关于示范聚变堆偏滤器面向等离子体部件冷却回路的热工水力优化
摘要
在欧洲聚变联盟（EUROfusion）行动的偏滤器工作包、子项目：盒体设计与集成（WPDIV‐Cassette）框架内，意大利国家新技术、能源和可持续经济发展局（ENEA）与巴勒莫大学联合开展了一项研究活动，以探究示范聚变堆（ DEMO）偏滤器盒冷却系统的热工水力性能。
研究重点集中在偏滤器面向等离子体部件（PFCs）的冷却回路，并开展了参数化分析，以评估合理的布局改变对其热工水力性能的影响，主要关注冷却剂总压降、流速分布以及临界热流密度出现的裕度。
该研究活动基于有限体积法，采用经过验证的计算流体动力学（CFD）程序，遵循理论‐计算方法开展。所获得的结果已用于选定改进的偏滤器功能组件冷却回路配置，以满足示范聚变堆偏滤器设计规定的热工水力限制。
相关结果在此进行了报告和深入讨论。
1. 引言
最近发布的欧洲聚变发展协议路线图旨在实现具有商业可行性的聚变发电[1]。在此框架下，偏滤器是一个关键的容器内部件，负责通过引导等离子体实现功率排散和杂质去除。由于其位置和功能，偏滤器必须承受来自等离子体的极高热流和粒子流（高达20MW/m²），同时还会经受强烈的核沉积热功率，这可能危及其结构并限制其使用寿命。因此，必须重视其冷却系统的热工水力设计，以确保实现均匀且适当的冷却，在临界热流密度（CHF）方面提供足够的安全裕度，同时避免压降过高[2,3]。
在欧洲聚变联盟（EUROfusion）行动的工作包偏滤器、子项目：盒式结构设计与集成（WPDIV‐Cassette）所规定的活动框架内，巴勒莫大学与意大利国家新技术、能源和可持续经济发展局（ENEA）合作开展了一项研究活动，旨在研究通过适当改变偏滤器功能组件（PFCs）冷却回路的结构配置[3,4]，对其热工水力性能进行潜在改进。这些改进措施的主要目标是降低冷却剂总压降并展平流速分布，从而提升偏滤器冷却回路的热工水力性能。
在额定稳态条件下，评估了面向等离子体单元（PFU）通道内的临界热流密度裕度分布，检查相应的参考限值是否满足，即垂直靶（VTs） PFU通道靶点截面处的最大冷却剂总压降（1.4兆帕）和临界热流密度起始的最小裕度（1.4）。
本研究活动采用基于有限体积法的理论‐计算方法，并使用商业计算流体动力学（CFD）程序ANSYS CFX v.16.2进行，该程序还用于评估系统程序中使用的集中水力阻力[5–7]。本文报告并批判性地讨论了分析模型和假设，以及获得的主要结果。
2. DEMO偏滤器盒概述
根据其2016年设计，DEMO偏滤器由54个环向盒组成，每个盒体（CB）支撑两个偏滤器功能组件（PFCs），即内垂直靶（IVT）和外垂直靶（OVT）（图1），这些组件由带有涡流带（ST）湍流促进器的主动冷却的面向等离子体单元构成。
3. 偏滤器冷却回路
偏滤器冷却回路布局选项2（图2）被选为在2015年研究活动中考虑的所有方案中最优的方案。[2,3]在2016年下半年，该方案进行了修订，[8],主要涉及每个垂直测试台内的PFU数量（内通道涡轮从29增加到31，外通道涡轮从37增加到39）以及外通道涡轮集管布局（改为两个独立的出口集管，而非单一集管）。因此，修订后的布局（版本A）已被采纳为本次优化研究的参考构型。
它依赖于在5兆帕的入口压力和130摄氏度的温度下使用过冷加压水，并在准等温条件下流动。
表1 冷却剂运行条件汇总
| 2016年8月 | 2016年10月 | |
|---|---|---|
| 入口压力[MPa] | 5.0 | 5.0 |
| 入口温度 [°C] | 130 | 130 |
| T [°C] | 6 | 6 |
| 移除功率 [MW] | 126 | 136 |
| 每盒质量流量 [kg/s] | 91.37 | 98.62 |
表2 所选网格参数汇总
| 节点 | 9.667·10+6 |
| 单元 | 2.144·10+7 |
| 扩展层数量 | 12 |
| 第一层厚度 [μm] | 10 |
| 层生长速率 | 1.5 |
| 典型单元尺寸[m] | 2.75·10−3 |
| y+方向的表面< 130[%] | 95.8 |
| 模型简化 | 无ST |
表3 假设、模型和边界条件汇总
| 分析类型 | 稳态 |
| 材料库 | IAPWS IF97 |
| 温度 | 133 °C |
| 湍流模型 | k-ε |
| 边界层建模 | 可扩展壁面函数 |
| 墙壁粗糙度 | 15μ米 |
| 入口边界条件 | p s =5 MPa |
| 出口边界条件 | G =91 .37 千克/秒 |
4. 偏滤器冷却回路计算流体动力学分析
在此项研究活动的第一阶段，通过在2016年8月与欧洲聚变团队商定的冷却剂运行条件下进行稳态、等温的计算流体动力学分析，评估了所考虑的偏滤器功能组件冷却回路（版本A）的热工水力性能（表1）。
所选的网格参数、主要假设、模型和采用的边界条件(BCs)分别列于表2和表3中。
在额定稳态条件下对偏滤器冷却回路进行的计算流体动力学分析结果，已在[4],中广泛报道，据此可以得出结论：
• total压降达到2.98兆帕，超过规定限值（1.4兆帕）的两倍；
• flow velocity PFU通道内的分布极不均匀，最大值和最小值之间的
偏差超过40%；• CHF margin预计在IVT和OVT PFU的多个通道内将保持在1.4以下。
因此，已启动对冷却回路配置的深入审查，旨在提升其热工水力性能，降低总压降，并展平流速和临界热流密度裕度分布，以满足相应的技术要求。
5. 偏滤器冷却回路优化
在研究活动的第二阶段，开展了优化研究，以探究通过适当改变偏滤器冷却回路结构[4]所带来的热工水力性能的潜在改进。为此，进行了参数化研究，以数值评估以下因素的影响：
• increasing垂直靶进出口集管直径；• placing每个垂直靶进口段环向集管处设计有适当形状的扩散器。
特别是，增大集管直径旨在降低对总压降有较大贡献的分布水力阻力，而在每个垂直测试台入口集管与主管之间引入适当的扩散器，则旨在使PFU通道沿程的流速和临界热流密度裕度分布更加均匀。
为此，考虑了偏滤器功能组件冷却回路参考布局的一些修订配置（版本A），其特征是集管直径增加了1.2倍（图3中的版本B）和1.4倍（图4中的RevC），以及具有特定长度和宽度的垂直靶扩散器
(图5) 中报告的结果见 表4。
通过使用ANSYS CFXv.16.2代码进行八次专门的等温CFD分析，研究了所考虑的冷却回路配置的稳态热工水力性能。为此，采用了与表 2 中类似的网格参数，同时采用了表3中列出的主要假设、模型和边界条件。
在以下小节中报告并批判性讨论了总压降、流速和临界热流密度裕度分布方面的结果。
5.1. 结果：总压降
总压的空间分布field，针对参考构型计算得到的结果如fig所示，其他结果也基本相似。图6 由于未模拟涡流带以加快计算速度，因此对评估的总压降（ΔpNoST）进行了修正，以避免其被低估[2]。为此，根据文献[9],中给出的关联式，估算了支撑管引起的压降增加量（ΔpST ），并参考了预测质量流量最高的PFU冷却通道。更详细的描述见[4]。
所研究构型的总体总压降（Δp）在表5中列出。
结果表明，除B3版外，版本B各构型计算的总压降均略高于规定限值（1.4兆帕），其中B3版由于采用宽度平缓过渡的“长” 扩压器，流体在扩压器内部发生扩张，且未产生显著的湍流回流区（图7），从而将总压降降低至限值以内，尽管裕量较小，仅为0.017兆帕。相反，版本 C各构型计算的总压降显著低于1.4兆帕，裕量至少为
表4 偏滤器冷却回路配置研究
| Rev | 扩散器长度 [cm] | 扩散器宽度 [cm] |
|---|---|---|
| B1 | 18 (外通道涡轮) −19(内通道涡轮) | 30 |
| B2 | 18 (外通道涡轮) −19(内通道涡轮) | 60 |
| B3 | 39 (外通道涡轮) −33(内通道涡轮) | 30 |
| B4 | 39 (外通道涡轮) −33(内通道涡轮) | 60 |
| C1 | 18（外通道涡轮） −19（内通道涡轮） | 30 |
| C2 | 18（外通道涡轮） −19（内通道涡轮） | 60 |
| C3 | 39（外通道涡轮） −33（内通道涡轮） | 30 |
| C4 | 39（外通道涡轮） −33 （内通道涡轮） | 60 |
。)
表5 偏滤器冷却回路总压降 [MPa]
| ΔpNoST | ΔpST | Δp | |
|---|---|---|---|
| 版本A | 2.612 | 0.368 | 2.979 |
| B1版 | 1.195 | 0.244 | 1.439 |
| B2版 | 1.213 | 0.259 | 1.472 |
| B3版 | 1.167 | 0.216 | 1.383 |
| B4版 | 1.216 | 0.237 | 1.453 |
| C1版 | 0.730 | 0.209 | 0.939 |
| C2版 | 0.739 | 0.211 | 0.950 |
| C3版 | 0.736 | 0.189 | 0.926 |
| C4版 | 0.742 | 0.205 | 0.947 |
0.45兆帕（C2版），这主要归因于集管直径增大至原值的1.4倍[4]。
此外，结果表明扩压器形状对总压降的影响较小，这主要归因于其在垂直靶集管与其入口联箱连接处减少发生压力耗散的湍流回流区域的能力。事实上，在B版和C版构型下，压降分别在1.472兆帕（B2版）到1.383兆帕（B3版）以及0.950兆帕（C2版）到0.926兆帕（C3版）之间。
特别是对于B版构型，扩散器宽度的增加最多导致总压降略微上升 ≈5% （B3版与B4版相比）。此外，扩散器长度的增加最多导致总压降略微降低 ≈4%（B1版与B3版相比）。类似地，对于C版构型，扩散器宽度的增加最多导致总压降略微上升 ≈3%（C3版与C4版相比），而扩散器长度的增加最多导致总压降略微降低 ≈2%（C1版与C3版相比）。
5.2. 结果：流速
轴向 流速沿VTs PFU通道的分布已在存在STs的情况下进行评估，以检查是否可能出现不均匀分布，从而导致固体部件无法均匀冷却。结果表明，所有研究的构型均出现非均匀的轴向 流速分布，这主要是由于垂直管集管引起的水平联箱旁通效应所致，而扩散器似乎减轻了该效应的影响。因此，重点关注了OVT PFU通道内的轴向 流速分布（图8和图9 以及 表6），因为这些区域承受最恶劣的工况。
结果表明，扩散器对展平VTs PFU通道中的轴向流速分布具有显著作用，其性能在很大程度上取决于扩散器的构型。事实上，最大与最小
通道流速之间的偏差ε V 经历了
由于扩散器长度和宽度的变化，导致了显著差异。具体而言，对于B版构型，扩散器宽度的增加最多导致εV降低 ≈18%（B1版与B2版相比）。
此外，扩散器长度的增加导致εV更明显的减少，最大达 ≈29%（B1版
与B3版相比）。类似地，对于C版构型，扩散器宽度的增加最多导致εV
急剧下降 ≈36%（C3版与C4版相比），而扩散器长度的增加最多导致 εV减少 ≈28%（C2版与C4版相比）。
5.3. 结果：临界热流密度裕度
针对所考虑的偏滤器冷却回路构型，已评估VTs PFU通道内临界热流密度起始点的裕度M分布，以检查是否满足规定的1.4的最小值。为此，遵循了[2]中描述的程序，并将每个涡旋通道预测的轴向流速作为输入，用于[9]中给出的关联式来计算相应的临界热流密度值。然后将其与靶点预期峰值热流在壁面‐冷却剂界面处估算的法向热流进行比较，以最终评估防止热危机发生的裕度M。
已关注外通道涡轮面向等离子体单元通道（表7 和 图10和图11）沿线的分布情况，因为这些区域承受最高的峰值热 流密度，达到20MW/m²。
正如预期，结果证实扩散器对展平垂直靶PFU通道上的临界热流密度裕度分布也有显著作用，其效果在很大程度上取决于扩散器的构型。
事实上，最大与最小裕度之间的偏差εM会因扩散器长度和宽度的变化而发生显著波动。具体而言，对于B版配置，扩散器宽度的增加最多导致
εM下降 ≈18%（B1版对比B2版），而其长度的增加则导致εM减少 ≈31
%（B1版对比B3版）。类似地，对于C版配置，扩散器宽度的增加最多导致显著的εM下降 ≈37%（C3版对比C4版），而其长度的增加最多导致明显的εM减少 ≈30%（C2版对比C4版）。最后需要强调的是，在 B版配置情况下，外通道涡轮PFU通道计算得到的最小临界热流密度裕度略低于
规定的1.4限值，而对于C版构型，Rev C2和Rev C4构型略高（≈1÷2
%），而Rev C1和Rev C3构型略低（≤1%）。
5.4. 优化研究的结论
优化研究使得从热工水力角度选出了C4版作为最有效的偏滤器功能组件冷却回路配置，因为它在满足总压降（<1.4 MPa）、PFU通道内的轴向流速（<16 m/s）以及临界热流密度裕度（>1.4）等所有规定要求的同时，最大化了性能。
6. 偏滤器冷却回路优化的计算流体动力学分析
在研究活动的第三阶段，重点集中在C4版偏滤器冷却回路的优化构型上，并通过在2016年10月与欧洲聚变团队商定的冷却剂运行条件下进行稳态、等温计算流体动力学分析，评估了其相关的热工水力性能（图示表1）。所选用的网格参数列于表8，主要假设、模型和采用的边界条件见表3，唯一例外的是出口边界条件，此处假设的质量流量为98.62千克/秒，而非91.37千克/秒。
优化后的偏滤器冷却回路计算流体动力学分析结果
表6 OVT轴向流速分布数据
| VMax[m/s] | Vmin[m/s] | εV[%] | |
|---|---|---|---|
| 版本A | 20.867 | 9.400 | 54.95 |
| B1版 | 15.940 | 10.998 | 31.01 |
| B2版 | 15.712 | 11.711 | 25.46 |
| B3版 | 14.941 | 11.640 | 22.09 |
| B4版 | 14.907 | 12.074 | 19.00 |
| C1版 | 14.368 | 11.816 | 17.76 |
| C2版 | 14.391 | 12.232 | 15.00 |
| C3版 | 14.466 | 12.016 | 16.94 |
| C4版 | 13.847 | 12.355 | 10.78 |
表7 OVT CHF裕度分布数据
| M Max | M min | ε M [ % ] | |
|---|---|---|---|
| 版本A | 1.826 | 1.070 | 41.42 |
| B1版 | 1.656 | 1.283 | 22.53 |
| B2版 | 1.637 | 1.336 | 18.40 |
| B3版 | 1.583 | 1.337 | 15.55 |
| B4版 | 1.580 | 1.367 | 13.47 |
| C1版 | 1.577 | 1.382 | 12.35 |
| C2版 | 1.583 | 1.414 | 10.67 |
| C3版 | 1.588 | 1.398 | 11.96 |
| C4版 | 1.540 | 1.424 | 7.51 |
表8 所选网格参数摘要
| 节点 | 1.109·10+7 |
| 单元 | 2.499·10+7 |
| 扩展层数量 | 12 |
| 第一层厚度 [ μm] | 10 |
| 层生长速率 | 1.5 |
| 典型单元尺寸 [ m ] | 3.23·10−3 |
| y +表面 < 130 [ % ] | 96.5 |
| 模型简化 | 无ST |
额定稳态条件[4],中广泛报道，总结于表 9。
结果表明，总压降从之前计算的0.947 兆帕增加到1.098 兆帕，增幅为 ≈16%，仍远低于1.4兆帕的限值。这显然是由于质量流量从91.37千克/秒增加至98.62千克/秒所致，而流量增加的原因在于根据2016年10月商定的运行条件（136 兆瓦，见表1）相比2016年8月商定的条件（126 兆瓦，见表1）所预期的总移除热功率相应增加。此外，结果表明IVT和 OVT PFU通道内的轴向流速分布可接受地均匀，因为其最大值和最小值之间的最大偏差约为10%÷20%。同样，结果还表明VTs PFU通道内计算的临界热流密度裕度分布也较为均匀，其对应最大值与最小值之间的最大偏差介于7.1%和13.4%之间，且其最小值高于规定的1.4限值。综上所述，在2016年10月商定的参考稳态条件下，对优化后的偏滤器冷却回路构型进行的计算流体动力学分析表明，该构型满足所有规定的热工水力要求，总压降为1.098 兆帕，远低于1.4 兆帕的限值，且临界热流密度发生最小裕度为1.462，高于1.4的规定限值。因此，强烈建议在后续偏滤器冷却回路设计评审中采用该构型（C4版）。
表9 CFD分析结果汇总
| G [kg/s] | 98.62 |
| Δp [MPa] | 1.098 |
| 泵送功率 [kW] | 115.9 |
| VMax −外通道涡轮通道 [m/s] | 14.935 |
| Vmin −外通道涡轮通道 [m/s] | 13.434 |
| MMax −外通道涡轮通道 | 1.574 |
| Mmin −外通道涡轮通道 | 1.462 |
| VMax −内通道涡轮通道 [m/s] | 16.896 |
| Vmin −内通道涡轮通道 [m/s] | 13.637 |
| MMax −内通道涡轮通道 | 1.696 |
| Mmin −内通道涡轮通道 | 1.469 |
7. 结论
在欧洲聚变联盟WPDIV‐Cassette项目规划的活动框架内，巴勒莫大学与意大利国家新技术、能源和可持续经济发展局合作开展了一项研究活动，以研究偏滤器功能组件冷却回路的热工水力性能，并评估其性能潜在提升的可能性，该提升可源于以下因素：提高
集管直径和/或在垂直靶集管与入口联箱之间引入适当形状的扩散器。采用基于有限体积法的理论‐计算方法，并使用计算流体动力学软件 ANSYS CFX开展优化研究。从热工水力角度分析，C4版冷却回路配置被选为最有效的方案，该方案的集管直径增大了1.4倍，并采用环向宽度为60厘米的“长”扩散器。特别是在2016年10月与欧洲聚变团队商定的参考条件下进行稳态计算流体动力学分析表明，该方案满足所有热工水力要求，总压降为1.098兆帕，远低于1.4兆帕的限值，临界热流密度发生最小裕度为1.462，高于1.4的限值。因此，强烈建议在偏滤器功能组件冷却回路设计的进一步评审中采用此配置。
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