sic復合材料包層第一壁熱工設計的分析計算

sic復合材料包層第一壁熱工設計的分析計算

1獨特的性能占打頭未來，泰克羅夫屋頂將不可避免地對環(huán)境造成損害，先進的發(fā)電裝置將迷人和有競爭力。聚變科學發(fā)展的幾十年也帶動了聚變材料特別是面對等離子體的第一壁和偏濾器材料的飛速發(fā)展。釩鈦合金、鐵素體鋼、MANET、DS-Cu等的開發(fā)為聚變科學的發(fā)展奠定了堅實的基礎,近年來出現的SiC/SiC復合材料更是以其獨特的性能獨占熬頭。由于SiC/SiC復合材料具有很低的感應放射性和余熱,同時具有高溫運行條件下的高性能特征,美國ARIES-Ⅰ、ARIES-Ⅱ、ARIES-Ⅳ系列聚變電站設計,日本DREAM、A-SSTR2堆設計以及歐洲的TAURO和氦冷球床包層設計都用SiC/SiC復合材料作第一壁候選材料。不過,SiC/SiC復合材料的主要問題在于高溫及輻照條件下很低的熱導率,其最高允許的運行溫度也只在1100℃左右。由于聚變堆運行時第一壁受到很高的熱通量和中子壁負載,為了降低熱負載和機械應力,第一壁一般只有幾毫米厚,因此包層第一壁的熱工設計一直是聚變堆設計的主題之一,本文以日本原子力研究所那珂研究所聚變堆設計室正在進行的先進穩(wěn)態(tài)托卡馬克聚變堆2(A-SSTR2)概念設計為基礎對其功率流進行了分析,對包層第一壁熱工設計進行多位形計算。并以材料特性為基礎,作出了包層/第一壁的設計窗口。計算所用有限元程序是微機版ADINA7.4的溫度計算模塊ADINA-T和應力計算模塊ADINA。2a-sst2聚變裝置先進穩(wěn)態(tài)托卡馬克堆2(A-SSTR2)是在先前A-SSTR的基礎上采用先進托卡馬克位形的無中心螺旋管的高功率堆,其主要參數見表1。為了比較同時列出已經完成工程設計活動(EDA)的ITER-FEAT和ARIES-AT的設計參數。從表中可以看出:A-SSTR2與ITER-FEAT是裝置規(guī)模相當的先進托卡馬克聚變堆,不過都使用超導磁體的兩裝置的環(huán)向場卻是2倍的關系。從而使得各自的聚變功率相差甚大(7～8倍),ITER-FEAT作為一個驗證聚變可行性的“畢其功于一役”的裝置,設計要求聚變增益Q達到10,參數選擇極為嚴謹且裕量較大,所以在先前ITER概念設計的基礎上經過縮減規(guī)模和投資的新ITER的中子壁負載和包層第一壁熱通量都較小,這樣能保證其作為實驗裝置穩(wěn)定地運行。A-SSTR2作為商用聚變電站的設計,更重在聚變功率、經濟性和電價上考慮,充分發(fā)揮日本超導技術的優(yōu)勢,使超導運行在20K。采用非電感驅動電流,LHRF與NBI結合使用驅動等離子體電流的產生而后通過自舉電流維持穩(wěn)態(tài)運行。A-SSTR2包層由12個模件組成包圍等離子體的環(huán)腔,對利用因子高達75%的年中子注量為12W·Ma·m-2。A-SSTR2使用SiC/SiC作包層第一壁結構材料,TiH2和F82H分別用作屏蔽和真空室材料。中子倍增劑Be,氚倍增劑Li2TiO3(替代先前DREAM堆的Li2O陶瓷材料)均作為半徑為1mm的彈丸填充在包層模件中,計算表明對冷卻劑流速為80m·s-1的氦的壓降大約是30kPa·m-1,即整個包層壓降低于0.1MPa。功率流如圖1所示,表2是各部分的具體數值。由于聚變功率為4GW,所以α離子功率為800MW(聚變功率的1/5),其它功率參數是裝置本身和設計指定值,詳見參考文獻。約束改善允許更高的PIMP,脫欄偏濾器等離子體位形使PRMT增加,從而減小到偏濾器的功率密度,使其平均值低于5MW·m2,滿足長壽命運行要求。3包層材料的結構分析我們知道屏蔽包層/第一壁具有轉移并減弱表面熱通量及體積核發(fā)熱,使溫度和熱機械應力保持在材料允許的范圍內,減弱導電磁體和真空室的核效應,對等離子體MHD不穩(wěn)定性有被動穩(wěn)定貢獻的功能。同時,包層和偏濾器必然受到等離子體破裂和垂直運動事件(VDE)時巨大的電磁負載,因此完全有必要對包層第一壁進行全面的熱工分析,以建立包層設計窗口。有限元程序ADINA具有3個模塊——應力計算模塊(ADINA)、溫度計算模塊(ADINA-T)和流體計算模塊(ADINA-F),分別用來進行應力、溫度和流體分析計算。A-SSTR2第一壁的模型如圖2所示,矩形冷卻管道的尺寸為2a×a,相鄰管道之間的距離為d。計算中始終保持雙層第一壁厚度L0=20mm。圖2b是在圖2a轉動90o后的計算模型。值得注意的是在所有的計算中,始終保持冷卻管道的中心在第一壁的中線上。結構材料SiC/SiC的特性見表3。3.1不同熱導率時位為了詳細考察影響溫度和熱應力的敏感參數,進行了大量的計算和分析后得知:第一壁表面溫度隨熱導率增加而顯著降低。如果熱導率不變,第一壁表面溫度則隨第一壁厚度增加而增加;第一壁表面溫度隨冷卻劑溫度的變化而同步變化;第一壁熱應力隨熱導增加而減小,隨第一壁厚度增加而顯著增加;熱應力與冷卻劑溫度無關。盡管包層內核發(fā)熱很大,但是它對第一壁溫度的影響遠沒有熱通量的影響大,計算表明在目前的設計中完全可以忽略。圖3是a=8mm,d=8mm(a8d8)時位形在不同熱導率條件下得到的溫度分布圖,計算條件為:熱通量1.0MW·m-2,熱傳遞系數5000W(m2·K)-1,冷卻劑溫度700℃。圖3a對應熱導率20W·(m·K)-1,此時注意到溫度的最大值位于冷卻管道中心對應的第一壁表面位置(即圖中的左下角);圖3b對應熱導率50W·(m·K)-1,此時的最大溫度位置則位于相鄰管道中線對應的第一壁表面處。因此,對不同的計算條件和/或熱負載條件,所得結果的分布是可能不同的。3.2節(jié)點加限制方程與溫度計算相比,熱應力計算更耗時且復雜。不但要在圖2所示的計算模型的底線上的所有節(jié)點加節(jié)點邊界條件(固定),而且還要在模型的上線的每個節(jié)點加限制方程以使所有節(jié)點在受到熱-機械應力作用時能同時移動。機械負載是10MPa的冷卻劑壓力,使用ADINA-T模塊完成每一步溫度計算后,自動轉移結果到應力計算模塊,ADINA進行熱及機械應力計算,計算結果用Tresca應力表示,從計算結果可以看出應力最大值的分布與溫度最大值分布一樣隨著外加條件的變化而不同。圖4是應力計算的模型和應力分布圖,對應圖3b的情況。4結構參數的影響對目前的A-SSTR2設計,為了探索最佳的包層設計方案,對不同的模型進行了大量的熱及機械應力計算。在圖2所示的模型中,結構參數a和d在1～20間變化,L0保持在20mm,同時熱通量為1.0MW·m-2(保持內部核發(fā)熱數值始終是熱通量的10倍,盡管對結果影響甚小),考慮到SiC/SiC復合材料的材料特性,設定其熱導率分別為20W·(m·K)-1和50W·(m·K)-1兩值進行比較計算,熱傳遞系數保持在5000W·(m2·K)-1,而冷卻劑溫度和壓力分別為700℃和10MPa。圖5表示出了最大溫度和熱-機械應力隨幾何結構參數a和d的變化情況,計算條件:熱通量為10MW·m-2,熱傳遞系數為5000W·(m2·K)-1,冷卻劑溫度/壓力為700℃/10MPa;圖5a的熱導率為20W·(m·K)-1;圖5b的熱導率為50W·(m·K)-1。從圖5中可以看出即使是平均熱通量只有1.0MW·m-2,當材料的熱導率很低[20W·(m·K)-1]時,得到的第一壁溫度很高,均超過了材料所允許的溫度,同時應力也很大,很難找到合適的設計。通過降低冷卻劑進出口溫度雖然可以降低第一壁表面的溫度,但是不能降低熱應力。因此,只有通過改變參數來尋找適合的設計。盡管熱傳遞系數對溫度和熱應力均有影響,但與熱導率相比,顯得不靈敏。圖5b所示當熱導率從20W·(m·K)-1增加到50W·(m·K)-1時最大溫度和熱-機械應力隨結構參數的變化情況。包圍在1100℃溫度線與200MPa應力線之間的位形在第一壁材料所允許的范圍內。最小可選結構參數是a4d4,即冷卻管道尺寸4mm×8mm;相鄰冷卻管道之間距離4mm,此時對應的冷卻劑流速為80m·s-1。在10MPa時,相應的熱傳遞系數稍微比計算所取的5000W·(m2·K)-1大,因此給設計增加了裕量,說明a4d4符合設計要求。為此,選擇a4d4為第一壁設計參數。5材料熱導率的影響本文對目前正在進行的先進穩(wěn)態(tài)托卡馬克堆2(A-SSTR2)的概況與其它正在進行或剛完成的聚變堆設計進行了比較介紹,對功率流的分布及第一壁設計作了說明。計算了第一壁的溫度和熱-機械應力分布。并就熱通量為1.0MW·m-2,材料熱導率從20W·(m·K)-1增加到50W·(m·K)-1時,設計窗口隨第一壁冷卻管道尺寸和相鄰冷卻管道之間距離的變化情況。計算結果表明當熱導率為20W·(m·K)-1時,很難在材料所允許的范圍內找到適合的設計,只有材料的熱導率增加到50W·(m·K)-1時,能夠找到較為滿意的設計