魏 婷,匡 波,侯 東

超臨界壓力水冷包層方案第一壁的熱與應(yīng)力分析

魏 婷,匡 波,侯 東

(上海交通大學(xué)核科學(xué)與工程學(xué)院,上海200240,China)

針對(duì)超臨界水冷包層中第一壁的運(yùn)行工況,利用數(shù)值計(jì)算軟件ANSYS中CFX和Workbench兩個(gè)模塊對(duì)第一壁結(jié)構(gòu)中的固體域和流體域進(jìn)行數(shù)值分析研究。對(duì)比矩形管道和圓形管道內(nèi)傳熱及熱應(yīng)力分布發(fā)現(xiàn),矩形管道四個(gè)角域強(qiáng)化了壁面流體和主流流體的動(dòng)量和熱量的交換,使傳熱性能優(yōu)于圓形管道,而四個(gè)角域的存在也造成了該處的應(yīng)力集中,使結(jié)構(gòu)材料的最大應(yīng)力明顯高于圓形管道。進(jìn)一步研究冷卻劑流向和冷卻管道幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)第一壁結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響發(fā)現(xiàn),在ITER運(yùn)行工況下,冷卻劑流向影響很小,增大冷卻管道直徑和減小冷卻管道最小壁厚均能改善第一壁結(jié)構(gòu)材料中的最高溫度,而這兩個(gè)幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)第一壁應(yīng)力的影響較為復(fù)雜。

超臨界水冷包層;第一壁;熱與應(yīng)力分析

實(shí)驗(yàn)包層模塊(TBM)作為國(guó)際熱核聚變實(shí)驗(yàn)堆(ITER)的關(guān)鍵部件之一,是未來(lái)聚變反應(yīng)堆實(shí)現(xiàn)氚自持、高熱量提取并轉(zhuǎn)化為電能的重要實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。包層模塊的第一壁是整個(gè)包層的重要部件,直接面向等離子體,其熱工與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不僅要滿足材料的熱性能要求,同時(shí)也要滿足機(jī)械性能要求。第一壁安全性直接影響整個(gè)實(shí)驗(yàn)包層模塊安全運(yùn)行。

考慮到水冷的技術(shù)延續(xù)性以及發(fā)電側(cè)高熱力效率的需求,一種包層方案為超臨界壓力水冷固態(tài)增殖包層,該方案以低活化鐵素體/馬氏體鋼F82H為主要結(jié)構(gòu)材料。超臨界壓力下水具有特殊的性質(zhì),熱物性在大比熱區(qū)域發(fā)生劇烈變化,其高工作參數(shù)使裝置熱力效率得以提高;而F82H在強(qiáng)輻照下具有固有的幾何穩(wěn)定性、低的熱膨脹系數(shù)和高熱導(dǎo)率等優(yōu)良特性,其低活化成分適于商業(yè)化生產(chǎn),且有最為成熟先進(jìn)的技術(shù)基礎(chǔ)[1］。

本文在超臨界壓力水傳熱數(shù)值研究的基礎(chǔ)上,利用單向流固耦合的方法對(duì)運(yùn)行工況下的第一壁進(jìn)行熱與應(yīng)力分析,對(duì)比不同的冷卻管道形狀、幾何參數(shù)下的第一壁熱與應(yīng)力大小與分布的差異,為超臨界水冷TBM熱工設(shè)計(jì)提供熱與應(yīng)力耦合的基本量值關(guān)系。

1 模型及參數(shù)確定

1.1 建模及參數(shù)

第一壁是核聚變中直接面向等離子體的一層固體結(jié)構(gòu),其外圍與增殖區(qū)結(jié)構(gòu)相連。ITER實(shí)驗(yàn)包層工作組(Test Blanket Working Group,TBWG)提出在氘氚階段的運(yùn)行工況下,第一壁局部表面熱流密度峰值將達(dá)到0.5 MW/m2,為了留有足夠的設(shè)計(jì)安全裕量,將第一壁整體表面取峰值。同時(shí),面向增殖區(qū)側(cè)熱流密度為0.4 MW/m2的;另外,在周?chē)渚€和粒子的作用下,結(jié)構(gòu)材料產(chǎn)生30 MW/m3的體熱流密度[2-5］,如表1所示。

表1 第一壁工作運(yùn)行參數(shù)Table1 Operating parameters of the first wall

為了給高熱負(fù)荷的第一壁以足夠冷卻,進(jìn)口溫度為280℃的冷卻水先流經(jīng)串聯(lián)包層子模塊(4個(gè)串聯(lián))的第一壁部分,在第一壁出口處溫度上升至380℃左右。然后,冷卻水流經(jīng)串聯(lián)子模塊的增殖區(qū)部分,達(dá)到大約510℃的出口溫度[2］,如圖1中方案一所示。在第一壁冷卻管道數(shù)值模擬中,選取其中一根管道進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,通過(guò)設(shè)置左右壁面為對(duì)稱面來(lái)模擬整個(gè)第一壁。管道豎直高度為1 500 mm,冷卻劑流動(dòng)方向?yàn)樨Q直向下(為了對(duì)比,本文也計(jì)算了流動(dòng)方向?yàn)樨Q直向上的第一壁冷卻管道,如圖1中方案二所示)。建立第一壁冷卻管道的模型,考慮橫截面形狀分別為矩形和圓形,結(jié)構(gòu)尺寸分別如圖2(a)、(b)所示。數(shù)值模擬中,結(jié)構(gòu)材料采用低活化鐵素體/馬氏體鋼F82H。根據(jù)設(shè)計(jì)要求,F82H的最高工作溫度上限為550℃;最大應(yīng)力采用Von Mises等效應(yīng)力,其值不超過(guò)該處對(duì)應(yīng)溫度下許用應(yīng)力3Sm值[6］。

圖1 包層串聯(lián)冷卻方案示意圖Fig.1 Schematic of blanket cooled in series

圖2 單根第一壁冷卻管道結(jié)構(gòu)尺寸Fig.2 Structure size of the first wall single cooling duct(a)矩形橫截面冷卻管道;(b)圓形橫截面冷卻管道

1.2 網(wǎng)格及網(wǎng)格敏感性

利用CFX-Workbench對(duì)第一壁流體域、固體域進(jìn)行流固耦合[7］分析,得出溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。流固耦合分析中使用CFX作為冷卻劑流場(chǎng)、溫度場(chǎng)的分析程序,使用Workbench中的Steady-State Thermal和Static Structural[8］兩個(gè)模塊作為結(jié)構(gòu)材料應(yīng)力分析程序。兩塊之間是單向傳遞的,即把通過(guò)CFX計(jì)算得出的流固交界面處的溫度場(chǎng)和對(duì)流換熱系數(shù)單向傳遞到ANSYS Workbench中的Steady-State Thermal模塊,作為載荷再進(jìn)行計(jì)算。需要注意的是:CFX和ANSYS Workbench中的建模和劃分網(wǎng)格都有所不同。CFX中模型的高度方向是全長(zhǎng)1 500 mm,而ANSYS Workbench中只建立30 mm,即靠近出口部分。因?yàn)槿绻赪orkbench中建立全高,將導(dǎo)致網(wǎng)格過(guò)多,計(jì)算困難。CFX中流體域采用O型網(wǎng)格,固體域采用六面體網(wǎng)格。ANSYS Workbench中采用四面體網(wǎng)格。近壁面處結(jié)合湍流模型的要求對(duì)網(wǎng)格加密,保證模擬計(jì)算精度。矩形管道第一壁子模塊中流體域網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為325 000,固體域網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為113 200,總網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為438 200。為了對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行敏感性分析,將總網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)增至658 400,在相同的邊界條件下進(jìn)行計(jì)算,計(jì)算結(jié)果相差在2%以內(nèi),故選擇網(wǎng)格數(shù)較少的網(wǎng)格模型。類(lèi)似的,以下計(jì)算中通過(guò)逐次加密網(wǎng)格得到網(wǎng)格無(wú)關(guān)解。

1.3 湍流模型及選擇

考慮不同湍流模型對(duì)第一壁冷卻管道內(nèi)傳熱數(shù)值模擬的影響。湍流模型大致分為兩大類(lèi):渦流黏度模型和雷諾應(yīng)力模型。選取CFX5中四種湍流模型(k-ε、SST、BSL和SSG湍流模型)進(jìn)行考察,其中k-ε、SST屬于渦流黏度模型,SSG、BSL屬于雷諾應(yīng)力模型[9］。

先用這4種模型對(duì)冷卻劑工況與ITER相近、超臨界壓力下單根豎直圓管中的下降流傳熱進(jìn)行模擬,計(jì)算結(jié)果皆與已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比、驗(yàn)證。采用Pismennyy[10］的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),豎直下降流,D＝6.28 mm,P＝23.5 MPa,G＝ 248 kg/m2·s,Q＝364 k W/m2,L＝0.6 m, Tin＝350℃,Tout＝380℃。光滑圓管采用了CFX特有的O形網(wǎng)格,能夠更好地適應(yīng)曲面上的網(wǎng)格劃分。邊界條件的設(shè)定如下:進(jìn)口條件是質(zhì)量流速以及冷卻劑入口溫度;出口條件是定壓;壁面是非滑移壁面以及給定熱流密度。模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖3所示。

圖3 不同湍流模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比Fig.3 Comparison of different turbulence model calculations with experimental results

圖3 顯示,k-ε與SSG模型計(jì)算得到的冷卻管道壁面溫度低于實(shí)驗(yàn)值,而SST和BSL模型的預(yù)測(cè)值稍高于實(shí)驗(yàn)值。實(shí)驗(yàn)值處于四個(gè)湍流模型預(yù)測(cè)值之間。鑒于不同湍流模型對(duì)計(jì)算結(jié)果有一定影響,故對(duì)圓形和矩形冷卻管道均用該四個(gè)湍流模型進(jìn)行結(jié)果對(duì)比。

包層采用4個(gè)子模塊串聯(lián)的冷卻方案,矩形冷卻管道第一個(gè)子模塊冷卻劑的進(jìn)口溫度為280℃,數(shù)值計(jì)算得出第四個(gè)子模塊冷卻劑的出口溫度為379℃,符合冷卻劑第一壁出口溫度為380℃左右的設(shè)計(jì)要求。采用圓形截面冷卻管道的四個(gè)串聯(lián)子模塊中第一壁的冷卻劑進(jìn)口溫度依次為280/315/345/368℃,最后達(dá)到380℃的出口溫度。

表2、表3比較了不同湍流模型下得出的計(jì)算結(jié)果,均顯示滿足第一壁結(jié)構(gòu)材料的熱性能和機(jī)械性能。對(duì)于兩個(gè)渦流黏度湍流模型,使用SST湍流模型計(jì)算得出第一壁結(jié)構(gòu)材料的最高溫度和最大應(yīng)力均低于k-ε湍流模型。雷諾應(yīng)力模型中,BSL湍流模型計(jì)算得出第一壁結(jié)構(gòu)材料的最高溫度和最大應(yīng)力均低于SSG湍流模型。k-ε與SSG數(shù)值模擬結(jié)果相近,同樣的,SST和BSL數(shù)值模擬結(jié)果相近。根據(jù)保守原則和其他文獻(xiàn)中的推薦[5,11］,下文湍流模型均采用SSG模型。

表2 矩形管道中不同湍流模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table2 Comparison of different turbulence model calculations for rectangular channel

表3 圓形管道中不同湍流模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table3 Comparison of different turbulence model calculations for circular channel

2 第一壁熱與應(yīng)力的分析

2.1 冷卻管道形狀對(duì)第一壁溫度與應(yīng)力場(chǎng)的影響

使用湍流模型SSG,矩形和圓形冷卻管道的第一壁結(jié)構(gòu)材料溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算差異如圖4～圖6所示。

圖4～圖6顯示的是第一壁結(jié)構(gòu)材料中最大溫度和最大應(yīng)力,位于第四個(gè)包層子模塊。其中,采用矩形冷卻管道的第一壁結(jié)構(gòu)材料的最大溫度為506.46℃,低于F82 H的使用溫度上限550℃;最大應(yīng)力為445.34 MPa,小于該處溫度下對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力極限466.43 MPa。采用圓形冷卻管道,最終得到4個(gè)子模塊串聯(lián)的第一壁結(jié)構(gòu)材料中最大溫度為519.33℃,高于矩形管道,但仍符合設(shè)計(jì)要求;最大應(yīng)力為214.84 MPa,遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于矩形橫截面管道,同樣低于該處溫度下對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力極限463.11 MPa。第一壁結(jié)構(gòu)材料更關(guān)注最高溫度,且矩形冷卻管道布置緊湊、節(jié)省空間,故通常設(shè)計(jì)中采用矩形冷卻管道。

圖4 CFX計(jì)算得出的結(jié)構(gòu)材料F82H溫度場(chǎng)(單位:K)Fig.4 Temperature distributions of structural material F82H calculated by CFX(a)矩形橫截面冷卻管道;(b)圓形橫截面冷卻管道

圖5 Workbench計(jì)算得出的結(jié)構(gòu)材料F82 H溫度場(chǎng)(單位:℃)Fig.5 Temperature distributions of structural material F82 H calculated by Workbench(a)矩形橫截面冷卻管道;(b)圓形橫截面冷卻管道

圖6 Workbench計(jì)算得出的結(jié)構(gòu)材料F82 H應(yīng)力場(chǎng)Fig.6 Stress distributions of structural material F82 H calculated by Workbench(a)矩形橫截面冷卻管道;(b)圓形橫截面冷卻管道

下面對(duì)矩形和圓形截面冷卻管道中近壁面處流體的傳熱情況進(jìn)行比較。取圖2中矩形管道A、B所在位置研究,在A、B兩處沿冷卻劑流動(dòng)方向的近壁流體溫度、熱流密度和傳熱系數(shù)分布的計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 矩形管道A、B位置處的參數(shù)沿流動(dòng)方向的變化Fig.7Parameter changes in the flow direction of rectangular channel A,B(a)A、B處近壁流體溫度沿流動(dòng)方向變化; (b)A、B處的熱流密度沿流動(dòng)方向的變化; (c)A、B處的傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向的變化

由圖7c可見(jiàn),A、B兩位置處的對(duì)流換熱系數(shù)均在壁面溫度接近384.9℃(25 MPa壓力下的擬臨界溫度)時(shí)有大幅度上升。而當(dāng)主流溫度達(dá)到擬臨界溫度附近時(shí),換熱系數(shù)又有所下降。

同樣的,對(duì)于圖2中圓形截面冷卻管道取A、B、C三處位置研究,在A、B、C三處沿冷卻劑流動(dòng)方向的近壁流體溫度、熱流密度和傳熱系數(shù)分布的計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 圓形管道A、B、C位置處的參數(shù)沿流動(dòng)方向的變化Fig.8 Parameter changes in the flow direction of circular channel A,B,C(a)A、B、C近壁流體溫度沿流向變化; (b)A、B、C處熱流密度沿流動(dòng)方向的變化; (c)A、B、C處傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向的變化

由圖8可見(jiàn),A和C位置處與矩形管道中相類(lèi)似的傳熱現(xiàn)象,即在第四個(gè)子模塊中近壁面處的換熱系數(shù)先大幅度上升后又有所下降。而B(niǎo)處由于近壁面流體溫度較低、熱流密度較小,未發(fā)現(xiàn)臨近出口處的換熱系數(shù)突降的現(xiàn)象。

另外,可以明顯地看到,矩形管道不同位置處流體的熱流密度隨著流動(dòng)方向有接近的趨勢(shì),而在圓形管道中這一現(xiàn)象則不存在。這是由于非圓橫截面上湍流流動(dòng)具有的明顯的二次流特征,如圖9所示。矩形管道四個(gè)角域強(qiáng)化了壁面流體和主流流體的動(dòng)量和熱量的交換,改善了傳熱性能。然而四個(gè)角域的存在也造成了該處的應(yīng)力集中,使矩形橫截面管道結(jié)構(gòu)材料的最大應(yīng)力發(fā)生在圓角處,其應(yīng)力值遠(yuǎn)高于圓形管道。

圖9 冷卻管道橫截面上流場(chǎng)分布Fig.9 Flow field distribution in cooling duct cross-section(a)矩形冷卻管道;(b)圓形冷卻管道

2.2 冷卻劑流向?qū)Φ谝槐跍囟扰c應(yīng)力場(chǎng)的影響

將冷卻劑流動(dòng)方向改為豎直向上,查看在ITER運(yùn)行工況下,第一壁冷卻管道中超臨界壓力水流動(dòng)方向的改變對(duì)第一壁結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的影響。將表4分別與表2、表3對(duì)比,發(fā)現(xiàn)在該工況下改變冷卻劑流動(dòng)方向?qū)匦?、圓形橫截面冷卻管道的熱和應(yīng)力的影響都很小。

表4 豎直上升流、下降流的計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table4 Comparison of results for vertical upward and downward flow

2.3 冷卻管道幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)第一壁溫度與應(yīng)力場(chǎng)的影響

針對(duì)圓形橫截面冷卻管道,分析了幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)第一壁結(jié)構(gòu)溫度及應(yīng)力的影響。首先保持其他幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)不變,考慮改變冷卻管道直徑對(duì)整個(gè)第一壁結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的影響,不同直徑冷卻管道結(jié)構(gòu)尺寸如圖10所示。

從表5可得,增大管道直徑有利于降低第一壁結(jié)構(gòu)材料的最高溫度,這是因?yàn)槔鋮s管道截面積的增大引起冷卻劑流量增多,改善了傳熱情況。而增大管道直徑對(duì)結(jié)構(gòu)材料最大應(yīng)力的影響較復(fù)雜。管道直徑從7 mm增至8 mm,最大應(yīng)力減小;管道直徑從8 mm增至9 mm時(shí),最大應(yīng)力又有所上升。因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)材料的應(yīng)力由兩部分組成,分為一次應(yīng)力和二次應(yīng)力。內(nèi)壓和壁厚不變的情況下,流體內(nèi)壓直接引起的結(jié)構(gòu)材料一次壓力隨著冷卻管道直徑的增大而增大;而熱應(yīng)力引起的二次壓力則隨著管道直徑的增大、結(jié)構(gòu)材料溫度的降低而減小。故第一壁結(jié)構(gòu)材料最大應(yīng)力隨管道直徑的變化是一次壓力和二次壓力的綜合作用,不呈單一變化,在設(shè)計(jì)中需考慮。

圖10 不同冷卻管道直徑的第一壁結(jié)構(gòu)尺寸Fig.10 Differentdiameters of cooling pipes of the first wall

表5 不同冷卻管道直徑的計(jì)算結(jié)果Table5 Results of differentdiameters of cooling pipes

保持其他幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)不變,考慮改變冷卻管道最小壁厚對(duì)整個(gè)第一壁結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響,不同壁厚冷卻管道結(jié)構(gòu)尺寸如圖11所示。

圖11 不同壁厚第一壁冷卻管道結(jié)構(gòu)尺寸Fig.11 Different wall thickness of cooling pipes of the first wall

從表6可得,改變冷卻管道最小壁厚對(duì)第一壁結(jié)構(gòu)材料中的最高溫度和最大應(yīng)力都有較明顯影響。增加冷卻管道最小壁厚,傳熱變差,第一壁結(jié)構(gòu)材料的最高溫度隨之增大。而對(duì)于直徑為8 mm的冷卻管道,隨著管道最小壁厚從1 mm增加至2 mm,第一壁結(jié)構(gòu)材料中的最大應(yīng)力值先減小后增大,在1.5 mm時(shí)達(dá)到最優(yōu)。這是因?yàn)榱黧w內(nèi)壓和管道直徑不變的情況下,冷卻管道最小壁厚的增加會(huì)引起一次壓力的減小,同時(shí)結(jié)構(gòu)材料溫度的上升引起二次壓力的增大,最大應(yīng)力的變化是兩者的綜合作用,在設(shè)計(jì)中應(yīng)予以重視。該結(jié)果也與矩形冷卻管道相類(lèi)似,研究顯示隨著直徑為8 mm的矩形冷卻管道最小壁厚由1.5 mm增至3.5 mm,第一壁結(jié)構(gòu)材料最高溫度增大,最大應(yīng)力呈先減小后增大趨勢(shì)[5］。

3 結(jié)論

本文通過(guò)數(shù)值計(jì)算軟件ANSYS中CFX和Workbench兩個(gè)模塊,利用單向流固耦合的方法研究了超臨界水冷包層第一壁結(jié)構(gòu)中的固體域和流體域,求解獲得流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng),得到以下結(jié)論:

1)采用圓形截面冷卻管道的第一壁結(jié)構(gòu)材料中最大溫度為519.33℃,高于矩形管道中最大溫度506.46℃,但仍低于F82H的最高工作溫度上限550℃;結(jié)構(gòu)材料中最大應(yīng)力為214.84 MPa,遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于矩形管道中的最大應(yīng)力445.34 MPa(仍滿足結(jié)構(gòu)的應(yīng)力要求)。但矩形管道具有傳熱較好,布置緊湊,節(jié)省空間的優(yōu)點(diǎn)。

2)矩形管道不同位置處流體的熱流密度隨著流動(dòng)方向有接近的趨勢(shì),而在圓形管道中這一現(xiàn)象則不存在。這是由于非圓橫截面上湍流流動(dòng)具有的明顯的二次流特征。矩形管道四個(gè)角域強(qiáng)化了壁面流體和主流流體的動(dòng)量和熱量的交換,改善了傳熱性能。而四個(gè)角域的存在也造成了該處的應(yīng)力集中。

3)在ITER運(yùn)行工況下,不同第一壁冷卻管道中超臨界壓力水的流動(dòng)方向?qū)Φ谝槐诮Y(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的影響很小。

4)增大冷卻管道直徑和減小冷卻管道最小壁厚均能改善第一壁結(jié)構(gòu)材料中的最高溫度,而這兩個(gè)幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)第一壁應(yīng)力的影響則較為復(fù)雜。

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Thermal and Stress Analysis on the First Wall of Supercritical Pressure Water-cooled Blanket

WEI Ting,KUANG Bo,HOU Dong

(School of Nuclear Science and Engineering,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China)

For the first wall operating conditions of the blanket cooled by supercritical pressure water,numerical computation software ANSYS CFX and Workbench were used to investigate the solid and fluid domains of the first wall structure.The effect of rectangular and circular cross section cooling ducts on the heat transfer and thermal stress were analyzed.It shows that the four corners of the rectangular duct reinforced momentum and heat exchange between near-wall fluid and mainstream fluid,so that the heat transfer performance was better than the circular pipe,and the four corners where existed stress concentration caused the maximum stress of structure material,which was significantly higher than the circular duct.Considering the effect of coolant flow direction and the cooling pipe geometry parameters on the first wall structure intemperature field and stress field,the coolant flow direction has little effect in the ITER operating conditions.Increasing the cooling pipe diameter and decreasing cooling pipe wall thickness can reduce the maximum temperature of the first wall structure material, and these two parameters on the stress of the first wall are more complicated.

supercritical pressure water-cooled blanket;the first wall;thermal and stress analysis

TL3

A

0258-0918(2016)01-0001-09

2015-05-14

魏 婷(1988—),女,江蘇人,碩士研究生,助理工程師,現(xiàn)從事熱工水力方向研究