馮權(quán)勝 徐 博 潘 登 鄒 楊 徐洪杰

1（中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 嘉定園區(qū) 上海 201800）2（中國科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）3（核動力運行研究所 武漢 430223）

熔鹽球床堆堆芯入口熱工水力特性數(shù)值分析

馮權(quán)勝1,2徐 博1,2潘 登1,3鄒 楊1徐洪杰1

1（中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 嘉定園區(qū) 上海 201800）2（中國科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）3（核動力運行研究所 武漢 430223）

堆芯入口流場設(shè)計是小型固態(tài)燃料熔鹽堆系統(tǒng)項目內(nèi)容之一，它對反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性、堆芯溫度和流場分布有著非常重要的影響。研究了熔鹽流道流通面積變化對堆芯入口溫度、流場分布及壓降的影響，優(yōu)化熔鹽流道幾何結(jié)構(gòu)。以小型熔鹽球床堆模型為研究對象，取符合實際邊界條件的輸入?yún)?shù)，通過改變?nèi)埯}流道流通面積，使用計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)通用程序Fluent 16.0對堆芯入口內(nèi)熔鹽的熱工水力特性進行數(shù)值模擬。在考慮實際下反射層流道的流通面積占比最大為18.14%下，研究了熔鹽流道流通面積占比在區(qū)間[0, 15.00%]變化。結(jié)果表明，堆芯活性區(qū)熔鹽最高局部熱點溫度隨熔鹽流道流通面積比的增大而增高；堆芯入口內(nèi)的壓降隨下反射層熔鹽流道流通面積比的減小而增大；在徑向方向上流進孔道的熔鹽流速隨著孔道遠離堆芯位置而增大。本研究可為小型固態(tài)燃料球床熔鹽堆優(yōu)化設(shè)計提供一定的參考價值。關(guān)鍵詞 固態(tài)熔鹽堆，入口流量分配，熔鹽流道，熱工水力

熔鹽堆(Molten Salt Reactor, MSR)是第四代核能系統(tǒng)國際論壇推薦的6種先進四代堆候選堆型之一，具有資源的可持續(xù)性、高度的安全性、良好的經(jīng)濟性和可靠的防擴散性等特點，滿足核能可持續(xù)發(fā)展的要求。中國科學(xué)院戰(zhàn)略性國家先導(dǎo)科技專項“未來先進裂變核能——釷基熔鹽堆核能系統(tǒng)”包括固態(tài)燃料球床堆(Thorium Based Molten Salt Reactor - Solid Fuel, TMSR-SF)和液態(tài)燃料熔鹽堆(Thorium Based Molten Salt Reactor - Liquid Fuel, TMSR-LF)[1]。

TMSR-SF2是固態(tài)燃料球床堆系列之一，使用球形燃料元件，一回路冷卻劑采用2LiF-BeF2熔鹽，具有固有安全性、適合使用釷燃料等優(yōu)點。目前已經(jīng)完成熱工水力初步概念設(shè)計，其中堆芯入口流量分配直接影響了堆內(nèi)流速和壓降，進一步地限制了核電站的安全限值。堆芯入口流量[2]分配應(yīng)與功率分布相匹配，保證球床內(nèi)部不會因散熱不均出現(xiàn)局部熱點和安全隱患。因此，對堆芯入口處的流量[3]進行合理分配十分有必要。下腔室和下反射層流道對冷卻劑的分配與反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性具有重要的影響。對下腔室和下反射層流道的流場進行計算分析也是反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)設(shè)計和熱工水力分析中的重要環(huán)節(jié)。

本文利用熱工水力模擬軟件Fluent 16.0對小型固態(tài)燃料球床熔鹽堆堆芯入口流場和溫度場進行了數(shù)值模擬分析[4-5]。在下腔室和下反射層流道計算過程中，通過優(yōu)化下反射層流道的流通面積來實現(xiàn)堆芯冷卻劑流量分配，并研究其對堆芯球床流場和溫度場的影響。研究結(jié)果將為固態(tài)熔鹽堆堆芯結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 計算模型

1.1 堆芯入口結(jié)構(gòu)簡介

熔鹽堆堆芯入口1/4幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示，反應(yīng)堆堆芯入口主要包括：下降環(huán)腔、下腔室、石墨下反射層、熔鹽孔道流道、燃料槽、流量分配擋板、下圓臺、球床堆芯等部件，使用三維建模軟件Unigraphics NX 8.0和Gambit2.4.6建立幾何模型。

由于全堆幾何結(jié)構(gòu)流道復(fù)雜，全部建模會使網(wǎng)格數(shù)量無法承受，因此，有必要對模型進行一定的簡化。由于其結(jié)構(gòu)具有1/4旋轉(zhuǎn)周期對稱的特點，在數(shù)值模擬時，只選取了1/4實驗堆模型進行計算，計算模型包含：堆芯下腔室、下反射層熔鹽流道、球床堆芯。

圖1 1/4堆芯入口幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 1/4 geometric structure of core inlet.

1.2 堆芯多孔介質(zhì)模型

球床堆芯由燃料球隨機堆積而成，形成的幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，但各燃料球幾何特征相同。如果采用計算網(wǎng)格對真實的燃料球幾何結(jié)構(gòu)進行描述，單個燃料球的網(wǎng)格數(shù)也會在106量級，那么堆芯整體結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格數(shù)將高達108量級。本文根據(jù)燃料球幾何規(guī)律性的特點，堆芯球床結(jié)構(gòu)采用多孔介質(zhì)模型[6]來描述流體流過堆芯的當量特性，在其他結(jié)構(gòu)為液體屬性，從而大幅簡化堆芯結(jié)構(gòu)。

1.3 下腔室石墨下反射層熔鹽流道

燃料熔鹽經(jīng)下降環(huán)腔進入下腔室[7]，一部分熔鹽經(jīng)堆芯入口流量分配擋板裝置流入堆芯活性區(qū)，另一部分經(jīng)下反射層孔道流道直接流入堆芯。

堆芯入口流量分配擋板和下腔室下反射層流道主要功能是對熔鹽流量進行分配[8]，展平堆芯溫度，降低堆芯壓損，減小熔鹽對球床的沖擊。

由于燃料球的直徑為3cm，參考TMSR-SF2流道設(shè)計要求，選取2.5cm、2.0cm、1.5cm、1.0cm直徑的熔鹽孔道，如圖2所示，其中1.5cm和1.0cm的熔鹽流道局部的壓損比較大，熔鹽孔道數(shù)量也較多，熔鹽在下腔室的流動更加紊亂；2.5cm的熔鹽流道使堆芯的局部熱點高于2.0cm熔鹽流道的熱點，因此初步選擇熔鹽流道直徑為2.0cm，間距也為2.0cm。

圖2 不同直徑的熔鹽流道(a) d=2.5cm，(b) d=2.0cm，(c) d=1.5cm，(d) d=1.0cmFig.2 Molten salt flow channels of different diameters. (a) d=2.5cm, (b) d=2.0cm, (c) d=1.5cm, (d) d=1.0cm

在熔鹽孔道鋪滿下反射層區(qū)域時，下反射層有1368個孔道，孔道的流通面積占比為18.14%，如圖3所示。因此設(shè)計了6種石墨下反射層流道，下反射層的流通面積占比分別取15.00%、12.51%、10.02%、7.53%、5.04%、0%，研究石墨下反射層在不同流通面積下對堆芯溫度場、壓降、流場的影響[9-10]。

圖3 不同流通面積的流道(a) 18.14%，(b) 15.00%，(c) 12.51%，(d) 10.02%，(e) 7.53%，(f) 5.04%Fig.3 Molten salt flow channels of different flow areas. (a) 18.14%, (b) 15.00%, (c) 12.51%, (d) 10.02%, (e) 7.53%, (f) 5.04%

2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

2.1 網(wǎng)格劃分及敏感性分析

如圖1所示的固態(tài)燃料熔鹽堆設(shè)計的流體域幾何模型，其幾何尺寸跨度從最小的30mm（下降環(huán)腔厚度）到最大的3.55m（整體模型高度），離散這樣的計算域不僅需要巨大的網(wǎng)格數(shù)量還需要對網(wǎng)格分布進行精細控制。而且相對于傳統(tǒng)的球床堆熱工分析程序，計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法對計算網(wǎng)格的依賴程度較高，為了得到合理的計算結(jié)果，必須進行網(wǎng)格敏感性分析。因此，取局部的相似模型進行網(wǎng)格劃分，局部堆芯模型如圖4所示，網(wǎng)格劃分方案分為8種，詳情見表1。

圖4 局部堆芯模型Fig.4 Partial core model.

表1 網(wǎng)格劃分方案Table 1 Schemes of mesh division.

熔鹽通道質(zhì)量流量和網(wǎng)格數(shù)量關(guān)系如圖5所示，可以看出當計算模型網(wǎng)格數(shù)量達到1.5×106及以上時，熔鹽通道的質(zhì)量流量基本保持不變，相對誤差在0.1%內(nèi)，模擬結(jié)果更趨近一致。

圖5 熔鹽通道質(zhì)量流量和網(wǎng)格數(shù)量關(guān)系Fig.5 Relationship between mass flow rate in channel and mesh elements number.

2.2 邊界條件及求解設(shè)置

該固態(tài)熔鹽實驗堆設(shè)計熱功率為384 MW，采用石墨作為慢化劑，堆芯冷卻劑采用Li2F-BeF2熔鹽，熔鹽進口溫度為873 K，出口溫度為873 K，熔鹽質(zhì)量流速為1588 kg·s-1?？傮w流場分為下降環(huán)腔、下腔室、堆芯入口和石墨下反射層流道4個區(qū)域，邊界條件設(shè)置如表2所示，輸入的7Li2F-BeF2物性參數(shù)為：密度1985g·cm-3，比熱1500 J·kg-1·°C-1，導(dǎo)熱系數(shù)1.1W·m-1·°C-1，粘度0.0085kg·m-1·s-1。

表2 邊界條件Table 2 Boundary condition.

3 熱工水力特性計算結(jié)果分析

本文以計算流體力學(xué)CFD軟件Fluent 16.0為工具，研究流通面積占比為15.00%、12.51%、10.02%、7.53%、5.04%、0%的6種石墨下反射層對堆芯入口溫度場、壓降、流速的影響，并進行熱工水力數(shù)值模擬分析[11-13]。

3.1 流通面積變化對堆芯入口熔鹽溫度場的分析

圖6(a)為堆芯入口溫度隨流通面積的變化曲線，堆芯平均溫度910K左右，隨著下反射層流通面積的增大，堆芯的最高熱點溫度不斷增高。從圖6(b)可以看出，這是由于下反射層流道面積比從5.04%增大到15.00%時，從下反射層熔鹽孔道流入的熔鹽冷卻劑從258.7kg·s-1增加到了346.8kg·s-1，而從堆芯入口流量分配擋板進入的熔鹽冷卻劑減少了88kg·s-1，使得堆芯內(nèi)側(cè)熔鹽供給不足散熱失衡，造成內(nèi)外的溫度分布不均。

圖6 堆芯溫度(a)和孔道流量(b)隨流通面積變化Fig.6 Changes of core temperature (a) and channel flow (b) with different flow areas.

當流通面積為15.00%、堆芯溫度最高為951.72K時，對于堆芯平均溫度來說，6種情況下的堆芯平均溫度都在910K上下波動。

在分析堆芯不同高度的徑向溫度分布時，分別取堆芯高度z=1.64m、2.52m、3.40m的溫度分布數(shù)據(jù)。研究6種石墨下反射層的堆芯溫度在不同高度的變化規(guī)律，從圖7不同流通面積下溫度徑向分布曲線可以看出結(jié)果。

對于同一個的下反射層熔鹽流道，隨高度z的增加，越靠近堆芯中央高度z=3.45m，溫度也逐漸增大。從曲線可以看出，高度差以0.88m遞增時，溫差有21.5K左右梯度上升，高度在1.64-3.40m之間的溫差變化有43K左右。

對于不同流通面積的下反射層流道，在相同高度下，下反射層流通面積較小時，熔鹽平均溫度更高。由圖7可以發(fā)現(xiàn)，當流通面積占比以每2.5%減小時，相應(yīng)高度下的穩(wěn)定區(qū)溫度有3-6K的梯度遞增，在同一高度下，流通面積比為15.00%時的熔鹽溫度比流通面積比為5.04%時高18K左右。

圖7 當z=1.64 m (a)、z=2.52 m (b)、z=3.40 m (c)時不同流通面積下溫度徑向的分布Fig.7 Radial temperature distribution under different flow areas when z=1.64 m (a), z=2.52 m (b), z=3.40 m (c).

同時，隨著徑向方向逐漸增大，溫度開始會保持一段穩(wěn)定分布，此溫度區(qū)形成主要是多孔介質(zhì)和流道設(shè)計對溫度具有展平性，而且此段穩(wěn)定區(qū)隨著流通面積的變小而增長，當流通面積比從15.00%減小到5.04%時，溫度區(qū)的徑向分布從0.32m增加到0.58m。溫度區(qū)分布長度不同主要由于流通面積占比從15.00%遞減到5.04%的過程，外側(cè)的熔鹽流道個數(shù)在減少，熔鹽孔道排布也向內(nèi)壓縮（圖3），熔鹽主要大部分從堆芯下方入口處的流量分配板進入，在下圓臺處混合得更加均勻，而從熔鹽流道流入堆芯的熔鹽少且對堆芯的擾亂減弱。因此當熔鹽流道流通面積較小時更有利于溫度的展平。

當徑向方向超過穩(wěn)定區(qū)間[0.33m, 0.58m]時，溫度有個斷崖式下降的趨勢，主要是從外側(cè)流過的熔鹽冷卻劑居多，單位時間內(nèi)帶出的熱量較多，同時靠近壁面溫度跟堆芯中央相比有些偏低，因此徑向上溫度有下降趨勢。

3.2 流通面積變化對堆芯入口壓降的分析

由圖8可以看出，隨著下反射層流通面積的變大，堆芯出口到下腔室底部的壓降有下降的趨勢。流通面積占比從5.04%增加到15.00%時，壓降降低了0.152MPa，與未設(shè)置下反射層流道相比，壓降降低了0.704MPa。

圖8 壓降隨下反射層流通面積變化Fig.8 Pressure drop changes with different flow areas.

當流通面積占比從5.04%以2.5%左右比例增加到流通面積占比為15.00%時，堆內(nèi)壓降的降低比分別為19.13%、14.51%、11.55%、9.14%?？梢?，隨著流通面積占比的增大，壓降在降低，但降低的幅度比有所下降，壓降梯度變化并不明顯。因此，設(shè)計下反射層熔鹽流道可以有效降低堆內(nèi)壓降，使反應(yīng)堆的運行更加穩(wěn)定。但在滿足堆內(nèi)壓降要求時不需要設(shè)計較大流通面積占比的下反射層流道。

3.3 流通面積變化對堆芯冷卻劑速度的分析

雖然6種下反射層的流通面積占比不一樣，但是每種固態(tài)燃料熔鹽堆的入口的質(zhì)量流速都一樣，出口的邊界條件設(shè)置都相同， 因此在堆芯熔鹽的平均速度基本一致，計算得到平均速度均在0.245m·s-1左右，如圖9所示，在未設(shè)置下反射層孔道時，此時熔鹽對堆芯的局部沖擊稍大點，平均速度值為0.246m·s-1，主要是由熔鹽全部從下腔室擋板進口快速進入導(dǎo)致。

圖9 堆芯熔鹽平均速度隨流通面積變化Fig.9 Changes of average velocity with different flow areas molten salt across reactor core.

如圖10所示，對于同一個流通面積下的下反射層熔鹽流道熔鹽流速來說，在徑向區(qū)間[0.5m，0.95m]內(nèi)，隨著徑向距離的增大，孔道分布遠離堆軸心位置，流進孔道的熔鹽平均流速和最大速度逐漸增大。對于不同流通面積下的下反射層熔鹽流道熔鹽流速來說，熔鹽從流通面積小的下反射層熔鹽流道熔鹽流進的速度較大。流通面積比為5.04%反射層的流道熔鹽流入平均速度約是流通面積比為15.00%反射層的流道熔鹽流入平均速度的2.3倍。

圖10 不同流通面積下熔鹽流道入口熔鹽平均速度(a)和最大速度(b)分布Fig.10 Distribution of average velocity (a) and maximum velocity (b) at salt channels inlet with different flow areas.

4 堆芯入口熔鹽溫度場和流場優(yōu)化分析

通過下反射層熔鹽流道流通面積變化對堆芯熔鹽溫度和堆內(nèi)壓降的分析可知，在流通面積為[0, 15.00%]區(qū)間內(nèi)，下反射層流通面積占比越大，則堆芯熔鹽局部熱點溫度將會偏大，但是堆內(nèi)的壓降是偏小的；若要得到既要滿足堆芯溫度和堆內(nèi)壓降同時適宜，需要進行優(yōu)化分析。通過對下反射層流通面積大小反復(fù)地設(shè)計和窮舉，最終取下反射層流道流通面積占比為14.10%，可以使得堆芯熔鹽溫度分布與壓降在可接受范圍內(nèi)，并對此流通面積下的堆芯入口方案進行如下論證分析。

4.1 溫度場模擬分析

在溫度場計算結(jié)果方面，堆芯入口球床熔鹽平均溫度為910.27K，最高溫度為949.65K。與未優(yōu)化前的堆芯熔鹽最高溫度951.72K相比，溫度有所下降。圖11(a)為堆芯入口三維溫度分布云圖，圖11(b)為堆芯入口1/4側(cè)面溫度分布云圖，圖11(c)為堆芯入口z=1.64m、2.52m、3.40m 處球床溫場分布。

圖11 堆芯入口(a)、側(cè)面(b)及不同高度(c)的溫度云圖Fig.11 Temperature contours at the core inlet (a), lateral (b) and different heights (c).

如圖12(a)堆芯入口徑向溫度分布曲線可以看出，軸向的溫度區(qū)內(nèi)溫度分布較均勻，徑向溫度穩(wěn)定區(qū)分布達0.35m。之后溫度有下降的趨勢，主要是壁面溫度跟堆芯中央相比有些偏低，同時如圖12(b)所示，堆芯中心區(qū)域與邊軸向上逐漸上升，溫度梯度為常數(shù)。

圖12 堆芯入口徑向(a)與軸向(b)溫度分布Fig.12 Radial (a) and axial (b) temperature distributions at the core inlet.

4.2 壓降場模擬分析

堆本體冷卻劑壓力分布如圖13所示，下腔室底部到堆芯的壓降為0.197MPa，與未設(shè)置下反射層熔鹽流道的堆內(nèi)最大壓降0.895MPa相比，有明顯降低。同時堆芯活性區(qū)的壓降為0.136 MPa，在下降環(huán)腔進口處的壓降較大，下腔室內(nèi)壓降較小。

圖13 堆芯入口(a)及側(cè)面(b)壓降云圖Fig.13 Pressure drop contour at the core inlet (a) and lateral (b).

通過分析堆芯高度1.64 m、2.52 m、3.40 m處壓降，從圖14(a)堆芯入口徑向壓降曲線可以看出，同一高度下堆芯壓降分布均勻；從圖14(b)堆芯入口軸向壓降曲線可以看出，堆芯軸向的堆芯內(nèi)各壓降梯度均一，符合堆設(shè)計要求。

圖14 堆芯徑向(a)和軸向(b)壓降分布Fig.14 Radial (a) and axial (b) pressure drop distributions at the core inlet.

4.3 速度場模擬分析

熔鹽經(jīng)過下腔室環(huán)腔直接流向下腔室中心和下反射層孔道，堆芯下反射層熔鹽孔道進口平均流速2.38m·s-1，流量分配擋板進口平均流速為0.84m·s-1，堆芯活性區(qū)內(nèi)部冷卻劑速平均流速為0.245m·s-1。受多孔介質(zhì)的展平效應(yīng)影響，堆芯活性區(qū)速度分布均勻，如圖15速度分布云圖所示。

圖15 堆芯入口的三維(a)及側(cè)面(b)速度云圖Fig.15 Three-dimensional (a) and lateral (b) velocity contour at the core inlet.

下反射層冷卻熔鹽孔道和流量分配擋板孔道不同的位置變化也影響流入孔道熔鹽的速度分布，如圖16熔鹽進口不同位置處的流速分布所示，由于多孔介質(zhì)存在和離軸心較遠的孔道沿程阻力較小，隨著孔道遠離堆軸心流進孔道的流速有變大的趨勢。堆芯流量分配擋板進口與孔道進口流速之比為1:2.83，熔鹽質(zhì)量之比為1:6.38。

圖16 流量分配擋板入口(a)和下腔室熔鹽孔道入口(b)不同位置流速分布Fig.16 Flow distribution at the inlet baffle (a) and salt channels inlet of lower plenum (b) with different positions.

5 結(jié)語

使用基于CFD的數(shù)值模擬軟件Fluent，以小型固態(tài)燃料球床熔鹽堆為研究對象，采用改變堆芯下腔室結(jié)構(gòu)和下反射層熔鹽孔道流通面積等方法，計算了堆芯活性區(qū)的溫度、速度與壓強變化。分析與比較了不同流通面積的反射層對其熱工參數(shù)的影響規(guī)律，結(jié)果表明：

1) 下反射層熔鹽流道流通面積占比在區(qū)間[0, 15.00%]變化時，堆芯活性區(qū)熔鹽最高局部熱點溫度隨下反射層熔鹽流道流通面積比而增高；在流通面積占比為15.00%時，堆芯熔鹽最高為951.72K。

2) 下反射層熔鹽流道流通面積占比在區(qū)間[0, 15.00%]變化時，堆芯入口內(nèi)的壓降隨下反射層熔鹽流道流通面積比的減小而增大。

3) 在下反射層流道流通面積占比從15.00%減小到5.04%時，溫度區(qū)的徑向分布延長了0.16m，因此較小的下反射層熔鹽流道流通面積有助于展平堆芯活性區(qū)的軸向溫度分布。

4) 流進孔道的熔鹽流速隨著徑向位置向外側(cè)延伸而增大。

最后針對堆芯活性區(qū)的溫度、速度與壓強，對下腔室和下反射層熔鹽流通面積進行了幾何優(yōu)化，優(yōu)化分析結(jié)果取下反射層熔鹽流通面積占比為14.10%，并對此流通面積比下的整個堆芯活性區(qū)進行了比較詳細的可視化后計算處理分析。本研究為后續(xù)堆芯安全設(shè)計提供一定的參考和借鑒。

參考文獻

1 江綿恒, 徐洪杰, 戴志敏. 未來先進核裂變能——TMSR核能系統(tǒng)[J]. 中國科學(xué)院院刊, 2012, 27(3): 366-374. DOI: 10.3969/j.issn.1000-3045.2012.03.016. JIANG Mianheng, XU Hongjie, DAI Zhimin. Advanced fission energy program - TMSR nuclear energy system[J]. Bulletin of Chinese Academy of Sciences, 2012, 27(3): 366-374. DOI: 10.3969/j.issn.1000-3045.2012.03.016.

2 劉興民, 陸道綱, 劉天才, 等. 中國先進研究堆堆芯流量分配的數(shù)值模擬[J]. 核動力工程, 2003, 24(S6): 21-24. LIU Xingmin, LU Daogang, LIU Tiancai, et al. Numerical simulation of core flow distribution for China advanced research reactor[J]. Nuclear Power Engineering, 2003, 24(S6): 21-24.

3 Lee G H, Bang Y S, Woo S W, et al. A numerical study for the effect of flow skirt geometry on reactor internal flow[J]. Annals of Nuclear Energy, 2013, 62: 452-462.

4 俞冀陽, 賈寶山. 反應(yīng)堆熱工水力學(xué)[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2011. YU Jiyang, JIA Baoshan. Reactor thermal hydraulics[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2011.

5 宋士雄, 魏泉, 蔡翔舟, 等. 基于CFD 方法的球床式高溫氣冷堆穩(wěn)態(tài)熱工水力分析[J]. 核技術(shù), 2013, 36(12): 120601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36. 120601. SONG Shixiong, WEI Quan, CAI Xiangzhou, et al. High temperature gas-cooled pebble bed reactor steady state thermal-hydraulics analyses based on CFD method[J]. Nuclear Techniques, 2013, 36(12): 120601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.120601.

6 閆曉, 肖澤軍, 黃彥平, 等. 多孔介質(zhì)中流動換熱特性的研究進展[J]. 核動力工程, 2006, 27(1): 78-82. YAN Xiao, XIAO Zejun, HUANG Yanping, et al. Research progress on flow and heat transfer in porous media[J]. Nuclear Power Engineering, 2006, 27(1): 78-82.

7 張宏亮, 劉海鵬, 方才順, 等. 反應(yīng)堆下腔室結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[J]. 核動力工程, 2014, 35(3): 59-63. ZHANG Hongliang, LIU Haipeng, FANG Caishun, et al. Optimization design of reactor lower plenum[J]. Nuclear Power Engineering, 2014, 35(3): 59-63.

8 Jeong J H, Han B S. Coolant flow field in a real geometry of PWR downcomer and lower plenum[J]. Annals of Nuclear Energy, 2008, 35(4): 610-619.

9 Haubenreich P N, Engel J R. Experience with the molten salt reactor experiment[J]. Nuclear Applications and Technology, 1970, 8: 118-136.

10 Arlemark E. CFD model of fluid flow in reactor: a simulation of velocity and heat distribution in a channel[D]. Piscataway, USA: Department of Physics and Astronomy, 2006.

11 Kao M, Wu C Y, Chieng C C, et al. CFD analysis of PWR core top and reactor vessel upper plenum internals subdomain models[J]. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241(10): 4181-4193.

12 Becker S, Laurien E. Three-dimensional numerical simulation of flow and heat transport in high-temperature nuclear reactors[J]. Nuclear Engineering and Design, 2003, 222: 189-201.

13 羅磊, 陳文振, 郝建立, 等. 壓水堆下腔室流場對堆芯流場和溫度場影響數(shù)值分析[J]. 原子能科學(xué)技術(shù), 2012, 46(S1): 236-239. LUO Lei, CHEN Wenzhen, HAO Jianli, et al. Numerical analysis on mass flow rate distribution of PWR lower plemum[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2012, 46(S1): 236-239.

Thermal-hydraulics numerical analyses of molten salt pebble-bed reactor core inlet

FENG Quansheng1,2XU Bo1,2PAN Deng1,3ZOU Yang1XU Hongjie1

1(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China) 2(University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China) 3(Research Institute of Nuclear Power Operation, Wuhan 430223, China)

Background: The flow field design at the core inlet has a particularly important influence on structure stability, temperature distribution and flow field of a small solid fuel salt reactor system. Purpose: This study aims to optimize the flow channel structure by analyzing the effect of the thermal-hydraulic characteristics. Methods: Base on the design of a small molten salt pebble-bed reactor, input parameters of the practical boundary conditions were adopted for simulation study using Fluent 16.0 of computational fluid dynamics (CFD). Thermal-hydraulic characteristics such as temperature field, flow field and pressure drop, of core inlet were simulated through changing the flow areas. Results: The computational results showed that when proportion of the flow area was in the range of [0, 15.00%], the maximum local temperature in the active core region increased and the pressure drop in the core inlet decreased with the increase of the flow area. As the channel is far away from the core position, salt velocity increasesgradually along the radial direction. Conclusion: The numerical results provide a useful proposal to optimize the design of a small solid fuel salt reactor.

Solid state molten salt reactor, Inlet flow distribution, Molten salt channel, Thermal-hydraulics

FENG Quansheng, male, born in 1990, graduated from Xi’an University of Technology in 2014, master student, focusing on the design of thorium based molten salt reactor

ZOU Yang, E-mail: zouyang@sinap.ac.cn

date: 2016-11-04, accepted date: 2017-04-13

TL33

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.090601

中國科學(xué)院戰(zhàn)略性先導(dǎo)科技專項(No.XDA0201002)、中國科學(xué)院前沿科學(xué)重點研究項目(No.QYZDY-SSW-JSC016)資助

馮權(quán)勝，男，1990年出生，2014年畢業(yè)于西安理工大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，研究領(lǐng)域為釷基熔鹽反應(yīng)堆流場設(shè)計

鄒楊，E-mail: zouyang@sinap.ac.cn

2016-11-04，

2017-04-13

Supported by Strategic Priority Research Program of Chinese Academy of Sciences (No.XDA0201002), Frontier Science Key Program of Chinese

Academy of Sciences (No.QYZDY-SSW-JSC016)