林 超，杨红义，周志伟

(中国原子能科学研究院 反应堆工程技术研究部，北京 102413)

中国示范快堆(CFR600)主容器液面以上由氩气填充，快堆满功率运行状态下，高温钠液面及结构部件通过辐射向主容器及贯穿件设备传递热量，氩气空间同时还存在自然对流换热及固体导热[1-2]，对主容器及泵支承等结构部件的安全有重要影响。泵支承结构贯穿氩气空间，为维持泵支承处于相对较低温度的工作环境，设置钠泵支承冷却通道，泵支承与冷却通道屏蔽之间存在环状缝隙[3]，环隙内的氩气发生自然对流会加剧泵支承周向的温度梯度，从而使泵支承在圆周方向上有较大的热应力[4]。根据日本文殊堆的堆外实验模拟装置SPINTA和相应的一回路主泵温度测量可知，泵支承周向的温差最高可达240 ℃[5]。因此，研究位于氩气空间内的泵支承结构温度分布对快堆设计安全具有重要意义。

本文采用商用流体力学软件Fluent对CFR600氩气空间及结构部件进行三维稳态共轭传热计算，旨在通过计算域的共轭传热计算与流场分析研究快堆实际运行过程中氩气空间结构部件的温度分布状况。与以往研究将外部区域简化方式不同，本文将泵支承结构置于完整的氩气空间流动换热环境内进行计算，重点分析泵支承结构及周围氩气环境的流动换热特点。

1 结构分析

图1 氩气空间结构示意图Fig.1 Schematic diagram of argon space structure

氩气空间计算涉及的结构部件有主容器锥顶盖、泵支承、IHX/DHX支承、提升换料机结构、堆内屏蔽、通道屏蔽、电离室通道、充排钠管、温度计、液位计等[6]。泵支承位于氩气空间内，钠冷示范快堆氩气空间计算域的特点是总体尺寸大，直径达十几m，泵支承等贯穿件结构外侧有屏蔽结构，屏蔽结构间的环隙尺寸仅几十mm，跨尺度特性明显[7-8]，氩气空间结构示意图如图1所示，泵支承的安装位置及内部结构如图2所示。

氩气空间区域结构复杂，计算域内的流动换热方式为自然对流换热、固体导热及辐射换热的复合换热[9-12]，具体如下：1) 自然对流换热，温差驱动氩气在腔体及支承件间隙流动并传递热量；2) 固体导热，浸于热池内的贯穿件结构从液面高温端向上导出热量；3) 辐射换热，钠液面及高温部件向低温部件辐射热量。

图2 泵支承区域结构Fig.2 Structure of pump support area

2 计算建模分析

氩气空间结构紧凑，空间跨尺度特性明显，建模工作复杂，几何建模阶段以三维建模工具提取氩气空间计算域；建立薄层网格和多面体网格的混合网格模型；以Fluent作为计算求解器，按此流程完成氩气空间的几何建模、网格建模和数值计算。

2.1 几何及网格建模

图3 泵支承区域网格无关性验证Fig.3 Grid independence validation of pump support area

氩气空间结构复杂，依托三维建模工具对结构部件进行合理简化，保留了计算关注的关键特征，提取了氩气空间计算域的几何模型，导入网格生成工具建立薄层网格和多面体网格的混合网格。为探究网格计算效果，选取包含1个泵支承的扇形区域进行网格无关性验证，验证对比效果如图3所示。泵支承区域网格如图4所示，该扇形区域在网格数量达到2 500万左右的计算结果趋于稳定。此种网格建模方式能保证对氩气空间复杂结构有较好的贴体性和网格质量，又能在保证计算精度的前提下降低网格数量。基于网格无关性验证结果，最终氩气空间总体网格数量为1.6亿。

图4 泵支承区域网格模型及分布Fig.4 Grid model and distribution of pump support area

2.2 湍流模型及辐射模型

氩气空间内部流场结构复杂，跨尺度特性明显，属于典型的自然循环流动，北京航空航天大学张金明[13]对自然对流换热情况下的湍流模型对比进行了探讨，通过综合对比发现，采用k-ε模型和混合长模型的计算结果较SST模型和SA模型的结果更贴近试验数据的真实情况。考虑到整体计算模型的跨尺度特性，选取适应性更强的RNGk-ε湍流模型[14]，模型方程如下。

湍动能k方程为：

(1)

耗散率ε方程为：

(2)

其中：Ck=0.09～0.11；Cε=0.07～0.09；C1ε=1.41～1.45；C2ε=1.91～1.92。

本方案提出两种部署方案，分别为新启用机房采用物理SDN组网方式(原有机房暂时不改动)和采用软件SDN改造原有虚拟资源池。对比如表1所示。

氩气空间结构复杂，辐射计算量较大，将氩气空间的辐射视为灰体辐射，综合对比，选取Fluent中的DO模型作为辐射模型。

2.3 边界条件及物性参数

1) 边界条件

氩气空间位于热池钠液面以上，外部是反应堆堆坑环境，计算边界条件的给定要充分考虑热池钠液面以及运行过程中各结构部件的流动换热状态。氩气空间的上部边界为堆坑环境及堆顶固定屏蔽冷却通道，在锥顶盖及堆顶固定屏蔽以下的部分给定自然对流换热系数以及特征温度，在泵支承、中间热交换器(IHX)、独立热交换器(DHX)等贯穿件伸入堆顶固定屏蔽的位置给定相应冷却通道的对流换热系数及特征温度；氩气空间下部边界为热池钠液面及高温的结构部件，给定不同区域的温度边界条件，并设定各壁面贴近氩气空间侧的发射率[12-13]。液面和附近结构部件温度升高或壁面发射率增大，会使氩气空间底部高温钠液面和结构部件对锥顶盖及其他设备的辐射效应增强，对应温度也随之升高，反之则会使锥顶盖及其他设备的温度降低。详细边界条件列于表1。

2) 物性参数

氩气空间计算域内涉及到的材料主要有氩气、不锈钢结构部件、保温层材料，氩气空间计算为带有辐射和对流换热的耦合计算，物性参数对计算准确性影响巨大，各类材料物性参数列于表2。计算模型考虑了结构材料物性参数随温度变化对结果的影响。材料的发射系数参考对中国实验快堆泵支承设计时材料参数[15]，并且发射率和吸收率相同。

表1 氩气空间计算边界条件Table 1 Boundary condition for calculation of argon space

表2 材料物性参数Table 2 Material property parameter

3 计算结果分析

本文先对原型设计方案进行计算，计算结果显示泵支承周向温度梯度过大，又对原设计进行改进，再进行计算，对比两种设计方案下泵支承结构的温度场和速度场。

3.1 原型设计方案计算结果

1) 泵支承结构温度分布

图5 泵支承表面温度分布Fig.5 Temperature distribution of pump support surface

泵支承结构温度分布如图5、6所示。泵支承位于氩气空间内的部分在同一高度的周向上出现了较高的温度梯度，最高温度出现在靠近支承径侧，为469 ℃，最低温度出现在远离支承径侧，为241 ℃，两侧最大温差为228 ℃。结合泵支承周围的流场分布可看到，在泵支承表面形成了两个对转的漩涡，并且远离支承径侧的循环流动与靠近支承径侧相比更为剧烈，氩气对远离支承径侧的泵支承冷却效果更强；其次，泵支承上端暴露在氩气空间主体腔室内，靠近支承径侧的钠液面及结构部件辐射量远大于远离支承径侧的钠液面及结构部件；最后，远离支承径侧的泵支承壁面与低温的泵支承接管之间的辐射面积更大，该侧泵支承壁面向泵支承接管辐射散热量远大于靠近支承径侧的辐射散热量。以上均加剧了泵支承周向上的温度梯度。泵支承表面的温差过大会产生较大的热应力，影响泵支承的运行安全。

图6 泵支承靠近及远离支承径两侧温度对比Fig.6 Temperature comparison of pump support near and away from reactor center

2) 泵支承周围流场速度分布

图7 泵支承区域环隙中间截面速度矢量分布Fig.7 Velocity vector distribution of middle section of pump support area

泵支承区域环隙中间截面速度矢量分布如图7所示。低温氩气在靠近支承径侧的环隙被加热效果较远离支承径侧的更剧烈，在浮升力作用下向上汇集流动，在泵支承上部区域受到外部冷却作用，转而向下流动，形成两个并列的漩涡结构。在远离支承径侧，氩气流速明显高于靠近支承径侧，其主要原因有：1) 泵支承外侧冷却通道与主容器锥顶盖以上的氩气空间主体区域相连接，主体区域内流速较大，且远离支承径侧与氩气空间主体区域间的连接面积更大；2) 在远离支承径侧，泵支承结构部件的温度梯度要明显大于靠近支承径侧，导致该侧自然对流更为剧烈。

3.2 改进型设计方案计算结果

由于原型设计方案的泵支承周向温差过大，对设计方案进行修改，将泵支承外侧的两层屏蔽结构延伸至膨胀节下端，如图8所示。改进型设计的目的是：1) 将泵支承外侧氩气冷却通道与氩气空间主体腔室的联通隔断，降低氩气空间主体区域对泵支承外侧冷却通道内流动的影响，减小靠近和远离支承径侧之间的氩气速度梯度；2) 延长后的冷却通道屏蔽能降低泵支承与钠液面及高温部件间的辐射效应；3) 延长后的冷却通道屏蔽能降低远离支承径侧的泵支承与泵支承接管间的辐射效应。

图8 泵支承区域结构变化Fig.8 Structure change of pump support area

1) 泵支承结构温度分布

改进设计后的泵支承结构温度分布如图9、10所示。通过改进泵支承的结构设计，在同一高度的周向上的温度梯度有了较大改善，最高温度出现在靠近支承径侧，为431 ℃，最低温度出现在远离支承径侧，为274 ℃，两侧最大温差为157 ℃，相比于原型结构的最大温差228 ℃要低71 ℃，有效降低了泵支承周向的温度梯度。结合泵支承周围的流场分布情况可看到，在泵支承表面形成了两个对转的漩涡，由于冷却通道不再与氩气空间主体腔室联通，泵支承外侧的循环流动得到削弱；此外，泵支承上端与氩气空间主体腔室隔绝，靠近反应堆中心侧和远离反应堆中心侧的辐射效应也得以缓解，泵支承的周向温度梯度明显减小。改进的设计方案优化了泵支承结构的工作环境，减弱了热应力对泵支承结构的影响。

图9 改进设计泵支承表面温度分布Fig.9 Surface temperature distribution of improved pump support scheme

图10 改进后泵支承靠近和远离支承径两侧温度对比Fig.10 Comparison of temperature distribution near and away from reactor center for improved pump support scheme

2) 泵支承周围流场速度分布

图11 改进设计泵支承环隙中间截面速度矢量分布Fig.11 Velocity vector distribution of middle section for improved pump support scheme

改进设计泵支承环隙中间截面速度矢量分布如图11所示。改进的结构设计使泵支承被屏蔽结构包围，减弱了钠液面及高温部件对泵支承结构的辐射作用，同时减弱了泵支承周围的对流换热效果，进而减轻了泵支承周向的温度梯度。在泵支承与屏蔽之间的环隙通道内氩气由于浮升力作用向上汇集流动，在泵支承上部区域受到外部冷却作用，转而向下流动，形成两个并列的漩涡结构；在远离支承径侧，由于氩气流速明显高于靠近支承径侧，使得远离支承径侧的对流换热效果仍强于靠近支承径侧，但与原型设计方案相比两侧流速差异明显减小。

4 结论

本文应用商用计算软件Fluent对氩气空间进行整体计算，获得了泵支承结构的温度场及泵支承周围氩气的速度场。原型设计方案计算结果表明，在泵支承靠近和远离支承径两侧的温度梯度较大，最大温差为228 ℃。改进型设计方案计算结果表明，新的设计方案有效缓解了泵支承周向温度梯度过大的问题。由于计算中未考虑钠气溶胶的影响，本文计算更偏保守，泵支承在实际运行过程中的周向温度梯度较计算值小。通过本计算可对泵支承结构设计提供有力的技术支撑，优化泵支承结构设计，保障反应堆运行安全。