晁嫣萌，楊立新，龐錚錚，張玉相

(1.北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044；

2.中科華核電技術(shù)研究院有限公司，廣東 深圳 518026)

定位格架是反應(yīng)堆燃料組件的重要部件，影響著堆芯的熱工水力性能。定位格架一方面加強(qiáng)了流體攪混，強(qiáng)化燃料棒間的流體紊流脈動(dòng)，誘導(dǎo)橫向速度，進(jìn)而增強(qiáng)換熱；另一方面增加了棒束通道的局部壓力損失，使冷卻劑流量下降，無益于燃料組件的熱工性能[1]。開發(fā)自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的燃料組件需深入了解定位格架對(duì)熱工水力特性的影響，相比于周期長、費(fèi)用高的試驗(yàn)研究，CFD模擬是一可安全、快速地進(jìn)行大量設(shè)計(jì)對(duì)比分析的研究方法，所以應(yīng)用CFD進(jìn)行燃料組件內(nèi)定位格架對(duì)流動(dòng)傳熱特性的影響分析具有重要的工程價(jià)值和意義。

日本三菱重工Ikeda等[2]采用CFD方法分析了格架壓力損失和攪混葉片的冷卻劑攪混能力，并通過比較相同熱流密度工況下相對(duì)峰值點(diǎn)溫度來預(yù)測格架DNB性能，通過與試驗(yàn)結(jié)果比較，證明CFD方法可很好地應(yīng)用于格架的熱工水力設(shè)計(jì)。美國西屋公司Smith等[3]將CFD方法作為研究PWR燃料棒束內(nèi)流動(dòng)和溫度分布的一種工具，通過模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)的比較，驗(yàn)證了CFD方法能用于預(yù)測格架的熱工水力性能。近年來，日本和西屋已將CFD定為研究PWR燃料棒束流動(dòng)和溫度分布的一種基準(zhǔn)工具并用于定位格架的優(yōu)化設(shè)計(jì)中。國內(nèi)外采用數(shù)值方法研究格架對(duì)堆芯熱工水力性能的影響雖已取得了很大進(jìn)展,但目前CFD研究大都對(duì)格架條帶上的彈簧剛突進(jìn)行了完全簡化[3-8]，或僅對(duì)單跨格架模型進(jìn)行了模擬[9-10]，無法有效地對(duì)格架在整個(gè)燃料組件中的位置設(shè)計(jì)提供參考。

本文進(jìn)行某典型燃料組件5×5格架模型詳細(xì)的CFD分析，給出模型幾何簡化、網(wǎng)格劃分、求解及后處理等CFD分析過程。建立具有彈簧剛突和簡化彈簧剛突的兩個(gè)5×5格架單跨模型，對(duì)比分析彈簧剛突對(duì)攪混特性及壓降的影響，并采用簡化彈簧剛突5×5格架實(shí)現(xiàn)包括11層格架的多跨模型計(jì)算，旨在為更好地實(shí)現(xiàn)多跨格架模型CFD模擬、更有效地利用格架CFD分析結(jié)果以及對(duì)整體組件中格架放置位置的設(shè)計(jì)和提高DNB的性能等提供參考。

1 幾何模型

幾何模型簡化是CFD分析的基礎(chǔ)，簡化的首要原則是簡化后的幾何模型對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大，其次是簡化后的幾何模型更有利于劃分高質(zhì)量網(wǎng)格。實(shí)際過程中幾何模型簡化與網(wǎng)格劃分通常需進(jìn)行幾次反復(fù)。對(duì)于5×5帶彈簧剛突的格架原始模型，裝配完成后格架上的彈簧剛突與燃料棒間接觸狀態(tài)非常復(fù)雜。如果簡化為點(diǎn)接觸或線接觸形式，接觸位置會(huì)出現(xiàn)非常細(xì)小和尖銳的面結(jié)構(gòu)，造成局部網(wǎng)格數(shù)量劇增，且網(wǎng)格質(zhì)量很差。本文通過略微增大剛突大小使其與燃料棒間的接觸形成面接觸；通過改變彈簧突起的形狀，使彈簧與燃料棒間不接觸，留出0.1 mm的空隙；同時(shí)刪除原條帶上的一些定位孔等不影響流動(dòng)特性的微小結(jié)構(gòu)。簡化彈簧剛突條帶模型是在帶彈簧剛突條帶模型基礎(chǔ)上，去掉彈簧剛突結(jié)構(gòu)。圖1為條帶簡化情況示意圖。

原單個(gè)組件為17×17的結(jié)構(gòu)，本文取中心的5×5典型結(jié)構(gòu)進(jìn)行CFD分析。結(jié)構(gòu)中央為不加熱的儀表管，連同其余24根燃料棒與攪混格架形成CFD計(jì)算域幾何模型。單跨計(jì)算包括兩個(gè)幾何模型，其區(qū)別是格架的條帶上有無彈簧剛突，其余結(jié)構(gòu)完全相同。單跨模型計(jì)算域起始點(diǎn)為格架上游50 mm處；終點(diǎn)為格架下游572 mm處。多跨模型中包括6個(gè)攪混格架、3個(gè)跨間小格架以及2個(gè)端部格架。這些格架的條帶均采用與攪混格架相同的方式簡化，并應(yīng)用簡化彈簧剛突格架建立多跨的CFD計(jì)算域幾何模型，如圖2所示。

圖1 簡化前后條帶幾何模型

圖2 5×5多跨幾何模型

2 網(wǎng)格

網(wǎng)格是決定CFD計(jì)算能否實(shí)現(xiàn)以及計(jì)算準(zhǔn)確性的關(guān)鍵因素。格架CFD分析網(wǎng)格劃分的關(guān)鍵是網(wǎng)格連續(xù)性、網(wǎng)格數(shù)量和壁面附面層網(wǎng)格。由于格架的幾何復(fù)雜性，有學(xué)者采用粘接網(wǎng)格方式，即格架部分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，棒束通道采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，界面處采用網(wǎng)格粘接形式。該方法雖降低了網(wǎng)格劃分難度，但由于交界面采用插值處理，對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響很難判斷，不建議采用。格架和棒束壁面附近流動(dòng)和傳熱物理量變化劇烈，需采用合適的附面層網(wǎng)格以滿足壁面附近流場模擬的需要，尤其是一些壁面函數(shù)模型對(duì)Y+有要求，可通過第1層附面層網(wǎng)格的高度調(diào)整Y+。本文網(wǎng)格劃分采用ICEM-CFD工具實(shí)現(xiàn)。

2.1 單跨模型網(wǎng)格

將單跨幾何模型分為包括含格架的中間部分和格架兩端棒束通道的3個(gè)區(qū)域。中間格架區(qū)域使用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，通過面網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置控制格架表面的網(wǎng)格大小，通過體網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置控制流動(dòng)域內(nèi)網(wǎng)格大小。其他兩個(gè)區(qū)域網(wǎng)格通過中間區(qū)域網(wǎng)格生成后的兩個(gè)端面的網(wǎng)格拉伸形成，即形成三棱柱五面體網(wǎng)格。拉伸過程采用沿流動(dòng)方向的線性變化，在保證第1層網(wǎng)格拉伸高度與端面網(wǎng)格尺寸相當(dāng)?shù)那闆r下，采用1.5的放大因子拉伸網(wǎng)格，以減少網(wǎng)格總數(shù)量。最后統(tǒng)一選取棒束和格架壁面位置，通過不同表面上prism控制參數(shù)的設(shè)置生成附面層網(wǎng)格。5×5單跨格架模型網(wǎng)格如圖3～5所示。其中圖3為帶彈簧剛突格架模型的表面網(wǎng)格，左側(cè)為整體流體域網(wǎng)格情況，右側(cè)分別為格架表面的網(wǎng)格和表面網(wǎng)格局部放大圖。圖4為簡化掉彈簧剛突后格架的表面網(wǎng)格和局部放大圖。圖5為帶彈簧剛突模型橫截面網(wǎng)格分布，圖中由上至下分別為格架中部彈簧剛突位置、格架頂部和棒束通道處截面網(wǎng)格示意圖。

圖3 帶彈簧剛突格架表面網(wǎng)格

圖4 無彈簧剛突格架的表面網(wǎng)格

2.2 多跨模型網(wǎng)格

多跨模型包含3種共11層格架，需將區(qū)域分為21段進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中11段包含格架，10段為中間棒束區(qū)域。需首先建立每段區(qū)域的交界面，交界面分別取距離每個(gè)格架上下表面10 mm位置，11層格架除去出口共有21個(gè)交界面。為使交界面上的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)對(duì)應(yīng)一致，先生成第1個(gè)含格架的四面體網(wǎng)格區(qū)域，進(jìn)行網(wǎng)格拉伸形成第1段棒束區(qū)域網(wǎng)格，再以棒束區(qū)域交界面處網(wǎng)格作為第2個(gè)含格架區(qū)域的輸入條件生成四面體網(wǎng)格，再拉伸形成第2段棒束區(qū)域網(wǎng)格，依此類推，完成多跨模型網(wǎng)格生成。所有段網(wǎng)格生成后并將各段網(wǎng)格粘接處重合節(jié)點(diǎn)刪除，才能統(tǒng)一生成棒束和格架壁面的附面層網(wǎng)格。每段網(wǎng)格材料點(diǎn)應(yīng)取相同名稱以便合并網(wǎng)格后僅有1個(gè)計(jì)算域。四面體網(wǎng)格尺寸控制與單跨模型相同，拉伸網(wǎng)格時(shí)節(jié)點(diǎn)分布設(shè)置呈兩端密、中間稀形式，以提高網(wǎng)格效率。多跨模型網(wǎng)格示于圖6，圖中左側(cè)為網(wǎng)格整體情況和特征截面網(wǎng)格示意圖，右側(cè)為局部放大示意圖。模型網(wǎng)格統(tǒng)計(jì)參數(shù)列于表1。

圖6 多跨模型網(wǎng)格示意圖

2.3 網(wǎng)格敏感性

以燃料組件進(jìn)、出口壓降變化為參考物理量進(jìn)行了5×5帶彈簧剛突單跨模型的網(wǎng)格敏感性分析。共給出7種網(wǎng)格，分別是：1) 純四面體網(wǎng)格；2) 包含1層附面層網(wǎng)格；3) 包含3層附面層網(wǎng)格；4) 包含5層附面層網(wǎng)格；5) 包含3層附面層，降低附面層總高度；6) 以第3種網(wǎng)格為基礎(chǔ)，增加四面體網(wǎng)格數(shù)量；7) 以第3種網(wǎng)格為基礎(chǔ)，減少四面體網(wǎng)格數(shù)量。在同一工況下進(jìn)行了計(jì)算，具體網(wǎng)格設(shè)置列于表2。圖7示出7種網(wǎng)格模型的出入口截面壓降對(duì)比。

表1 網(wǎng)格統(tǒng)計(jì)信息

表2 網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置

圖7 不同算例壓降對(duì)比

通過對(duì)比算例3、6和7，發(fā)現(xiàn)四面體網(wǎng)格總數(shù)增加33%時(shí)，壓降僅改變0.1%，可認(rèn)為在算例3網(wǎng)格基礎(chǔ)上再增加四面體網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大；通過對(duì)比算例2、3和4，發(fā)現(xiàn)隨著附面層網(wǎng)格層數(shù)的增加，壓降呈單調(diào)上升趨勢，這是由于附面層網(wǎng)格層數(shù)增加使網(wǎng)格模型更準(zhǔn)確地描述了格架內(nèi)部彈簧剛突幾何變化，也使壁面附近流場變化模擬更準(zhǔn)確；算例1為無附面層的純四面體網(wǎng)格，其壓降明顯小于其他模型結(jié)果，無附面層網(wǎng)格的模型顯然不合適。上述對(duì)比分析表明，與四面體網(wǎng)格數(shù)量相比，附面層網(wǎng)格層數(shù)和高度對(duì)計(jì)算結(jié)果影響更大，且求解采用二階差分格式后，網(wǎng)格絕對(duì)數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響較小，算例3、6和7的對(duì)比很好地驗(yàn)證了這點(diǎn)。

綜合考慮計(jì)算機(jī)速度和精度要求，采用算例3作為本文格架部分網(wǎng)格生成的基本參數(shù)。并在不帶彈簧剛突模型和全組件模型中，采用統(tǒng)一的面網(wǎng)格、體網(wǎng)格和附面層網(wǎng)格控制參數(shù)設(shè)置，使3個(gè)CFD網(wǎng)格模型在格架位置的網(wǎng)格形式和分布相似，從而進(jìn)一步降低了網(wǎng)格因素對(duì)進(jìn)行多個(gè)CFD結(jié)果對(duì)比研究時(shí)的影響。

3 計(jì)算模型

計(jì)算域內(nèi)為單相不可壓縮湍流流動(dòng)傳熱，湍流模型選SST(shear stress transport)模型。冷卻劑工作壓力為15.5 MPa，溫度為290～330 ℃，本文冷卻劑物性參數(shù)取310 ℃、15.5 MPa下水的常物性參數(shù)，進(jìn)行工程計(jì)算時(shí)建議按變物性計(jì)算，既可采用CFX中IAPSW材料數(shù)據(jù)，也可通過CEL自定義變物性水參數(shù)。計(jì)算域外壁面采用旋轉(zhuǎn)周期對(duì)稱邊界條件，單跨模型中24根棒束表面熱流為平均熱流，入口取平均溫度。多跨模型中棒束表面沿流動(dòng)方向熱流密度分布按嶺澳核電站運(yùn)行的一組典型工況給出，詳細(xì)的邊界條件設(shè)置列于表3。

表3 邊界條件設(shè)置

求解器選用ANSYS CFX，采用8核并行計(jì)算，多跨模型計(jì)算內(nèi)存要求24G以上。求解設(shè)置選用自動(dòng)物理時(shí)間步長，并在求解過程中進(jìn)行調(diào)整，以使計(jì)算在200個(gè)計(jì)算迭代步內(nèi)各物理量殘差下降3.5個(gè)量級(jí)以上，同時(shí)建立的兩個(gè)物理量監(jiān)測點(diǎn)出口流量與出口平均溫度不再發(fā)生變化，獲得收斂解。

4 結(jié)果分析

格架CFD模擬結(jié)果分析主要關(guān)注壓降和換熱系數(shù)，格架上的攪混翼通過產(chǎn)生橫向速度形成繞棒束的環(huán)流來強(qiáng)化棒束表面換熱，所以經(jīng)過格架后橫向速度的變化也是分析的關(guān)鍵物理量。

4.1 彈簧剛突影響分析

1) 定性分析

計(jì)算模型的z軸為軸向流動(dòng)方向。設(shè)攪混翼尖部位置為z坐標(biāo)0點(diǎn)，對(duì)單跨的兩個(gè)模型分別取z為-8、-2、0、5、10和50 mm的位置作橫截面，如圖8所示位置。定義橫向攪混速度為x方向和y方向速度的均方根，在各截面上繪制橫向速度等值線云圖，如圖9所示。由z=-8 mm截面圖可見，由于彈簧剛突的存在，占據(jù)了格架內(nèi)部流體空間，流體在格架內(nèi)部形成較大的橫向流動(dòng)速度，流體經(jīng)過格架攪混翼時(shí)(z=-2 mm和z=0 mm截面)，橫向速度迅速增大，具有彈簧剛突模型的橫向速度相對(duì)較大，兩個(gè)模型速度分布形式相同，說明彈簧剛突的存在強(qiáng)化了橫向速度但并未改變橫向速度的分布形式。流體經(jīng)過攪混翼尖后(z=5，10，50 mm截面)，橫向速度迅速衰減，在截面內(nèi)形成明顯的繞加熱棒的8字形橫向流動(dòng)。因僅選取了5×5格架，且對(duì)邊條帶的簡化及邊界條件的影響，模型四周的加熱棒束繞棒的環(huán)狀流并未能很好地模擬。中間1根棒束為不加熱的儀表導(dǎo)向管，對(duì)應(yīng)的格架條帶上也無攪混翼，所以未形成繞中心棒的環(huán)流。

圖8 典型截面位置

2) 定量分析

取4個(gè)典型位置燃料棒的環(huán)繞子通道，如圖10中所標(biāo)示：計(jì)算域左上角和中心儀表導(dǎo)向管左上角3根燃料棒。對(duì)每個(gè)子通道沿流動(dòng)方向分別做100個(gè)橫截面，計(jì)算每個(gè)截面上橫向速度平均值與該截面絕對(duì)速度平均值的比值(該工作可通過CFX-POST軟件編程實(shí)現(xiàn))，繪制沿程變化曲線如圖10所示。圖10中橫坐標(biāo)采用軸向距離與棒束直徑比值，陰影部分表征格架的位置。其中圖10a為1、2號(hào)子通道曲線對(duì)比，受邊界條件和邊條帶簡化影響，1號(hào)子通道橫向流強(qiáng)度明顯較2號(hào)的小，彈簧剛突在格架內(nèi)造成的橫向流強(qiáng)度約為主流速度的5%，但經(jīng)過格架后，攪混翼產(chǎn)生更強(qiáng)的橫向流動(dòng)，彈簧剛突的影響比重顯著降低，至下游50倍棒束直徑后，該影響已可忽略。圖10b為3、4號(hào)子通道曲線對(duì)比，兩個(gè)通道橫向速度強(qiáng)度和發(fā)展變化趨勢基本一致，彈簧剛突的模型結(jié)果略高。綜合來看，剛出格架時(shí)，攪混翼引起的橫向速度強(qiáng)度為主流速度的20%以上，至下游50倍的棒束直徑后，2～4號(hào)子通道內(nèi)橫向流速衰減為主流速度的5%左右。

圖9 格架附近截面橫向速度場對(duì)比

與子通道類似的方式截取100個(gè)5×5通道橫截面，分別計(jì)算每個(gè)截面上的橫向速度平均值、壓力平均值及Nu平均值，Nu計(jì)算時(shí)取定性直徑為加熱棒直徑。圖11a示出橫向速度比率沿程變化曲線，相對(duì)于子通道，平均橫向攪混強(qiáng)度明顯偏小，這是由于格架條帶中心無攪混翼以及截面中包含了更多的邊界區(qū)域所致。由圖11a可見，橫向流強(qiáng)度在10倍棒束直徑距離內(nèi)迅速下降，然后緩慢衰減，50倍直徑位置強(qiáng)度約為主流速度的3%。圖11b示出沿程平均Nu的變化曲線。由圖11b可見，在5倍棒徑距離內(nèi)Nu迅速下降，然后緩慢減小。有彈簧剛突模型沿程N(yùn)u較無彈簧剛突模型Nu高8%左右，彈簧剛突結(jié)構(gòu)加強(qiáng)了橫向流動(dòng)，因此強(qiáng)化了燃料棒表面的傳熱系數(shù)，從強(qiáng)化傳熱角度看彈簧剛突結(jié)構(gòu)是有益的。圖11c示出沿程壓降特性，因兩個(gè)模型計(jì)算時(shí)出口均是相對(duì)壓力為0的邊界條件，進(jìn)口壓力即可視為壓降損失。由圖11c可見，壓降主要產(chǎn)生在格架位置，有彈簧剛突的單跨模型較無彈簧剛突模型壓降損失要大近40%。

圖10 典型棒橫向速度比率沿程變化

圖11 橫向平均速度、平均Nu和平均壓力沿程變化

4.2 多跨模型結(jié)果分析

1) 定性分析

多跨模型CFD計(jì)算結(jié)果，由于模型尺度較大，通過定性的圖片展示流場特性較難。這里僅通過流線圖和棒束表面溫度圖展示整體的流動(dòng)傳熱趨勢。圖12為流線俯視圖，流體經(jīng)過多層格架在加熱棒束周圍形成螺旋向上的流型，從俯視圖角度可清晰看到截面上繞棒形成的8字流型。圖13為棒束表面溫度分布，小格架的位置恰好處于棒束高溫區(qū)，可起到局部強(qiáng)化換熱作用，對(duì)提高燃料組件DNB性能有利，計(jì)算得到的高溫度區(qū)域與經(jīng)驗(yàn)位置一致。

圖12 多跨模型流線俯視圖

圖13 燃料棒表面溫度分布

2) 定量分析

仿照單跨模型的處理方式，給出多跨模型5×5通道橫向速度、壓力、Nu以及溫度的沿程平均變化趨勢，如圖14所示。圖中給出了各物理量在標(biāo)準(zhǔn)工況、115%流量工況和85%流量工況下的結(jié)果，可得到流量變化對(duì)壓降、Nu和溫升的影響。由圖14a可知，兩個(gè)攪混格架間的小格架增強(qiáng)了橫向速度，使橫向速度在兩個(gè)攪混格架間保持較高水平值；流量的變化對(duì)橫向流強(qiáng)度無影響。由圖14b可知，經(jīng)過格架的壓降損失大于對(duì)應(yīng)距離的棒束通道壓降損失，3個(gè)小格架的存在增加了壓降損失；當(dāng)流量增加15%時(shí)，總體壓降約增加27%，略低于流量比的平方。由圖14c可知，小格架的存在提高了局部Nu，平均Nu與流量呈線性關(guān)系。由圖14d可知，溫升與流量有更復(fù)雜的關(guān)系，但總體上流量每增加1%，溫升約為0.3 ℃。

圖14 多跨模型流場特性

5 結(jié)論

1) 彈簧剛突結(jié)構(gòu)不改變棒束通道內(nèi)流體橫向流動(dòng)形態(tài)，進(jìn)行格架攪混翼優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)可采用不考慮彈簧剛突的CFD模型。

2) 彈簧剛突結(jié)構(gòu)引起的壓降損失較無彈簧剛突格架模型的計(jì)算值大40%，同時(shí)強(qiáng)化了橫向流強(qiáng)度，使平均Nu提高8%。在進(jìn)行燃料組件壓降和換熱設(shè)計(jì)時(shí)不能忽略彈簧剛突的影響。

3) 采用混合拉伸網(wǎng)格技術(shù)，應(yīng)用簡化彈簧剛突格架模型，建立了多跨燃料組件5×5格架結(jié)構(gòu)CFD分析模型，并求解得到了合理的燃料組件沿程流場特性。

4) 多跨模型計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了小格架強(qiáng)化換熱的效果，多跨模型CFD模擬的實(shí)現(xiàn)為后續(xù)燃料組件自主研發(fā)過程中定位格架數(shù)量及位置的設(shè)計(jì)提供了技術(shù)支撐，同時(shí)為提高燃料組件DNB性能設(shè)計(jì)提供了有效的分析方法。

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