10MW高温堆乏燃料贮存自然通风 余热排出数值计算与分析
王金华，黄一凡，吴彬
（清华大学核能与新能慕技术研究院，北京100084）
摘要：10MW高温气冷堆的乏燃料贮存在具有屏蔽功能的乏燃料贮罐内，乏燃料贮罐置于乏燃料贮存库内的水泥屏最套内，贮罐采用干式贮存方式，通过通风冷部排出乏燃料的余热，本文通过详细的分析，并采用有限元分析程序ANSYS对温度场进行数值计算，验证乏燃料贮罐余热排出的安全性，以保证乏 燃料及贮罐的最高温度低于安全限值，本文通过计算表明，贮罐内球床中心温度最高，沿径向逐渐衰减，贮罐罐体内的湿度分布比较均匀，温差不大，混摄土屏最套内的温度沿径向向外逐渐减小，内外壁湿差较大，计算表明采用自然通风的方式排出乏徽料的余热从技术上和安全性上均是可行的，在自然通风工况下，乏燃料元件和贮罐的最高温度均满足安全要求，这为高温堆乏燃料元件余热排出方式的选择 提供了理论依馨.
关键调：高温气冷堆：乏磁料：贮罐：通风冷却：数值计算
中图分类号：TL334TL351文标志码：A
文章编号：0258-0918(2013)04-0392-06
Numerical Calculation and Analysis of Natural Convection RemovaloftheSpentFuelResidualHeatof1oMWHigh TemperatureGas CooledReactor
WANG Jin-hua HUANG Yi-fan WU Bin
Institute of Nuelear and Ne Enengy Terhnology Tsinghue Uaiversity Beijing 100s84 China) (Key Laboratory of Advanced Reactor Engineering snd Sefety Education Department:
Abstraet; The spent fuel of 10MWHigh Temperature Gas Cooled Reactor ( HTR-10)could be stored in the shielded tank and the tank is stored in the concrete shieldedby the air. The ability of residual heat remaoval is analyzed in the paper and the canister in spent fuel storage room the residual heat of the spent fuel could be removedtemperature field is numerically calculated through FEA program ANSYS the analysis
ultimate temperature of the spent fuel and the tank should below the safety limit. The and the calculation are used to validate the safety of the spent fuel and the tank thecalculation shows that the maximum temperature locates in the middle of the fuel pebblebed in the spent fuel tank and the temperature decreases gradually with radial distance the temperature in the tank body is evenly distributed. and the temperature in theconcrete shielded canister decreases gradually with radial distance. It is feasible to remove the residual heat of the spent fuel storage tank by natural ventilation in naturalventilation condition. the tetmperature of the spent fuel and the tank is lower than thetemperature limit which provides theoretical evidence for the choice of the residual heatremoval method.
Key words: high temperature gas cooled reactor; spent fuel storage tank; ventilation; numerical calculation
10MW高温气冷堆采用球形燃料元件，达到燃耗的乏燃料元件贮存在具有屏蔽功能的乏燃料贮罐内，乏燃料贮罐置于乏燃料贮存库内 的水泥屏藏套内，贮存方式为干式贮存，如图1所示.乏燃料贮罐内的余热依靠风机强制排出，考虑到余热排出的固有安全性，也可以通过自然通风排出乏燃料贮罐的余热，保证各类工况下乏燃料的贮存安全.
从反应堆堆芯排出的乏燃料元件，首先要在卸料管内冷却约36天的时间，然后才排人乏燃料贮存库内的乏燃料贮罐，此时单个乏燃料元件的余热功率约为1.2W，在排人乏燃料罐后，乏燃料元件的余热功率将随时间逐渐 衰减.
燃料元件在卸料管内冷却的时间计算
卸料管内径为500mm，高度为4000mm，卸料管内的容积为：
邹料管可装人的燃料元件数量为：
N=0. 785 4×0.61÷(1. 131×10)=4 236 个
10MW高温堆每天燃料的循环量是125部分燃料元件，因此在排出堆芯前，燃料元件已 个燃料元件，考虑到卸料管底部料箱内还存有冷却了约36天的时间.
图110MW高温堆乏燃料贮存库布置图Fig. 1Layout of the spent fuel storage of HTR-10
1 乏燃料元件的余热功率
非PBMR乏燃料元件的余热衰减规律如图2 根据球床高湿堆乏燃料余热的计算研究，南所示0
图2单个乏燃料元件余热功率衰减曲线Fig. 2 Residual heat power attenuationcurve of single spent fuel element
似，且数值差别较小，刚排人乏燃料贮罐的乏燃 10MW高温堆乏燃料余热的衰减规律类料元件的余热功率约1.2W，之后逐渐衰减，经过一年的冷却，余热功率衰减到0.4W，经单个乏燃料元件的余热功率衰减曲线拟合为如 过十年的冷却，余热功率衰减到0.07W，将下计算公式：
计算乏燃料贮罐装料过程的余热功率变化，如图3所示，可见，乏燃料贮罐内的余热功率随着装人乏燃料的数量逐渐增加，装满2000个乏燃料元件后，贮罐内乏燃料的余热 功率最大值约为1.9kW.
图3乏燃料贮罐装料期间余热功率变化曲线 Fig 3 Variation curve of residual heat powerduring loading of spent fuel storage tank
2乏燃料元件的贮存
乏燃料贮罐装满乏燃料元件后，被吊装到乏燃料混凝土屏蔽套内贮存，如图4所示.通 过风机将乏燃料的余热排出，为了提高乏燃料
图4乏燃料贮雄示意图Fig 4 Spent fuel storage tank
余热排出的固有安全性，在此考虑通过自然通 风排出乏燃料的余热，计算在极限条件下，乏燃料贮罐和罐内乏燃料的最高温度.
乏燃料贮罐内径为606mm.外径为878mm，壁厚为136mm，高度2100mm.材料为内外钢壳 之间灌铅.
混摄土屏蔽套的内径为1000mm，外径为1300mm，壁厚为150mm，高度为50mm的进风口. 1800mm，底部设有4个宽度300mm、高度
乏燃料贮罐外部空气流动区域的面积为：S=x×（1.0²-0.878²)4=0.18m².
3乏燃料贮罐的通风冷却
在容量2000个球的贮存罐中乏燃料元件占的体积：
V=1.131×10-×2 000÷0.61=0.37 m
率约为1.9kW. 乏燃料贮罐在装满乏燃料后，总的发热功
在余热排出计算时进行保守假设，根据乏燃料贮存地理位的外界环境，温度按最高温度40C进行计算.
计算刚装满的乏燃料贮罐的通风冷却情况：计算过程为，贮存罐外的空气流速影响热压驱动压头和阻力压降，面两者的差值又会影响空气流热压驱动压头和阻力压降，若两者数值很接近， 速，先假定空气流速为某值，计算出该假设下的便可认为假设符合实际情况，经选取不同的空气流速，贮存罐外的空气流速假定为0.47m/s，
性为： 压力0.1MPa、温度57.8C空气的热物
密度：p=1.053kg/m²，
比热容：C，=1.007kJ/（kg℃）
则有：
在此热量Q=1.9kW.
通过上式可计算得到贮罐装满乏燃料后，冷却通风的排风温度：
通风的质量流量为：
W=A×v×p=0.18×0.47×1.057
燃料贮罐的高度为2.1m，屏蔽套内空气受热升温的高度约1.8m，计算从屏蔽套底端到排热口的热压驱动压头为：
乏燃料贮罐冷却通风的阻力损失包括：
u到乏燃料贮罐底部u的局部阻力损失： （1）从屏蔽套底部外界环境u经过进风口
（2）在屏蔽套内u流动的沿程阻力损失；
（3）从屏蔽套出口u到外界环境的突扩局部阻力损失.
外界环境温度为：T=40C，空气密度为：p=1. 128 kg/m² ;
进风口处uo~w的空气温度为：T=40℃，空气密度为：p-1.128kg/m²；
上升通道u的空气温度为：T=50.5℃，空气密度为：p=1.0844kg/m²;
出风口处u~的空气温度为：T=61℃，空气密度为：p=1.0443kg/m²；
通风道各段的截面积：
（1）屏蔽套底部进风口面积为：S=4×0.3×0.05=0.06 m²
（2）屏蔽套与贮罐间流动区域面积为：S=4
详细计算乏燃料贮罐通风冷却各部分的阻力损失：
u到乏燃料贮罐底部u的局部阻力损失： （1）从屏敲套底部外界环境经过进风口
突缩部分：
突扩部分：
因此外部环境到屏蔽套底部内腔的局部阻
力损失为△P=0.94Pa
突扩部分：
沿程压降：
通风的动压：
通风的全压：
（2）从屏蔽套顶部u到外界环境u的局部阻力损失：
因此从屏蔽套顶部u到外界环境u的局部阻力损失为△P.一0.12Pa
提失[ （3）从屏蔽套底部到顶部的沿程凰力
对于装人屏蔽套的贮存罐，上升通道贮存罐区的长度：1.8m当量直径；0.122m
0.0046mm，D.为当量直径. 上式中，为通风管壁粗糙度，在此取=
空气温度为：T=50.5℃，空气密度为：p=1. 091 kg/m²;
由上述3项的压力变化可得出冷却通风的总压降：
通风的全压1.26Pa与热压的压头1.25Pa接近，因此可以认为，在最危险的工况下，即屏蔽套内的乏燃料贮罐装满乏燃料元件后，完全依靠热压进行自然通风，屏蔽套内的通 风流速约为0.47m/s
4乏燃料贮罐通风冷却的有限元 分析
为便于对屏蔽套内贮罐的通风冷却进行建
模计算，将贮罐内球床简化为外径为0.606m、高度为1.28m的圆柱球床.
球床高度的计算如下：
V=2000×（1.131×10)÷0.61=0.37m²
建立如图5所示的乏燃料元件床、贮罐及其外部屏蔽套的轴对称模型，划分的网格模型如图6所示
图5乏燃料贮罐及屏蔽套有限元计算模型Fig. 5 Finite element caleulation model of storage tank with shielding
图6乏燃料贮罐及屏蔽套有限元网格模型Fig 6Finite element mesh model of storage tank with shielding
热不断衰减，贮罐内每层燃料元件的发热功率 由于乏燃料贮罐内装人的乏燃料元件的余均不相同，在装满的时刻，最底下一层的燃料元件余热功率最小，最上层燃料元件的余热功率最大，在有限元计算时，考虑将贮罐内的燃料元件粗分为4层，每一层做均匀化处理，认为每一 层具有相同的热功率，但每层的总热功率在均
匀化前后保持不变，计算出每层的发热功率，然后再计算贮罐内球床、贮罐和屏蔽套的温度 分布.
贮罐内的燃料元件粗分为4层，每层装有乏燃料元件500个，计算可得各层的余热功率，如表1所示.
Table 1Power distribution of pebble bed between 表1泛燃料贮罐内球床分层功率分布（自上向下）different layers in storage tank upside to downside)
层数 余热功率/W 体积发热功率/（W/m²）第1层 551 4569第2层 493 5330第3层 第4层 449 392 4854 4238
乏燃料贮罐和屏蔽套各部分的换热系数计算如下：
（1）贮存罐外壁与屏蔽套内壁空间流动的Re数为：
当量直径D.=D-d-0.122m，61C时，空气的运动粘度y=19.1×10m²/s，Pr=0.696，导热系数为入一0.029W/（m℃）.
采用Gnielinski公式计算Nu：
Darey阻力系数：
系数： 屏蔽套内乏燃料贮罐外壁的对流换热
（2）屏蔽套内壁的对流换热系数计算过程同屏蔽套内乏燃料贮存罐外壁的对流换热系数计算，计算结果为：
