蔡偉華，韋徵圣，李石磊，張文超,*，侯延棟,*

(1.東北電力大學(xué) 熱流科學(xué)與核工程實(shí)驗(yàn)室，吉林 吉林 132012；2.中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518031)

核能是安全、低碳、高功率密度的清潔能源。為了提高核能的經(jīng)濟(jì)性，適應(yīng)越來越高的核安全標(biāo)準(zhǔn)，提高壓水堆設(shè)計(jì)功率密度是優(yōu)化反應(yīng)堆設(shè)計(jì)的重要途徑，通過改進(jìn)燃料棒幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)高性能燃料棒成為反應(yīng)堆領(lǐng)域的一個(gè)主要研究方向。近年來提出了一些新型燃料元件，如繞絲型燃料元件、環(huán)形燃料元件和球形燃料元件等，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)新型燃料元件開展了大量的研究，其中，一種截面為花瓣形的新型燃料元件因其優(yōu)異的熱工水力性能而受到學(xué)者關(guān)注?；ò晷稳剂显钤缬商K聯(lián)提出，相較于傳統(tǒng)圓棒形燃料元件，花瓣形燃料元件具有以下優(yōu)點(diǎn)[1]：1) 具有較大的表面積-體積比，可增加冷卻面積、降低平均熱流；2) 螺旋結(jié)構(gòu)可增強(qiáng)通道內(nèi)冷卻劑的交混程度；3) 自支撐結(jié)構(gòu)可降低通道間阻力，簡化堆芯結(jié)構(gòu)。目前，針對(duì)花瓣形燃料棒束組件內(nèi)流動(dòng)與換熱特性，國內(nèi)外學(xué)者已展開了相關(guān)研究。Nikolai等[2]分析討論了氦冷快堆中花瓣形燃料棒的應(yīng)用。Ageenkov等[3]研究了花瓣形燃料棒在高通量束流反應(yīng)堆PIK和SM-3中的應(yīng)用，確定了基本幾何參數(shù)和質(zhì)量參數(shù)。Diakov等[4]開發(fā)了基于俄羅斯核動(dòng)力破冰船KLT-40核反應(yīng)堆堆芯的計(jì)算模型，模擬了具有花瓣形燃料棒的堆芯中子學(xué)行為，分析其在核破冰船中的應(yīng)用。Bol′shakov等[5]對(duì)7根花瓣形燃料棒組件進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)燃料組件相比，通道壓降基本相等，表面臨界熱流密度更高。美國麻省理工學(xué)院(MIT)和美國光橋公司(Lightbridge)對(duì)花瓣形燃料組件進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究[6-8]，探究了花瓣形燃料組件提升壓水堆和沸水堆功率密度的可行性。Shirvan等[9]針對(duì)4×4花瓣形燃料組件開展了數(shù)值研究，并與麻省理工學(xué)院的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)在壓水堆和沸水堆條件下的總壓降比實(shí)驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算值高10%左右。Shirvan[10]的研究表明，將花瓣形燃料棒替換至現(xiàn)役壓水堆中，最大功率提升可達(dá)25%。張琦等[11]采用空氣作為冷卻劑開展了5×5花瓣形燃料組件內(nèi)流動(dòng)與換熱特性數(shù)值研究，研究結(jié)果表明，在低速范圍內(nèi)燃料螺旋節(jié)距對(duì)流動(dòng)阻力影響較小，在整個(gè)流速范圍內(nèi)對(duì)換熱效果影響顯著。鄒旭毛等[12]采用水作為冷卻劑對(duì)花瓣形燃料組件內(nèi)的流動(dòng)換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，探究了三維流場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布特性，分析了燃料棒螺旋節(jié)距和主流速度對(duì)流動(dòng)與換熱的影響。張琦等[13]開展了5×5花瓣形燃料組件內(nèi)熱工水力實(shí)驗(yàn)，測(cè)量了組件內(nèi)的沿程壓降和各子通道內(nèi)的水溫分布，獲得了該組件的摩擦系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式和交混系數(shù)。

從上述研究可知，花瓣形燃料組件流動(dòng)與換熱性能優(yōu)于傳統(tǒng)格架式棒束組件，但國內(nèi)外相關(guān)研究對(duì)于花瓣形燃料組件棒束通道內(nèi)流動(dòng)與換熱特性的機(jī)理認(rèn)識(shí)還不深，相關(guān)研究也較少。近年來利用CFD方法對(duì)高保真燃料組件進(jìn)行模擬，獲取組件內(nèi)詳細(xì)三維流動(dòng)與傳熱特性，進(jìn)而針對(duì)組件結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化成為核工程研究的一個(gè)重要手段[14-16]。因此，本文通過數(shù)值模擬方法，對(duì)5×5花瓣形燃料組件進(jìn)行研究，分析組件內(nèi)的三維流動(dòng)與換熱特性。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

本文研究的燃料組件由截面為正方形的外套管與其中呈矩形排列的25根花瓣形燃料棒組成，如圖1所示。其中，花瓣形燃料棒外切圓直徑為D，內(nèi)凹弧面半徑為R，外凸弧面半徑為R/2，外切圓直徑與內(nèi)凹弧面半徑之比D/R=5.147，連接外凸弧面與內(nèi)凹弧面的伸展部分長度之比D/h為8.974，組件外套矩形管邊長為L，L/D=5.357，燃料棒螺旋節(jié)距為H。

圖1 花瓣形燃料組件幾何結(jié)構(gòu)

由于實(shí)際情況中燃料棒束由各燃料棒間外凸弧面的點(diǎn)接觸形成自支撐結(jié)構(gòu)，實(shí)際網(wǎng)格劃分中存在一定困難，故更改原有緊密排列方式，增加相鄰燃料棒的間距以消除點(diǎn)接觸，使網(wǎng)格可以更好地嵌入相鄰燃料棒間。為探究棒間距對(duì)組件流場(chǎng)的影響，選取0.5d、d、1.5d(d=0.5 mm)3種棒間距，建立對(duì)應(yīng)的組件模型并使用相同的邊界條件、湍流模型進(jìn)行計(jì)算，組件軸向中心處溫度場(chǎng)如圖2所示。由圖2可看出：不同棒間距組件的中心燃料棒周圍溫度場(chǎng)分布一致，內(nèi)凹弧處溫度高于外凸弧處溫度；對(duì)于冷卻劑流場(chǎng)，以間距d為基準(zhǔn)，各子通道平均溫度相對(duì)誤差分別為σ0.5d=0.07%、σ1.5d=0.14%。綜合考慮網(wǎng)格劃分等因素后，選取間距d作為后續(xù)幾何模型的基準(zhǔn)，增加間距后相鄰燃料棒中心距離為P，P=D+d。

圖2 燃料棒間距對(duì)組件溫度場(chǎng)的影響

1.2 數(shù)值模型

1.2.1導(dǎo)熱模型 對(duì)于固體域，采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算，導(dǎo)熱方程可用下式表示：

(1)

(2)

式中：Qv為體積熱源；λs為固體熱導(dǎo)率；Ts為固體溫度。

1.2.2流固共軛傳熱模型 流體與固體之間的傳熱主要通過流固交界面進(jìn)行傳遞，在交界面處流體和固體的熱流密度、溫度具有連續(xù)性。

ql|interface=qs|interface

(3)

Tl|interface=Ts|interface

(4)

式中：ql|interface和qs|interface為交界面上流體域和固體域的熱流密度；Tl|interface和Ts|interface為交界面上流體和固體的溫度。

1.2.3湍流模型驗(yàn)證 本文根據(jù)MIT單相壓降實(shí)驗(yàn)[7]中的花瓣形燃料棒實(shí)驗(yàn)件，建立尺寸一致的幾何模型，在此基礎(chǔ)上分別對(duì)Realizablek-ε模型、Standardk-ω模型和SSTk-ω模型進(jìn)行敏感性分析，將阻力系數(shù)f計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。由圖3可看出，在選取雷諾數(shù)范圍內(nèi)，SSTk-ω模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差均在5%以內(nèi)，最大、最小相對(duì)誤差分別為4.6%和0.41%；Realizablek-ε模型和Standardk-ω模型的最大相對(duì)誤差分別為21.7%和16.1%，最小相對(duì)誤差分別為4.1%和3.3%。因此，選取SSTk-ω模型作為后續(xù)的湍流模型進(jìn)行計(jì)算。

圖3 花瓣形燃料組件阻力系數(shù)變化

1.3 網(wǎng)格劃分

本研究使用STAR-CCM+中的多面體網(wǎng)格對(duì)組件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。燃料棒采用二維網(wǎng)格沿軸向旋轉(zhuǎn)拉伸方式生成網(wǎng)格，可有效減少網(wǎng)格數(shù)量。燃料棒與通道交界面處設(shè)置邊界層，首層網(wǎng)格高度為0.001 mm，近壁面區(qū)共設(shè)置10層網(wǎng)格。

圖4示出5×5花瓣形燃料組件的網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格質(zhì)量均在0.5以上。通過調(diào)整網(wǎng)格最大、最小尺寸及網(wǎng)格增長率，劃分出5套不同數(shù)量的網(wǎng)格以完成網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，如圖5所示。隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，進(jìn)出口溫差及壓差增加，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到3 700萬之后，溫差和壓差隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加趨于平緩，故選用網(wǎng)格數(shù)量為3 700萬的網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值分析。

圖4 5×5花瓣形燃料組件網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格細(xì)節(jié)

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

1.4 邊界條件

針對(duì)組件流道、燃料棒建立不同的計(jì)算域，參考AP1000壓水堆的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，組件系統(tǒng)壓力為15.5 MPa，組件流道內(nèi)冷卻劑設(shè)置為去離子水，物性參數(shù)根據(jù)IAPWS-IF97關(guān)系式確定，密度、定壓比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力黏度等均隨溫度變化而變化。燃料棒材質(zhì)根據(jù)光橋公司推薦的鈾-鋯合金(U-Zr合金)進(jìn)行設(shè)置，物性參數(shù)根據(jù)Fedorov等[17]給出的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行關(guān)聯(lián)式擬合并導(dǎo)入STAR-CCM+中。燃料棒區(qū)域和組件通道區(qū)域交界面使用interface連接進(jìn)行耦合求解，組件外壁面設(shè)置為絕熱、無滑移壁面。入口設(shè)置為速度入口，入口溫度為565.55 K；出口設(shè)置為壓力出口。光橋公司發(fā)表的文獻(xiàn)[8]中稱，將花瓣形燃料棒替換至現(xiàn)役壓水堆中，可提升17%的功率輸出，故將花瓣形燃料棒體積釋熱率設(shè)置為AP1000壓水堆燃料棒體積釋熱率的1.17倍，發(fā)熱方式為均勻加熱。表1列出模型結(jié)構(gòu)參數(shù)及數(shù)值模擬邊界條件。

表1 模型結(jié)構(gòu)參數(shù)及數(shù)值模擬邊界條件

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

根據(jù)流道結(jié)構(gòu)可將冷卻劑流動(dòng)區(qū)域分為中心子通道、邊子通道和角子通道。為便于模型對(duì)比及參數(shù)分析，分別沿燃料組件軸向和徑向選取7個(gè)截面，沿各子通道中心處取1條直線，截面和點(diǎn)的位置如圖6所示。圖6中，z為軸向距離。

2.1 速度場(chǎng)分析

圖7示出表1中工況5軸向不同高度截面(圖6中Plane4～Plane7)上徑向速度分布云圖。由圖7可看出：燃料棒表面附近存在較強(qiáng)的二次流動(dòng)，二次流速度最大值位置出現(xiàn)在Plane6的燃料棒表面內(nèi)凹弧處附近，最大值為0.1 m/s；在燃料棒兩個(gè)相鄰?fù)馔够￠g的區(qū)域內(nèi)(圖7中標(biāo)記為1處)二次流速度較低，平均值為0.03 m/s。在相鄰4根燃料棒所圍成的子通道的中心區(qū)域內(nèi)(圖7中標(biāo)記為2處)，二次流速度最低，平均值為0.01 m/s，這主要是因?yàn)樵搮^(qū)域距離燃料棒相對(duì)較遠(yuǎn)，受燃料棒螺旋的影響也就相對(duì)較小。隨著流體的流動(dòng)，單個(gè)燃料棒表面附近流體的二次流速度變化并不明顯，但是由于燃料棒的扭轉(zhuǎn)，相鄰燃料棒表面之間的距離(下稱棒間隙)逐漸增大，相鄰子通道之間的交混作用在螺旋結(jié)構(gòu)的影響下逐漸增強(qiáng)。定義不同高度處燃料棒截面形狀與入口處燃料棒截面形狀之間的旋轉(zhuǎn)角度為相對(duì)角度，圖7中Plane4對(duì)應(yīng)相對(duì)角度為0°時(shí)，棒間隙最小，Plane7對(duì)應(yīng)相對(duì)角度為45°時(shí)，棒間隙最大。在整個(gè)棒束長度內(nèi)，隨著燃料棒的扭轉(zhuǎn)，棒間隙呈周期性變化。由相對(duì)角度0°增加到45°的過程，是棒間隙增大的過程。之后，相對(duì)角度由45°增加到90°的過程，是棒間隙減小的過程，如此每90°形成1個(gè)變化周期。受棒間隙周期性變化的影響，相鄰子通道之間交混作用的強(qiáng)度也會(huì)呈周期性變化。

圖6 截面和點(diǎn)位置示意圖

圖7 不同高度截面二次流速度分布云圖

圖8示出相同節(jié)距、不同入口流速(工況1～4)燃料組件徑向上截面Plane5二次流速度分布云圖及局部子通道速度矢量圖。圖9示出Plane4不同入口流速的截面二次流速度。由圖8可看出，入口流速從1.25 m/s增大至3 m/s的過程中，燃料棒近壁面處二次流速度逐漸增大，且截面平均二次流速度也不斷提高，由圖9可看出，截面二次流速度平均值從0.022 m/s增大至0.056 m/s，截面二次流速度隨入口流速的增大而增大，二次流速度最大值出現(xiàn)在燃料棒近壁面區(qū)域，隨流速的增大，最大值從0.048 m/s增大至0.115 m/s，二次流速度隨入口流速的增大呈線性增長；二次流速度較低區(qū)域呈“十字”型分布，該區(qū)域的形狀由各燃料棒間相對(duì)角度所決定，二次流速度最小值出現(xiàn)在子通道中心處。流體流過燃料棒表面，受到燃料棒自身的扭轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)影響，近燃料棒壁面處的流體擾動(dòng)增大，產(chǎn)生二次流，有利于子通道內(nèi)和各子通道間的流體交混。從局部速度矢量圖可看出，由于燃料棒扭轉(zhuǎn)方向?yàn)槟鏁r(shí)針，近燃料棒壁面處速度矢量均為逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)；在相鄰燃料棒的棒間隙內(nèi)，會(huì)同時(shí)出現(xiàn)流動(dòng)方向相反的兩個(gè)區(qū)域，造成間隙內(nèi)流體徑向速度較低，二次流速度較低，造成這種現(xiàn)象的主要原因是，在間隙處，相鄰燃料棒的螺旋方向正好相反；相鄰4根燃料棒所圍成的子通道由于燃料棒的共同影響，形成順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的二次流，且二次流速度隨遠(yuǎn)離燃料棒距離增大而減小。

圖8 不同入口流速Plane5上二次流速度分布云圖及局部子通道速度矢量圖

圖9 不同入口流速的截面二次流速度

圖10示出相同入口流速、不同螺旋節(jié)距(工況5～7)燃料組件徑向截面Plane5二次流速度分布云圖及局部子通道速度矢量圖。圖11示出Plane4不同螺旋節(jié)距的截面二次流速度。由圖10可看出，隨螺旋節(jié)距從H=250 mm增加至H=1 000 mm，燃料棒近壁面處二次流速度不斷減弱，截面平均二次流速度也逐漸減小，由圖11可看到，截面平均二次流速度從0.101 m/s逐漸減小至0.022 m/s，截面二次流速度最大值從0.909 m/s減小至0.049 m/s，各子通道區(qū)域由于遠(yuǎn)離壁面，受到的燃料棒結(jié)構(gòu)的影響較小，故二次流速度較小。由此可知，螺旋節(jié)距減小，流體沿軸向流動(dòng)時(shí)受到的擾動(dòng)變大，交混程度提高，有利于帶走燃料棒表面的熱量，使流體溫度分布更均勻。

圖10 不同螺旋節(jié)距Plane5上二次流速度分布云圖及局部子通道速度矢量圖

圖11 不同螺旋節(jié)距的截面二次流速度

2.2 溫度場(chǎng)分析

冷卻劑沿燃料棒束軸向各截面Plane1～3上的溫度分布云圖如圖12所示。由圖12可看出，由于燃料棒自身扭轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)的存在，流體交混程度增加，各子通道內(nèi)部溫度分布均勻。流體自下而上流動(dòng)的過程中，隨著棒間隙逐漸增大，各子通道間的溫度分布趨于均勻，隨著棒間隙逐漸減小，各子通道間溫度分布又趨于獨(dú)立，間隙處溫度高于子通道中心區(qū)域溫度?？拷匦瓮ǖ辣诿嫣幍腜lane3有局部熱點(diǎn)的出現(xiàn)，而Plane1和Plane2溫度分布較均勻，沒有局部熱點(diǎn)出現(xiàn)。

圖12 燃料棒束軸向各截面Plane1～3溫度分布云圖

圖13示出不同流速和不同螺旋節(jié)距軸向截面Plane1的溫度分布云圖。由圖13a可看出，冷卻劑自下而上流動(dòng)的過程中，入口流速越低，流體出口溫度越高，溫度分布越不均勻。由圖13b可看出，燃料棒節(jié)距從H=250 mm增大至H=∞，流體出口溫度基本不變，為568.62 K左右，各子通道間流體溫度分布均勻程度呈周期性變化，這與燃料棒的扭轉(zhuǎn)周期一致。

a——不同入口流速下溫度分布；b——不同螺旋節(jié)距下溫度分布

圖14示出工況5燃料棒表面溫度和軸向截面溫度分布云圖。由圖14可看出，燃料棒束表面溫度沿流動(dòng)方向呈螺旋狀分布，燃料棒外凸弧區(qū)域溫度低于內(nèi)凹弧區(qū)域，且沿流動(dòng)方向外凸弧區(qū)域溫度升高速度低于內(nèi)凹弧區(qū)域。從軸向截面溫度分布云圖可看出，燃料棒外凸弧區(qū)域溫度顯著低于燃料棒中心溫度，在外凸弧處低溫區(qū)呈偏心分布，沿燃料棒扭轉(zhuǎn)方向(逆時(shí)針)溫度逐漸降低。在不同截面處燃料棒內(nèi)部溫度分布規(guī)律基本一致。造成這種現(xiàn)象的原因是外凸弧處相對(duì)于內(nèi)凹弧處散熱面積更大，外凸弧區(qū)域遠(yuǎn)離燃料棒中心，且流體沿軸向流動(dòng)的過程中在內(nèi)凹弧處流體速度降低，致使該處熱量難以被流體帶走，造成內(nèi)凹弧處溫度沿流動(dòng)方向上升速度快于外凸弧處。

圖14 燃料棒表面溫度和軸向截面溫度分布云圖

圖15示出不同入口流速時(shí)中心燃料棒在z=0.25 m(Plane4)處表面溫度和表面努塞爾數(shù)沿圓周方向的變化。由圖15可知，燃料棒表面溫度沿周向呈周期性變化，周期數(shù)與燃料棒外凸弧個(gè)數(shù)相同，最高溫度與最低溫度分別出現(xiàn)在內(nèi)凹弧部分和外凸弧部分周向角較小處。由圖15b可看出，入口流速從1.25 m/s增大到3.0 m/s的過程中，燃料棒表面最大溫度從582.4 K降低到574.4 K，表面溫差ΔT從9.2 K下降至5.7 K，燃料棒表面平均溫度降低，表面溫差也減小。由圖15c可看出，表面努塞爾數(shù)沿周向也呈周期性分布，分布規(guī)律與溫度一致；外凸弧部分努塞爾數(shù)高于內(nèi)凹弧部分，最大值和最小值出現(xiàn)位置與溫度分布相反，隨入口流速的增大，努塞爾數(shù)最大值和最小值的差值也逐漸減小。

a——周向角度定義；b——周向溫度分布；c——周向努塞爾數(shù)分布

不同軸向位置處冷卻劑溫度分布云圖如圖16所示，同一截面上的流體溫度分布不均勻，近壁面處流體溫度顯著高于子通道中心位置的流體溫度。隨著流體沿軸向流動(dòng)，外凸弧部分周向角較大處溫度的升高速率要高于周向角較小處的升高速率，這是由于相鄰兩個(gè)外凸弧之間的流體在流經(jīng)周向角更大的外凸弧時(shí)，流動(dòng)阻力增大，停留的時(shí)間更長，吸收的熱量更多，故溫度升高速率更大。在不同軸向截面處，燃料棒近內(nèi)凹弧區(qū)域的水溫均高于子通道中心區(qū)域的水溫，主要是因?yàn)榍罢叩奈恢镁嚯x燃料棒表面更近。

圖16 不同軸向位置處冷卻劑溫度分布云圖

2.3 換熱系數(shù)分析

圖17示出不同流速下燃料棒束沿程換熱系數(shù)的變化。在同一入口流速下，由于入口效應(yīng)的影響，在入口處換熱系數(shù)較高。隨著流體流動(dòng)，入口效應(yīng)的影響逐漸減小，換熱系數(shù)也逐漸降低；當(dāng)流體流過一定距離后，局部換熱系數(shù)逐漸平穩(wěn)。當(dāng)流體沿軸向繼續(xù)流動(dòng)，換熱系數(shù)偶有波動(dòng)但總體趨勢(shì)平穩(wěn)。隨著入口流速的增加，沿程換熱系數(shù)逐漸增大，換熱得到了增強(qiáng)。因此，通過增加入口流速可增強(qiáng)棒束表面的換熱性能以及棒束內(nèi)的流動(dòng)交混，降低燃料棒表面的溫度和周向溫度分布的不均勻性。

圖17 不同入口流速下燃料棒束沿程換熱系數(shù)變化

圖18示出不同螺旋節(jié)距下燃料棒束沿程換熱系數(shù)的變化，在同一節(jié)距下，由于入口效應(yīng)的影響，在入口處換熱系數(shù)較高。隨著流體流動(dòng)，入口效應(yīng)的影響逐漸減小，換熱系數(shù)也逐漸降低，與同一入口流速的變化趨勢(shì)一致；節(jié)距為H=250 mm的沿程換熱系數(shù)最高，隨著螺旋節(jié)距的增大，沿程換熱系數(shù)不斷減小，但節(jié)距為H=∞的沿程換熱系數(shù)與H=750 mm的換熱系數(shù)相近，且高于節(jié)距為H=1 000 mm的換熱系數(shù)。因此，增加燃料棒的螺旋節(jié)距會(huì)降低燃料棒束的換熱性能，螺旋節(jié)距大于等于H=750 mm時(shí)，燃料棒束的換熱性能與無扭轉(zhuǎn)的燃料棒(H=∞)相差不大，甚至更低。

圖18 不同螺旋節(jié)距下燃料棒束沿程換熱系數(shù)變化

3 結(jié)論

本文針對(duì)5×5花瓣形燃料組件開展單相流動(dòng)與換熱特性數(shù)值模擬，獲取速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、換熱系數(shù)等熱工參數(shù)，分析速度(即雷諾數(shù))和幾何參數(shù)對(duì)棒束組件流動(dòng)換熱特性的影響，得到如下結(jié)論。

1) 花瓣形燃料棒自身的螺旋結(jié)構(gòu)可增強(qiáng)冷卻劑在棒束間的橫向流動(dòng)，近燃料棒壁面區(qū)域的二次流速度與燃料棒自身結(jié)構(gòu)相關(guān)，內(nèi)凹弧區(qū)二次流速度高于外凸弧區(qū)；子通道中心區(qū)域由于遠(yuǎn)離燃料棒壁面，二次流速度很低。

2) 在同一高度處，燃料棒表面溫度和努塞爾數(shù)沿周向呈周期性變化，周期數(shù)與花瓣數(shù)一致，且內(nèi)凹弧處的溫度要明顯大于外凸弧處的溫度。隨著冷卻劑沿軸向不斷流動(dòng)，外凸弧部分周向角較大一側(cè)水溫的升高速率要高于較小一側(cè)的升高速率。

3) 換熱系數(shù)沿流動(dòng)方向先降低，之后逐漸平穩(wěn)；隨著入口流速的增加，棒束表面的換熱性能及棒束內(nèi)的流動(dòng)交混逐漸增強(qiáng)，燃料棒表面溫度沿軸向和周向分布的不均勻性逐漸降低，燃料棒束沿程換熱系數(shù)增大。

4) 螺旋節(jié)距不同，沿程換熱系數(shù)也不同，燃料棒束沿程換熱系數(shù)隨節(jié)距的增大而減小，當(dāng)節(jié)距H大于750 mm后，燃料棒束換熱系數(shù)與無扭轉(zhuǎn)的燃料棒(H=∞)相差不大，甚至更低。