而外围的UN燃料棒选取的直径线与图4中定义的x轴成60°。

由图4可见，堆芯温度分布比较均匀，由于堆芯外围和中心热管数量较少，影响热量的导出，温度相对较高，堆芯最高温度出现在外围UN燃料棒内，为1 688 K。在HP-STMCs堆的物理设计中，需要降低这两个区域的功率分布不均匀系数，或者将堆芯中央金属Re组件替换为热管燃料组件，改善堆芯中心的传热能力，但这种改变需要综合考虑其对堆芯物理设计中淹没安全的影响。堆芯UN燃料棒温度随径向尺寸的变化如图5－图7所示。由图5和图7可知，堆芯中心和外围的UN燃料棒温度分布是不对称的，燃料棒内氦气隙的温降在燃料棒圆周方向（沿θ方向）是不相同的，在靠近热管一侧有较大的温降，达到40 K。从图6可知，堆芯中间位置的UN燃料棒内温度分布较对称。

2.2 详细功率分布时的计算结果

本文分析了堆芯均匀布置和分三区装料非均匀布置、反应性控制机构B4C控制鼓转向朝外和朝内HP-STMCs堆芯详细功率分布时［10］的二维温度场分布情况，计算结果如图8－图11所示。堆芯稳态时温度场的分布与堆芯径向功率分布一致。

由图8和图9可知，HP-STMCs堆芯不分区均匀布置时，无论控制鼓向外或向内，堆芯温度分布的不均匀性均较明显，这对堆芯结构材料的热膨胀特性提出了要求，且在控制鼓向内时堆芯UN燃料棒最高温度为1 739 K，虽满足小于UN燃料温度安全限值2 000 K［11］，但如果堆芯长期运行在此较高温度，会引起堆芯材料间较大的热应力，减小堆芯的寿命。

由图10和图11可知，HP-STMCs堆芯非均匀布置时，降低了堆芯功率分布不均匀系数，展平了堆芯功率［10］，可以看出堆芯在分区布置时温度分布比较均匀，且堆芯最高温度在转鼓向内时仅达到1 671 K，更好地保证了HP-STMCs空间堆的堆芯安全；在转鼓向外时堆芯最高温度达到1 733 K，可以近似看作空间堆的寿期末，堆芯温度运行在高温状态。综合分析结果表明，HP-STMCs堆芯非均匀布置有利于堆芯热工安全。

图4 假设堆芯功率分布均匀时的堆芯温度分布Fig.4 The temperature distribution of reactor core for uniform power of 6.35×107W·m－3

图5 堆芯中心UN燃料棒温度沿径向的变化Fig.5 Radial variation of the UN pin temperature at the center

图6堆芯中间UN燃料棒温度随径向的变化Fig.6 Radial variation of the UN pin temperature at the middle region

图7堆芯外围UN燃料棒温度沿径向的变化Fig.7 Radial variation of the UN pin temperature at the outer region

图8均匀布置控制鼓向外堆芯温度分布Fig.8 The non-zoned reactor core temperature distribution with control drums facing-out

图9均匀布置控制鼓向内堆芯温度分布Fig.9 The non-zoned reactor core temperature distribution with control drums facing-in

图10非均匀布置控制鼓向外堆芯温度分布Fig.10 The zoned reactor core temperature distribution with control drums facing-out

图11非均匀布置控制鼓向内堆芯温度分布Fig.11 The zoned reactor core temperature distribution with control drums facing-in

2.3 堆芯1根锂热管失效时的计算结果

热管冷却空间堆具有避免堆芯冷却单点失效的安全特性，因此，本文研究了HP-STMCs堆芯1根锂热管失效时堆芯温度场的分布情况。考虑到HPSTMCs堆芯不同布置方案时的稳态温度场分布情况，HP-STMCs将选取非均匀布置的堆芯方案，分析热管失效情况下的堆芯传热特性，典型位置堆芯热管失效时的堆芯温度分布情况，计算结果如图12－图17所示。假设热管失效时，失效组件燃料的核反应热通过相邻组件热管导出堆芯。

由图12至图17可以看出，HP-STMCs堆芯1根锂热管失效时，仅影响其周围热管燃料组件的温度分布，失效热管周围热管组件UN燃料棒的温升较大。不同位置热管失效引起的UN燃料棒温升不同，由图13和图11对比以及图16和图10对比可知，HP-STMCs堆芯中间位置热管失效时，UN芯块最高温度上升约150 K。由图14和图11对比以及图17和图10对比可知，HP-STMCs堆芯外围热管失效时，UN芯块最高温度上升约200 K。这是由于HP-STMCs堆芯中心与外围热管数比较少，堆芯热管在这些位置失效时，对HP-STMCs的安全性带来了挑战。因此，在堆芯物理设计时有必要对此位置的功率分布进行优化，尽可能降低此位置的功率分布不均匀系数。

图12 控制鼓向内，中心热管失效温度分布Fig.12 The reactor core temperature distribution with a center heat pipe failure and control drums facing-in

图13 控制鼓向内，中间热管失效温度分布Fig.13 The reactor core temperature distribution with a middle heat pipe failure and control drums facing-in

图14 控制鼓向内，外围热管失效温度分布Fig.14 The reactor core temperature distribution with an outer heat pipe failure and control drums facing-in

图15 控制鼓向外，中心热管失效温度分布Fig.15 The reactor core temperature distribution with a center heat pipe failure and control drums facing-out

图16 控制鼓向外，中间热管失效温度分布Fig.16 The reactor core temperature distribution with a middle heat pipe failure and control drums facing-out

图17 控制鼓向外，外围热管失效温度分布Fig.17 The reactor core temperature distribution with an outer heat pipe failure and control drums facing-out

3结论

利用等效堆芯热管为传热边界条件的方法，建立了热管冷却空间堆堆芯稳态热工分析的计算模型，计算了HP-STMCs堆芯热工特性，计算结果表明：

1）HP-STMCs堆芯锂热管，堆芯热管内部汽液界面的等效传热系数很大，且随蒸发段的温度升高而急剧增大。空间堆堆芯热管在正常运行工况时，汽液界面的温降很小，可以忽略不计。因此，在开展HP-STMCs堆芯热工分析时，可将堆芯热管简化为定温度的传热边界条件。

2）堆芯中心和外围的热管布置数量较少，在这些区域堆芯传热能力较弱，因此在堆芯功率均匀分布时，此区域的温度较高，且燃料棒内的温度分布很不均匀。燃料棒内氦气隙的温降（沿θ方向）圆周方向是不相同的，在靠近热管一侧最大，约为40 K。

3）堆芯温度场的分布与功率分布一致，堆芯非均匀布置时，堆芯温度场分布较均匀，在转鼓向内时，堆芯最高温度仅达1 671 K，HP-STMCs应采用非均匀布置方案。

4）堆芯在1根锂热管失效时，堆芯核反应热可以安全导出。堆芯1根热管失效仅导致其周围热管燃料组件的温度有较大升高。不同位置热管失效引起的温升不同，堆芯外围热管失效时，UN芯块最高温升约200 K。

［1］El-GENK M S，TOURNIER J M.Conceptual design of HPSTMCs space power system for 110 k We［C］／／AIP Conf Proc，Albuquerque，New Mexico，2004，699：658- 672.

［2］Knolls atomic power laboratory.Space nuclear power plant pre-conceptual design report：for information［R］.New York：Schenectady，2006.

［3］HARTY R B，MASON L S.100-k We lunar／mars surface power utilizing the SP-100 reactor with dynamic conversion ［C］／／AIP Conf Proc，Albuquerque，New Mexico，1993，271：1 065- 1 071.

［4］TOURNIER J M，El-GENK M S.Reactor lithium heat pipe for HP-STMCs space reactor power system［C］／／AIP Conf Proc，Albuquerque，New Mexico，2004，699：781- 792.

［5］GAETA M J，BEST F R.Transient Thermal Analysis of a Space Reactor Power System［J］.Nuclear Technology，1993，103（7）：19- 20.

［6］ 李华琪，江新标，陈立新，等.空间堆瞬态分析的商用CFD软件计算方法研究［R］.B013394.西安：西北核技术研究所，2013.（LI Hua-qi，JIANG Xin-biao，CHEN Li-xin，et al.Study on CFD method for space nuclear reactor transient analysis［R］.B013394.Xi'an：Northwest Institute of Nuclear Technology，2013.）

［7］ 李华琪，江新标，陈立新，等.HP-STMCs空间堆热管运行参数计算［J］.现代应用物理，2014，5（2）.154- 160.（LI Hua-qi，JIANG Xin-biao，CHEN Li-xin，et al.Calculation of operating parameters for HP-STMCs space nuclear reactor heat pipes［J］.Modern Applied Physics，2014，5（2）：154 -160.）

［8］ 李华琪，江新标，陈立新，等.空间堆堆用热管传热极限研究［R］.B013534.西安：西北核技术研究所，2013.（LI Hua-qi，JIANG Xin-biao，CHEN Li-xin，et al.Study on the heat pipe transfer limitations of space nuclear reactor［R］.B013534，Xi'an：Northwest Institute of Nuclear Technology，2013.）

［9］REAY D，KEW P.Heat Pipes Theory，Design and Application［M］.5th ed.Armsterdam：Betterworthheinemann，2006.

［10］KING J C，El-GENK M S.A methodology for the neurotic＇s design of space nuclear reactors［C］／／AIP Conf Proc，Albuquerque，2004，699：319- 329.

［11］IAEA.Thermophysical Properties of Materials for Nuclear Engineering：A Tutorial and Collection of Data［M］.Vienna：IAEA，2008：38- 43，84- 85，135- 140.

Steady-State Thermohydraulic Characteristics of HP-STMCs Space Reactor Core

LI Hua-qi，JIANG Xin-biao，CHEN Li-xin，YANG Ning HU Pan，MA Teng-yue，ZHU Lei
（Northwest Institute of Nuclear Technology，Xi'an 710024，China）

A calculation model was built to analyze the steady-state thermohydraulic characteristics of heat pipe cooled space reactor cores based on the computational fluid dynamics （CFD），with simulative reactor heat pipe as equivalent heat transfer boundary.The calculation was made on the HP-STMCs space reactor core power and detailed power profile with zoned and non-zoned loading pattern，B4C control drums inner and outer faced.The safety heat transfer characteristics of reactor core was analyzed when a heat pipe fails.The results show that the temperature distribution is uniform at average power profile，but at detail power distribution，the local temperature becomes higher with non-zoned core and the overall temperature distributes uniformly with zoned core.When a heat pipe fails，only the temperature of UN pins around the fail heat pipe rises obviously to 200 K.The maximum temperature appears at the center and its around.Therefore，the core should be zoned in loading pattern and the HP-STMCs space reactor core is safe with one heat pipe failed.

HP-STMCs；heat transfer boundary；steady state temperature distribution；heat pipe failure

TL331

A

2095- 6223（2015）02- 144- 07

2014- 05- 30；

2015- 01- 08

国家自然科学基金资助项目（11375143）

李华琪（1989－），男，陕西耀州人，研究实习员，硕士，主要从事核反应堆热工水力及安全分析研究。

E-mail：lihuaqi＠nint.ac.cn