熔盐堆用冷冻阀的热-结构特性研究

李启明 唐忠锋 傅 远 王纳秀

（中国科学院上海应用物理研究所 上海 201800）

熔盐堆用冷冻阀的热-结构特性研究

李启明 唐忠锋 傅 远 王纳秀

（中国科学院上海应用物理研究所 上海 201800）

反应堆安全是任何核能系统开发与设计的重要组成。冷冻阀是熔盐堆的核心技术之一，其热力学特性直接关系到熔盐堆核能系统的固有安全。本文旨在通过研究冷冻阀的热-结构特性并进行优化，探索可靠的安全设计，提高第四代核能系统的固有安全性，利用ANSYS软件建立了冷冻阀的三维有限元模型，对其关闭状态和开启过程进行了分析研究。结果表明：1) 冷冻阀的扁平部位由于内部空间熔盐少，熔盐熔融和冻结容易控制，是实现开关功能和熔盐堆过热安全泄放的核心部位；2) 获得了不同因素（如换热系数、加热功率、保温尺寸等）对冷冻阀在关闭状态与开启过程中的温度场及应力大小的影响规律，为冷冻阀的优化设计及安全运行管理提供了依据；3) 由于初始模型中部分设计不合理（如保温尺寸和加热功率等），导致冷冻阀热应力过高，容易引起疲劳损伤，经分析优化和改进后，最大热应力明显减小，综合性能得到很大提高。

熔盐堆，冷冻阀，热-结构耦合，有限元

中国科学院战略性先导专项TMSR (Thoriumbased Molten Salt Reactor，钍基熔盐堆)属于第四代先进反应堆，具有独特的经济性和固有安全性等优点[1,2]。冷冻阀是实现熔盐堆固有安全的一个重要设备，其采用“非能动”设计理念，即利用熔盐自身的“冷却-凝固/加热-熔融”原理来实现冷冻阀的开启与关闭。冷冻阀在熔盐回路试验系统中的布置如图1所示，阀体为水平安装，当反应堆稳定运行时，阀内熔盐处于冷凝状态，可有效隔断管路内的熔盐通过该阀的流动，实现其关闭功能（即关闭状态）；借助加热装置（如短路加热[3]、高频感应加热等）使熔盐熔化来实现冷冻阀的开启（即开启过程）。与常规机械阀相比，具有无运动部件、零泄漏和兼有过热安全排放等优点。

图1 熔盐回路试验系统中的冷冻阀布置Fig.1 Freeze-Valve arrangement on engineering test loop.

在冷冻阀研究历史上，美国ORNL (Oak Ridge National Laboratory，橡树岭国家实验室)的相关工作已经证明了冷冻阀的可行性，并且通过测试，积累了大量实验数据[4,5]，但没有对冷冻阀的热力学性能及其结构特性做深入研究。目前国内未见相关研究的文献报道。鉴于冷冻阀自身不规则的几何结构、较大的温度梯度及工作在高温和循环热载荷等恶劣条件下，容易产生疲劳破坏，为较全面地掌握冷冻阀的综合性能并进行优化，提高阀体的可靠性，进而确保熔盐堆的安全性能，有必要对冷冻阀的热-结构特性进行深入研究。

本文以FLiNaK (LiF-NaF-KF，46.5-11.5-42.0 mol%)为熔盐材料，Inc600 (Inconel600)为阀体材料，分析了冷冻阀在关闭状态（稳态）和开启过程（瞬态）中的温度场及相应的热应力，研究了相关因素对冷冻阀综合性能的影响规律，讨论了降低热应力的途径，对熔盐回路试验系统的冷冻阀设计提出了建议。

1 分析模型

中国科学院上海应用物理研究所研制的冷冻阀结构如图2所示，其总长LL为250 mm，扁平部位长度FL为50 mm，内部空间高度12.5 mm，端部圆管部分长度PL为50 mm，内径40 mm，壁厚4mm。其中，IL为阀体端部伴热保温尺寸，HL为加热尺寸。阀体材料Inc600在不同温度下的物性参数如表1，泊松比为0.3（镍铬钢材泊松比一般为0.25−0.30[6]）。熔盐材料FLiNaK的密度、热导率及比热与温度有关，关系式为[7]：

式中，ρ为密度，kg/m3，λ为热导率，W/m·ºC，Cp为比热，J/kg·ºC，T为温度，ºC。相变温度为454ºC，相变焓约为400 kJ/kg[8]。

根据相关文献[9]，封闭空间内流体的自然对流传热效果可以用有效热导率来取代分子热导率，同时狭小空间内流体的有效热导率与分子热导率相差很小，考虑到冷冻阀内空间很小且熔盐的粘度较大，自然对流对传热的贡献可忽略不计，因此熔盐无论是固态还是液态，均视为实体，只考虑其热传导。冷冻阀的ANSYS 13.0 workbench[10]有限元模型如图3所示，全部为六面体单元，其中，热分析模型(图3(a))中的阀体及熔盐实体的两端面均施加温度载荷，阀体外表面为自然对流换热及热辐射散热。将熔盐实体抑制后的结构分析模型如图3(b)，其载荷为热分析结果的温度场，两端无约束。

图2 冷冻阀结构示意图Fig.2 Sketch map of a Freeze-Valve.

图3 冷冻阀有限元模型 (a) 热分析模型；(b) 结构分析模型Fig.3 Finite element model of Freeze-Valve. (a) thermal analysis model; (b) structure analysis model

表1 Inconel600在不同温度下的材料物性参数Table 1 Material parameters at different temperatures of Inconel600.

2 关闭状态分析

2.1温度场分析

在熔盐回路试验系统中，与冷冻阀两端相接的管道进行了伴热保温（即保持管道及其内部熔盐温度恒定）。有限元模型中将端面施加恒定温度载荷700℃（当前系统设计的最高运行温度）。冷冻阀暴露在空气中，初步取外表面的自然对流换热系数为7 W/m·ºC、平均辐射率为0.2，外界环境温度为22ºC。初始设计的试验模型中，阀体端部圆管部分未加伴热保温，即IL为0 mm。热平衡时的温度分布云图正向剖视如图4(a)所示，图4(b)为纵向剖视图。从图4看出，不管是正向还是纵向，稳态下冷冻阀及其内部熔盐的温度，两端最高700 ºC、中间最低304 ºC，沿轴线由两端向中间递减，且等温线向中心略有凹陷，这是由于两端温度恒定，阀体表面散热的缘故。总体上，中间部位的熔盐温度在熔点以下，即冷冻阀阻塞关闭。

图4 冷冻阀原型的温度分布云图 (a) 正向剖视图；(b) 纵向剖视图Fig.4 The typical temperature contours of Freeze-Valve. (a) forward cutaway view; (b) lateral cutaway view

为研究表面对流换热系数、表面辐射率、伴热保温尺寸及保温温度对冷冻阀温度分布的影响效果，图5给出了阀中心轴线温度分布与表面对流换热系数、表面辐射率、伴热保温尺寸及保温温度的关系曲线。由于结构温度分布对称，取其一半做图，以阀中心点为0点。

图5(a)显示了对流换热系数分别为2、7、10、15 W/m·ºC时的温度分布曲线。从图5看出，随着换热系数的增大，其温度梯度升高，整体温度降低，中部处于熔点以下的熔盐量增加。

图5(b)示出了表面辐射率分别为0、0.05、0.1、0.3、0.5条件下的温度变化曲线。由图可知，表面辐射率对温度分布的影响与对流换热系数相似，即表面辐射率越大，温度梯度越大，中部处于熔点以下的熔盐量越多。

冷冻阀的温度分布与其端部伴热保温尺寸（IL分别为20、30、40和45 mm）的关系如图5(c)所示。可以看出：1) 两端伴热保温尺寸增加，整体温度水平明显升高，处于熔点以下的熔盐量减少；2) 当伴热保温尺寸增加到45 mm时，熔盐温度全部处于熔点以上；3) 为使冷冻阀在关闭状态下保持冻结阻塞，其内部一定体积的熔盐温度应在熔点以下（即冻结），因此，由图可知当前模型两端的伴热保温尺寸不宜超过40 mm。需要说明的是，由于设置了伴热保温，其温度恒定，因此，端部部分尺寸的温度保持一定（曲线中的横线部分）。

图5(d)显示了冷冻阀两端伴热保温温度分别为500ºC、700ºC、800ºC、1000ºC时的温度分布曲线。可以看出，随着伴热保温温度升高，温度梯度略有增加，整体温度水平上升，处于熔点以下的熔盐量降低，即内部冻结熔盐量减少。

通过上述分析得出：1) 冷冻阀在关闭状态下的温度分布及其内部冻结的熔盐量受表面换热系数、表面辐射率、两端伴热保温尺寸及保温温度影响明显；2) 当前模型在自然对流换热及表面辐射率为0.2的条件下，冷冻阀两端圆管部分的伴热保温尺寸不宜超过40 mm，若系统设计的最高运行温度高于700ºC，伴热保温尺寸应相应减小。

图5 中心轴的温度分布与冷冻阀的表面对流换热系数(a)、表面辐射率(b)、伴热保温尺寸(c)及两端保温温度(d)的关系MPMS：熔盐熔点Fig.5 Axis temperature distribution v.s. heat transfer coefficient(a), emissivity(b), insulation length(c) and the holding temperature(d). MPMS: the melting point of the molten salt

2.2应力分析

为研究冷冻阀在关闭状态下的温度分布及其自身的几何结构对应力分布的影响，将表面自然对流换热系数为7 W/m·ºC、表面辐射率为0.2、端部伴热保温温度为700 ºC、保温尺寸为10 mm的热分析结果（温度场）作为热载荷施加到阀体上，其典型应力分布如图6，其中图6(a)为整体应力分布云图，图6(b)为剖视图。从图6看出以下几点：

1) 冷冻阀的最大热应力产生于扁平部位周围（图6(a)中深色区域）；

2) 外表面与内表面的应力分布略有差别：a)在外表面，扁平部位旁边出现了应力集中，几何过渡区域应力很小（图6(a)中浅色区域）；b) 在内表面，扁平部位中间和几何过渡区域都出现了应力集中（图6(b)中深色区域）。

图6 冷冻阀典型应力分布云图 (a) 整体应力分布云图；(b) 剖视图Fig.6 Typical stress contours of Freeze-Valve. (a) global view; (b) cutaway view

为进一步研究阀体两端圆管部位的伴热保温尺寸对应力集中的影响，改变伴热保温尺寸，最大应力的变化规律如图7所示。可以看出：

1) 增加阀体两端圆管部位的伴热保温尺寸，最大应力上升，当保温尺寸为40 mm时，最大应力约50MPa；

2) 结合图5(c)的分析结果得出：冷冻阀在关闭状态下产生的应力集中应主要是由于温度升高导致的热膨胀受自身不规则的几何结构约束造成，温度越高，热膨胀越大，应力越大。若要进一步降低冷冻阀在关闭状态下的应力水平，应主要从改进结构设计方面入手。

图7 冷冻阀最大应力与保温尺寸的关系Fig.7 Maximum stress v.s. insulation length of Freeze-Valve.

3 开启过程分析

3.1温度场分析

利用ANSYS软件分析冷冻阀的开启过程时，为简便起见，将阀体作为内热源模拟短路加热或高频感应加热，热生成率初始值设置为7.0×107W/m3，热生成的阀体长度HL为150 mm。初步取外表面自然对流换热系数7 W/m·ºC，辐射率为0.2，外界环境温度为22 ºC，伴热保温尺寸IL为0 mm。

冷冻阀开启过程的初始温度为关闭状态时的温度场，加热35 s（设计时间）后的温度分布如图8(a)所示。由图可知，只有贴近阀壁的薄层熔盐温度在熔点以上，内部很大一部分熔盐温度处于熔点以下，即尚未熔化，因此当前设计的加热长度为150 mm，其两端50 mm圆管未伴热保温情况下，按设计要求35 s时间内不能使熔盐完全熔融导通。

为研究延长加热时间对冷冻阀开启过程的影响效果，加热60 s后的温度分布如图8(b)，可以看出：1)扁平部位内部的熔盐温度已经达到熔点以上，但过渡区域内还有大块熔盐的温度尚在熔点以下（即未熔）；2) 阀体局部温度过高(954 ºC)，已超过材料的许用温度[11]。

通过上述分析可知，延长加热时间不能使冷冻阀有效导通。应提高关闭状态下冷冻阀中部的温度，减少阀内冻结的熔盐量，结合2.1的分析结果，通过降低阀体表面对流换热系数或辐射率，增加两端的伴热保温尺寸或保温温度等措施来实现。

图8 各种不同工况下的冷冻阀温度分布云图 (a) 加热长度150 mm，未增加保温；(b) 加热长度150 mm，增加加热时间Fig.8 Typical temperature contours of Freeze-Valve in different operating conditions. (a) heating length=150 mm, no insulation; (b) heating length=150 mm, with improved heating time

为进一步研究加热功率密度及阀体端部的伴热保温尺寸对冷冻阀开启过程的影响效果。保温尺寸分别为40和25 mm的温度分布与不同加热功率(1.0×107、3.0×107、5.0×107W/m3)的关系如图9所示。从图9看出：

(1) 冷冻阀两端伴热保温40 mm时的整体温度明显比25 mm时的高。

(2) 加热功率密度增加，中间扁平部位内的熔盐温度上升，其它部位的温度几乎没有变化。

(3) 当伴热保温尺寸为40 mm，加热功率密度达5.0×107W/m3后，中心轴熔盐温度全部处于熔点以上，即完全熔化，冷冻阀完全导通。

(4) 当伴热保温尺寸为40 mm，加热功率密度为3.0×107W/m3时，阀体扁平部位内还有少许熔盐块未熔化，如图10，其长度及厚度均小于扁平部位内部空间尺寸，将被管路内的液态熔盐带出，使冷冻阀导通。此时，为防止紧急泄料时管道堵塞，与阀体出口端相接管道的管径不宜小于阀体端部直径。

(5) 当伴热保温尺寸为25 mm时，中间扁平部位内贴近阀壁的熔盐熔化，但阀内尚有大块熔盐温度都小于熔点，即未熔，如图11，不能使冷冻阀有效导通。因此，伴热保温尺寸不应小于25 mm。

图9 中心轴温度分布与加热功率的关系Fig.9 The axis temperature distribution v.s. heating power of Freeze-Valve.

图10 伴热保温尺寸40 mm，加热功率密度2.0×107W/m3时的阀内未熔熔盐体(a) 前视图；(b) 侧视图Fig.10 Unmelted molten salt block in Freeze-Valve with 40 mm insulation length and 2.0×107W/m3power density. (a) front view; (b) side view

图11 伴热保温尺寸25 mm，加热功率密度2.0×107W/m3时的阀内未熔熔盐体(a) 前视图；(b) 侧视图Fig.11 Unmelted molten salt block in Freeze-Valve with 25 mm insulation length and 2.0×107W/m3power density. (a) front view; (b) side view

为进一步研究冷冻阀两端伴热保温40 mm时的阀体温度分布与加热功率的关系，加热功率分别为1.0×107、3.0×107和5.0×107W/m3时阀体的温度分布如图12所示。从图看出：1) 当功率密度小于7.0×107W/m3时，冷冻阀的温度梯度较小；2) 当功率密度超过7.0×107W/m3后，阀体的温度梯度及局部温度随加热功率密度的增加明显升高，加热功率密度为1.0×108W/m3时的阀体最高温度已经超过900 ºC，超过了材料的许用温度。因此，为防止材料失效，应严格控制冷冻阀开启时的加热功率大小。

图12 冷冻阀的温度与加热功率的关系Fig.12 Temperature distribution of Freeze-Valve v.s. heating power.

3.2应力分析

为研究冷冻阀在开启过程中的温度分布及其自身的几何结构对应力分布的影响，将3.1分析的温度场作为热载荷施加到阀体上，冷冻阀在不种工况下的最大应力如表2。从表2看出：

1) 在其它条件相同的情况下，加热功率密度越高，应力越大，应变也越大；

2) 加热长度为60 mm时的最大应力明显比加热长度为150 mm时的最大应力高；

3) 相同工况下增加伴热保温尺寸，最大应力减小。

通过上述分析可得：在允许的范围内，增加加热长度和伴热保温尺寸，减小加热功率密度，对降低热应力有利。

表2 冷冻阀在各种工况下的最大应力Table 2 The maximum stress of Freeze-Valve in different operating conditions.

另外，由表2可知，当加热尺寸为150 mm、伴热保温25 mm时，热应力较小，但此时冷冻阀不能完全导通，因此，虽然此时应力较小，但功能上不能满足要求。当冷冻阀的加热尺寸为150 mm、伴热保温尺寸为40 mm、加热功率密度在2.0×107−7.0×107W/m3范围内时，最大应力较小，最大应变也未超过0.5‰。

为进一步研究阀体在不同加热功率密度下的应力分布情况，图13显示了冷冻阀在加热长度150mm、保温尺寸40 mm时，加热功率密度分别为2.0×107和7.0×107W/m3时的应力分布。从图可看出：

1) 当加热功率密度为2.0×107W/m3时，应力集中于冷冻阀扁平部位两侧(图13(a))；

2) 当加热功率密度为7.0×107W/m3时，最大应力还产生于冷冻阀过度区域(图13(b))。

根据上述分析结果，结合冷冻阀温度分布(图12)得到：

1) 当加热功率密度较小时，冷冻阀温度梯度较小，应力集中主要应是由于阀体的热膨胀受其自身不规则的几何结构约束所致；

2) 当加热功率密度较大时，最大应力还产生于温度梯度最大的部位。

通过上述分析可知，在冷冻阀开启过程中，有效控制加热功率的大小对降低热应力非常重要。

图13 冷冻阀在不同加热功率密度下的应力分布 (a) 2.0×107W/m3；(b) 7.0×107W/m3Fig.13 The stress distribution of Freeze-Valve with different power density. (a) 2.0×107W/m3; (b) 7.0×107W/m3

4 结论

利用ANSYS软件，采用热-结构耦合的方法，研究了冷冻阀在关闭状态及开启过程中的性能特点，并分析了环境温度、换热系数、辐射率、保温温度及加热功率、加热长度、伴热保温尺寸对冷冻阀温度场及应力分布的影响规律，得出如下结论：

(1) 冷冻阀的热力学性能受表面换热系数、辐射率、伴热保温尺寸及保温温度影响明显，当前冷冻阀两端的伴热保温尺寸不能超过40 mm，且不宜低于25 mm，即冷冻阀中间部位暴露在空气中的长度不能小于170 mm且不宜大于200 mm。

(2) 温度梯度越大，热应力越大。在允许范围内，增加冷冻阀两端圆管部位的伴热保温尺寸或（和）加热尺寸，对提高冷冻阀的热力学性能和降低热应力有利。若增加加热功率，有利于冷冻阀实现开启功能，但其应力升高。

(3) 在当前试验系统最高运行温度700 ºC前提下，为保证冷冻阀在稳态下实现关闭功能，35 s内实现有效开启，并使冷冻阀的应力水平最小，阀体的加热尺寸为150 mm时，建议其两端圆管部位增加40 mm伴热保温，加热功率密度控制在2.0×107−7.0×107W/m3范围内。

基于本文的研究结果，下一步研究工作将结合实测数据检验并修正边界条件，提高分析的可靠性。并根据冷冻阀的材料特性曲线（如S-N曲线等）及熔盐腐蚀性能[12]，分析冷冻阀在疲劳和腐蚀作用下的使用寿命，为今后熔盐堆的冷冻阀研究积累数据和经验。

需要说明的是，本文的研究仅从热-结构的角度分析影响冷冻阀热应力集中的因素，没有考虑与冷冻阀相连的管路约束及其热膨胀对冷冻阀应力分布的影响。

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Research on thermal and mechanical behaviour of a Freeze-Valve for molten salt reactor

LI Qiming TANG Zhongfeng FU Yuan WANG Naxiu
(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Shanghai 201800, China)

Background: Reactor safety is an important component of developing and designing any nuclear energy systems. The Freeze-Valve is one of the core technologies of the molten salt reactor, which thermal-structural property is directly related to the inherent safety of the molten salt reactor nuclear system. Purpose: The purpose of this paper is to improve the inherent safety of the fourth-generation nuclear energy systems, by researching and optimizing the thermodynamic properties of Freeze-Valve, and exploring reliable safety design. Methods: A 3D Finite Element model to simulate the thermal-structural coupling behaviors was established by the ANSYS software to analyze the performances and the properties of a Freeze-Valve. Results: The analysis result shows that the flat part of the Freeze-Valve plays a very important role in engineering applications. The effects of different factors (heat transfer coefficient, heating power, and insulation size and so on) on the temperature and the stress field of the Freeze-Valve during operation are obtained, which provide some basis for optimization of design and safe operation. The thermal stress of the initial model of the Freeze-Valve is so large that it is easy to cause fatigue failure, owing to the unreasonable initial design (insulation size and heating power, for example). Conclusions: After the relative analysis and structural optimization, the maximum stress of the Freeze-Valve is significantly reduced, and the performance has been greatly improved.

Molten salt reactor, Freeze-Valve, Thermal-structural coupled, Finite element method

TL35

10.11889/j.0253-3219.2013.hjs.36.040649

中国科学院战略性先导科技专项资助(No. XDA01020304)

李启明，男，1984年出生，2010年于中国科学院上海应用物理研究所获硕士学位，核技术及应用专业，助理研究员

2012-10-31，

2013-01-05

CLC TL35