姬建業(yè) 許 巍 柴 翔 劉曉晶 曾 未

1（上海交通大學(xué) 上海 200240）

2（中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 成都 610041）

矩形窄通道再淹沒現(xiàn)象實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究

姬建業(yè)1許 巍1柴 翔1劉曉晶1曾 未2

1（上海交通大學(xué) 上海 200240）

2（中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 成都 610041）

在反應(yīng)堆發(fā)生大破口事故時(shí)，再淹沒階段可以有效地降低燃料元件溫度，防止堆芯熔毀。為了預(yù)測(cè)再淹沒過程中板狀燃料元件的換熱特性，進(jìn)行了豎直矩形窄縫通道底部再淹沒過程的實(shí)驗(yàn)研究。針對(duì)實(shí)驗(yàn)工況，基于商用軟件CFX，通過耦合分析加熱板和流體的方法研究豎直矩形窄縫通道底部再淹沒過程。通過將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，評(píng)價(jià)了相關(guān)模型的適用性，并驗(yàn)證了計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法在預(yù)測(cè)再淹沒過程的有效性?；隍?yàn)證后計(jì)算模型，對(duì)壁面初始溫度、入口流速對(duì)再淹沒過程的影響進(jìn)行了分析，獲得了相關(guān)初始條件對(duì)壁面溫度變化的影響規(guī)律。

兩流體模型，再淹沒，矩形通道，流固耦合

板式燃料元件與常規(guī)棒式燃料元件的相比具有更大的傳熱面積，其通道的流動(dòng)沸騰的換熱系數(shù)與常規(guī)通道相比有很大提高[1]。在反應(yīng)堆設(shè)計(jì)中，一些研究用的高通量反應(yīng)堆通常使用板式燃料元件，這些反應(yīng)堆的燃料組件會(huì)包含一系列的窄縫通道。冷卻劑流經(jīng)這些窄縫通道時(shí)將熱量帶走。窄縫通道由于幾何形狀與常規(guī)圓形通道不同，其流動(dòng)和換熱特性與常規(guī)通道有很大差別[2-3]，尤其是氣泡演化特性和氣液兩相速度。當(dāng)大破口事故發(fā)生時(shí)，注入堆芯的冷卻劑對(duì)堆芯進(jìn)行再淹沒。再淹沒的過程中壁面溫度的變化會(huì)導(dǎo)致通道中出現(xiàn)不同的流動(dòng)形態(tài)[4]。不同流動(dòng)形態(tài)換熱特性之間的巨大差異，增加了數(shù)值模擬的復(fù)雜性。

模擬再淹沒過程通常使用系統(tǒng)程序如Relap5[5]、COBRA-TF等[6]。系統(tǒng)程序通常是用來進(jìn)行安全分析和復(fù)雜系統(tǒng)設(shè)計(jì)，一維塊狀網(wǎng)格和經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式的使用導(dǎo)致流動(dòng)和傳熱的細(xì)節(jié)被忽略。目前計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法進(jìn)行再淹沒的研究相對(duì)較少。CFD方法通過求解連續(xù)性、動(dòng)量和能量方程，使用歐拉兩流體模型對(duì)溫度、空泡份額等參數(shù)進(jìn)行求解。通過壁面換熱模型對(duì)流體和固體之間的換熱量進(jìn)行求解。采用CFD方法計(jì)算的幾何形狀可以更復(fù)雜，局部的流動(dòng)傳熱信息也更為詳盡。

本文首先通過再淹沒實(shí)驗(yàn)得到固體的溫度，之后使用商用CFD軟件CFX進(jìn)行模擬。通過再淹沒實(shí)驗(yàn)得到了壁面溫度對(duì)驟冷前沿推進(jìn)速度及再潤(rùn)濕溫度的影響。通過將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比對(duì)分析，研究了數(shù)值模擬對(duì)再淹沒過程預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性及不同初始條件對(duì)該過程的影響。通過數(shù)值模擬得到了平均空泡份額和壁面熱流密度分布，以及壁面熱流密度最大時(shí)的空泡份額。該研究可以從機(jī)理上分析再淹沒過程，為以后CFD方法開發(fā)再淹沒計(jì)算模型奠定基礎(chǔ)。

1 矩形窄通道再淹沒實(shí)驗(yàn)

1.1 矩形通道再淹沒實(shí)驗(yàn)簡(jiǎn)介

實(shí)驗(yàn)臺(tái)架THERMAL是矩形窄通道再淹沒實(shí)驗(yàn)臺(tái)架，實(shí)驗(yàn)循環(huán)水溫度為(24±1) oC，流量為(24±1)L·h-1，壁面初始溫度為[(250-500)±1] oC。實(shí)驗(yàn)回路在常壓下運(yùn)行，研究不同初始條件對(duì)矩形窄通道中再淹沒過程的影響。

其中實(shí)驗(yàn)回路系統(tǒng)圖如圖1所示。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由主回路系統(tǒng)和實(shí)驗(yàn)回路系統(tǒng)組成。主回路主要用于調(diào)節(jié)包括進(jìn)口流速和進(jìn)口溫度等在內(nèi)的實(shí)驗(yàn)初始條件。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括實(shí)驗(yàn)段、汽水分離裝置、夾帶水箱和蒸汽過熱器。首先使用陶瓷加熱器將實(shí)驗(yàn)段加熱到指定溫度，實(shí)驗(yàn)開始時(shí)關(guān)閉加熱器，然后控制氣動(dòng)閥開關(guān)改變水的流動(dòng)方向，使穩(wěn)定流量的水從實(shí)驗(yàn)段底部向頂部流動(dòng)。實(shí)驗(yàn)回路中蒸汽發(fā)生器用來產(chǎn)生飽和蒸汽，在實(shí)驗(yàn)開始前預(yù)熱實(shí)驗(yàn)回路。實(shí)驗(yàn)中再淹沒發(fā)生時(shí)，蒸汽會(huì)夾帶液體通過汽水分離器。液滴會(huì)從汽水分離器中流入夾帶水箱。用來觀測(cè)實(shí)驗(yàn)中的夾帶量。壓力控制閥用于調(diào)節(jié)系統(tǒng)壓力，在高壓工況下需要使用該裝置。目前尚未進(jìn)行夾帶量和高壓工況實(shí)驗(yàn)。

圖1 再淹沒實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)回路Fig.1 Schematic diagram of reflooding test facility.

圖2 為實(shí)驗(yàn)段，圖2中標(biāo)注的尺寸是窄通道的尺寸。其中流道是由不銹鋼板、玻璃和石墨墊片所圍成的矩形通道。實(shí)驗(yàn)段在實(shí)驗(yàn)中由保溫材料包圍。不銹鋼板的厚度為10 mm。流道高度為600 mm，長(zhǎng)度為60 mm，寬度為2 mm。

圖2 實(shí)驗(yàn)段流道示意圖Fig.2 Overview of the test-section.

圖3為實(shí)驗(yàn)段剖面圖，實(shí)驗(yàn)中采用陶瓷加熱板將不銹鋼板加熱到指定溫度。采用夾持裝置來固定玻璃和不銹鋼板，以保持流道的密封性。

圖3 實(shí)驗(yàn)段剖面Fig.3 View of cross-section of test-section.

不銹鋼溫度由熱電偶測(cè)得，在實(shí)驗(yàn)段中有5排，每排3個(gè)共15個(gè)熱電偶。熱電偶高度方向上位置分別100 mm、250 mm、300 mm、350 mm、500 mm，圖4為熱電偶位置圖。熱電偶插入的深度為9 mm，即熱電偶的測(cè)量點(diǎn)距離加熱表面為1 mm。由于熱電偶測(cè)點(diǎn)位置與流固交界面距離較近，數(shù)據(jù)處理中并未考慮1 mm距離所造成的溫差。

圖4 熱電偶位置Fig.4 Locations of different thermocouples.

1.2 實(shí)驗(yàn)工況

實(shí)驗(yàn)中保持實(shí)驗(yàn)段的入口溫度不變。通過調(diào)節(jié)壁面的初始溫度和入口流速，從而分析壁面溫度和入口流速對(duì)再淹沒現(xiàn)象的影響。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Table1 Experiment condition.

1.3 驟冷前沿推進(jìn)速度

圖5為工況1中熱電偶5和熱電偶8的溫度變化，實(shí)驗(yàn)中將壁面溫度急劇下降點(diǎn)TAR作為該時(shí)刻驟冷前沿位置，根據(jù)熱電偶5和熱電偶8的溫度變化計(jì)算驟冷前沿推進(jìn)速度。

圖5 工況1中不同位置熱電偶溫度變化Fig.5 Temperature variance of different thermocouples in case 1.

圖6 是實(shí)驗(yàn)工況中熱電偶5位置的壁面溫度變化。在工況1-3中，壁面溫度分別在31 s、55 s、110s時(shí)迅速下降。當(dāng)壁面溫度高于再潤(rùn)濕溫度時(shí)，此時(shí)流動(dòng)狀態(tài)為反環(huán)狀膜態(tài)沸騰。之后壁面溫度迅速下降，流動(dòng)狀態(tài)從過度沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)楹藨B(tài)沸騰，最后轉(zhuǎn)變?yōu)閱蜗嗔鲃?dòng)。由圖6可以看出，隨著壁面初始溫度的增高，驟冷前沿推進(jìn)速度逐漸降低。工況1-3驟冷前沿推進(jìn)速度分別為8.06 mm·s-1、4.54 mm·s-1、2.27 mm·s-1。

圖7是工況4-6中熱電偶5溫度分布。從圖7中可以看出，隨著入口流速的增加，驟冷前沿推進(jìn)速度逐漸增加。這是由于入口流速增加時(shí)，液滴的夾帶量增加，先驅(qū)冷卻過程換熱增強(qiáng)，從而使壁面溫度先降到驟冷溫度，之后再潤(rùn)濕發(fā)生。

圖6 不同初始壁面溫度熱電偶溫度變化Fig.6 Temperature variance of thermocouples at different surface temperature.

圖7 不同入口流速熱電偶溫度變化Fig.7 Temperature variance of thermocouples at different inlet velocity.

從以上實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，再淹沒過程中驟冷前沿推進(jìn)速度與初始壁面溫度和入口流速有關(guān)。初始壁面溫度增高時(shí)，驟冷前沿推進(jìn)速度減小。入口流速增大時(shí)，驟冷前沿推進(jìn)速度增大。

1.4 再潤(rùn)濕溫度

再潤(rùn)濕溫度是指液體可以重新接觸干燥的固體表面時(shí)刻的溫度[7]。當(dāng)表面溫度冷卻到兩相流動(dòng)流型發(fā)生變化，從膜態(tài)沸騰到過渡沸騰或核態(tài)沸騰時(shí)，即再潤(rùn)濕發(fā)生。在圖6中TAR表示工況3中的再潤(rùn)濕溫度，即驟冷前溫度曲線的切線與溫度曲線斜率絕對(duì)值最大點(diǎn)的切線的交叉點(diǎn)。從圖6中可以看出，再潤(rùn)濕溫度與壁面初始溫度有關(guān)，壁面初始溫度增高時(shí)，再潤(rùn)濕溫度增高。而對(duì)比圖7中不同入口流速情形，當(dāng)入口流速改變時(shí)，再潤(rùn)濕溫度幾乎不變。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 歐拉兩流體模型

在CFD兩相計(jì)算中，歐拉兩流體的模型被廣泛的應(yīng)用于CFD兩相計(jì)算。歐拉兩流體模型有以下優(yōu)點(diǎn)：可以得到全局的參數(shù)、適用的體積分?jǐn)?shù)范圍比

較大、計(jì)算量相對(duì)較少。

質(zhì)量守恒方程：

式中：rα為體積份額；SMSα為質(zhì)量源項(xiàng)；Γαβ為從α到β相的質(zhì)量流密度。

動(dòng)量守恒方程：

式中：SMα為動(dòng)量源項(xiàng)；Mα為表面力對(duì)α相的作用力。

能量守恒方程：

式中：SEα為外部熱源；Qα為其它相通過相間對(duì)α相的傳熱。

2.2 相間作用力模型

由于考慮到再淹沒過程中流型的變化比較復(fù)雜，相間作用力模型采用Mixture模型。相間曳力的表達(dá)式為：

式中：Cd為無量綱的曳力系數(shù)。其中混合項(xiàng)密度為：

相間傳熱面積為：

式中：dαβ為定義的混合尺度。

2.3 相間能量傳遞模型

在氣相和液相的交界面，用一個(gè)總的換熱系數(shù)來表示相間界面的換熱系數(shù)hαβ。

相間的換熱表達(dá)式如下：

在Mixture模型中，換熱系數(shù)hαβ描述為混合導(dǎo)熱系數(shù)與混合尺度的函數(shù)：

式中：λαβ=rαλα+rβλβ。

2.4 壁面沸騰模型

在近壁面，采用了計(jì)算壁面沸騰最常用的美國(guó)倫斯勒理工學(xué)院模型(Rensselaer Polytechnic Institute, RPI)[8]。在RPI模型中，壁面的換熱量被認(rèn)為是三個(gè)量的積分。其中當(dāng)流體的溫度超過飽和溫度時(shí)，流體就會(huì)發(fā)生相變。

式中：Qtot為壁面總換熱量；Qc為單相對(duì)流換熱項(xiàng)；

Qq為驟冷換熱項(xiàng)；Qe為蒸發(fā)項(xiàng)。

2.4.1 單相對(duì)流項(xiàng)

式(10)中Qc為通過對(duì)流通過壁面?zhèn)鬟f的熱量，表達(dá)式如下：

式中：Abubble為被氣泡占據(jù)的壁面份額；Tw為壁面溫度；nwT+為近壁面流體的溫度。其中對(duì)流換熱系數(shù)hc采用Kader壁面溫度函數(shù)關(guān)系式計(jì)算得到。其計(jì)算關(guān)系式如下：

式中：ρL是液相密度；Cp,L是液相等壓比熱容；uτ是壁面剪切速度；nwT+由Kader的溫度壁面函數(shù)關(guān)系式求得，即：

2.4.2 驟冷項(xiàng)

驟冷項(xiàng)Qq的表達(dá)式如下：

2008年全球金融危機(jī)爆發(fā)，導(dǎo)致全球經(jīng)濟(jì)衰退，全球貿(mào)易環(huán)境急劇惡化，貿(mào)易保護(hù)主義勢(shì)頭明顯回升，加上人民幣匯率浮動(dòng)、勞動(dòng)力成本和原材料價(jià)格等各種因素，國(guó)內(nèi)外貿(mào)企業(yè)在殘酷的現(xiàn)實(shí)面前逐漸認(rèn)識(shí)到自身轉(zhuǎn)型升級(jí)的必要性。

其中驟冷項(xiàng)換熱系數(shù)hq為：

式中：f為氣泡脫離頻率，表達(dá)式為[9-10]：

twait為氣泡等待時(shí)間：

氣泡影響面積為：

式中：F2是一個(gè)可以調(diào)節(jié)的影響因素，默認(rèn)值為2。dw為氣泡脫離直徑，根據(jù)Kurul和Podowski提出將氣泡脫離直徑采用如下關(guān)系式：

式中：dmax=1.4 mm，dref=0.6 mm，Tref=45 K。

2.4.3 蒸發(fā)項(xiàng)

蒸發(fā)項(xiàng)的Qe表達(dá)式如下：

式中：n為氣化核心密度，其表達(dá)式為：

式中：nref=0.8×9.922×105m-2；ΔTsup=min[max (Twall-Tsat,0),ΔTmax]；ΔTref=10 K；p=1.8；ΔTmax是為了防止在初始收斂過程中發(fā)生溢出而設(shè)置的壁面過熱度最大值，默認(rèn)值為25 K。

3 CFD二維計(jì)算模型

圖8為CFD計(jì)算幾何模型。

數(shù)值模擬中入口為流速入口，出口為壓力出口，其他邊界均為絕熱邊界。不銹鋼固體給定初始溫度進(jìn)行瞬態(tài)模擬。由于實(shí)驗(yàn)段長(zhǎng)度較長(zhǎng)，進(jìn)口流速較小，且驟冷前沿的上部固體溫度變化較小。驟冷前沿上部固體對(duì)下部的導(dǎo)熱與再淹沒過程中固體與流體的對(duì)流換熱相比很小。為了提高計(jì)算效率，將CFD計(jì)算幾何模型高度簡(jiǎn)化為0.2 m。根據(jù)網(wǎng)格敏感性分析，計(jì)算中采用20×5的網(wǎng)格。該網(wǎng)格計(jì)算得到的溫度變化最接近實(shí)驗(yàn)值。圖9是使用0.6 m與0.2 m的幾何得到的壁面溫度分布對(duì)比。圖9中溫度點(diǎn)的位置高0.1 m中間熱電偶位置。后面的計(jì)算中也取該點(diǎn)作為參考點(diǎn)。從圖9中可以看出，采用 0.2 m的幾何與采用0.6 m的幾何計(jì)算得到的在0.1 m位置中間熱電偶測(cè)點(diǎn)的溫度分布幾乎沒有差別，為了提高計(jì)算速度，采用0.2 m的幾何進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

圖8 CFD計(jì)算幾何模型Fig.8 CFD geometry.

圖9 0.2 m與0.6 m的幾何溫度變化Fig.9 Temperature difference between 0.2-m and 0.6-m geometry.

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 不同初始條件分析

圖10為實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果在指定點(diǎn)的溫度變化。通過圖10對(duì)比模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬對(duì)驟冷前沿推進(jìn)速度和再潤(rùn)濕溫度的估計(jì)與實(shí)際值趨勢(shì)一致，但細(xì)節(jié)上有一定差別。在工況1中，t=13 s時(shí)驟冷前沿已經(jīng)推進(jìn)至熱電偶的位置，而在模擬中直到約23 s后壁面溫度才開始大幅的下降。在工況2結(jié)果中，t=25 s時(shí)驟冷前沿已經(jīng)推進(jìn)至熱電偶的位置，而模擬中直到約32 s壁面溫度開始大幅下降。在工況3中，t=47s驟冷前沿推進(jìn)至熱電偶位置，而數(shù)值模擬中到約53 s時(shí)壁面溫度開始迅速下降。

通過實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計(jì)算對(duì)再淹沒過程中壁面溫度預(yù)測(cè)的趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)值一致。但在數(shù)值模擬中，壁面溫度的下降趨勢(shì)比實(shí)驗(yàn)值快，這是由于數(shù)值模擬對(duì)壁面換熱的估計(jì)比真實(shí)值大。而壁面換熱估計(jì)比真實(shí)值大的原因可能是窄通道壁面氣泡生成對(duì)換熱的阻礙較大，而數(shù)值計(jì)算中難以模擬這一現(xiàn)象。在流動(dòng)初期，數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)溫度較為接近，而在流動(dòng)末期，數(shù)值模擬中壁面溫度下降較快，而實(shí)驗(yàn)中壁面溫度下降緩慢。這是由于RPI模型需設(shè)置湍流流動(dòng)，而實(shí)際流動(dòng)由于入口流速較低，雷諾數(shù)較低，流動(dòng)后期主要為層流流動(dòng)。數(shù)值模擬對(duì)于再潤(rùn)濕溫度的預(yù)測(cè)普遍偏低，這可能是由于數(shù)值模擬對(duì)壁面換熱估計(jì)過大。

圖10 不同初始壁溫指定點(diǎn)溫度比較Fig.10 Temperature comparison of the given point at different surface temperature.

通過圖11對(duì)比不同入口流速的數(shù)值模擬結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，入口流速對(duì)驟冷前沿推進(jìn)速度存在影響。當(dāng)入口流速較快時(shí)，驟冷時(shí)間較短，再潤(rùn)濕溫度降低。

圖11 不同入口流速指定點(diǎn)溫度比較Fig.11 Temperature comparison of the given point at different inlet velocity.

4.2 空泡份額與壁面熱流密度

圖12是數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)工況1中通道內(nèi)水平方向的平均空泡份額在豎直方向的瞬態(tài)分布曲線。通過對(duì)比該圖可以發(fā)現(xiàn)，在不同位置氣體空泡份額有很大變化。進(jìn)口處空泡份額較小，而出口處空泡份額較大。由于瞬態(tài)計(jì)算，初始時(shí)刻計(jì)算的不穩(wěn)定導(dǎo)致t=1 s時(shí)刻曲線的波動(dòng)。之后隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，該曲線幾乎平行向右移動(dòng)。

通過圖13對(duì)比數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)工況1中不同時(shí)刻壁面熱流密度在豎直方向上分布可以發(fā)現(xiàn)，在軸向不同位置壁面熱流密度在(0.4-6.5)×105W·m-2變化。隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，熱流密度的最高點(diǎn)隨著驟冷前沿的推進(jìn)逐漸向流道頂部移動(dòng)。

圖14是t=11 s時(shí)水平方向的平均空泡份額分布和壁面熱流密度分布，通過對(duì)比圖11可以發(fā)現(xiàn)壁面熱流密度最大處的空泡份額約為0.3。

圖12 空泡份額隨時(shí)間變化分布Fig.12 Volume fraction variance with time.

圖13 壁面熱流密度隨時(shí)間變化分布Fig.13 Heat flux density variance with time.

圖14 11 s時(shí)刻空泡份額與壁面熱流密度分布Fig.14 Volume fraction and heat flux density distributions in t=11 s.

5 結(jié)語

本文通過矩形窄通道再淹沒現(xiàn)象實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究得到如下結(jié)論：CFD方法在預(yù)測(cè)再淹沒現(xiàn)象中得到的壁面溫度變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)值一致。但數(shù)值模擬中對(duì)壁面換熱和再潤(rùn)濕溫度的估計(jì)要小于實(shí)驗(yàn)值。這可能是矩形窄通道中再淹沒過程中壁面氣泡生成對(duì)換熱的阻礙較大，而數(shù)值計(jì)算中難以模擬這一現(xiàn)象。實(shí)驗(yàn)過程發(fā)現(xiàn)壁面溫度增高，驟冷前沿推進(jìn)速度降低，再潤(rùn)濕溫度升高。入口流速減小，驟冷前沿推進(jìn)速度降低，再潤(rùn)濕溫度不變。數(shù)值模擬可知流道空泡份額與壁面熱流密度分布曲線隨時(shí)間的增長(zhǎng)，不斷向流道頂部移動(dòng)，在壁面熱流密度最大時(shí)空泡份額約為0.3。

通過本研究得到了驟冷前沿推進(jìn)速度與再潤(rùn)濕溫度的數(shù)值。這些實(shí)驗(yàn)值將應(yīng)用于計(jì)算板式元件反應(yīng)堆大破口事故情形下再淹沒時(shí)間及包殼溫度，為提高計(jì)算準(zhǔn)確性打下基礎(chǔ)。

后續(xù)的研究將會(huì)嘗試改變RPI模型中一些子模型，從而更加準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)再淹沒過程。

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Experimental investigation and CFD simulation of reflooding
in narrow rectangle channel

JI Jianye1XU Wei1CHAI Xiang1LIU Xiaojing1ZENG Wei2
1(Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)
2(Nuclear Power Institute of China, Chengdu 610041, China)

Background:Reflooding phenomenon plays an important role in nuclear reactor accident. During reflooding phase, the water level will rise from the bottom to the top with quenching the hot fuel rods, which is the most important phase to guarantee the integrity of cladding. Purpose: The aim is to predict the heat transfer in reflooding phenomenon and to investigate the initial conditions effect on the temperature variance. Methods: The experiments and numerical method were carried out to obtain the temperature variance. The THERMAL facility was built and the computational fluid dynamics (CFD) software CFX was used during the study. Results: The experiment data shows that the wall initial temperature has a big influence on the quench velocity and rewet temperature. After the comparison with the numerical simulation, the numerical model was validated. Through the numerical simulation, the relationship between inlet velocity and wall temperature was received. Conclusion: It can be concluded that the CFD method can be used to predict the heat transfer in reflooding phenomenon. And some of the heat transfer models need to be improved to improve the accuracy.

Two fluid model, Reflooding, Rectangle channel, Fluid solid coupled

JI Jianye, male, born in 1991, graduated from Harbin Engineering University in 2014, master student, focusing on two phase flow and heat transfer

LIU Xiaojing, E-mail: xiaojingliu@sjtu.edu.cn

TL3

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.010601

No.11275178)資助

姬建業(yè)，男，1991年出生，2014畢業(yè)于哈爾濱工程大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，研究領(lǐng)域?yàn)閮上嗔鲃?dòng)與傳熱

劉曉晶，E-mail: xiaojingliu@sjtu.edu.cn

2016-11-01，

2016-11-28

Supported by National Natural Science Foundation of China (No.11275178)

Received date: 2016-11-01, accepted date: 2016-11-28