燃料組件5×5格架多跨模型CFD模擬方法研究

晁嫣萌，楊立新，龐錚錚，張玉相

(1.北京交通大學(xué) 機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了流體攪混，強化燃料棒間的流體紊流脈動，誘導(dǎo)橫向速度，進而增強換熱；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)自主知識產(chǎn)權(quán)的燃料組件需深入了解定位格架對熱工水力特性的影響，相比于周期長、費用高的試驗研究，CFD模擬是一可安全、快速地進行大量設(shè)計對比分析的研究方法，所以應(yīng)用CFD進行燃料組件內(nèi)定位格架對流動傳熱特性的影響分析具有重要的工程價值和意義。

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峰值點溫度來預(yù)測格架DNB性能，通過與試驗結(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。美國西屋公司Smith等[3]將CFD方法作為研究PWR燃料棒束內(nèi)流動和溫度分布的一種工具，通過模擬結(jié)果與實驗的比較，驗證了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)計中。國內(nèi)外采用數(shù)值方法研究格架對堆芯熱工水力性能的影響雖已取得了很大進展,但目前CFD研究大都對格架條帶上的彈簧剛突進行了完全簡化[3-8]，或僅對單跨格架模型進行了模擬[9-10]，無法有效地對格架在整個燃料組件中的位置設(shè)計提供參考。

本文進行某典型燃料組件5×5格架模型詳細的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5×5格架單跨模型，對比分析彈簧剛突對攪混特性及壓降的影響，并采用簡化彈簧剛突5×5格架實現(xiàn)包括11層格架的多跨模型計算，旨在為更好地實現(xiàn)多跨格架模型CFD模擬、更有效地利用格架CFD分析結(jié)果以及對整體組件中格架放置位置的設(shè)計和提高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計算結(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。實際過程中幾何模型簡化與網(wǎng)格劃分通常需進行幾次反復(fù)。對于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。如果簡化為點接觸或線接觸形式，接觸位置會出現(xiàn)非常細小和尖銳的面結(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；同時刪除原條帶上的一些定位孔等不影響流動特性的微小結(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計算域幾何模型。單跨計算包括兩個幾何模型，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。單跨模型計算域起始點為格架上游50 mm處；終點為格架下游572 mm處。多跨模型中包括6個攪混格架、3個跨間小格架以及2個端部格架。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計算能否實現(xiàn)以及計算準(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，對計算結(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)置控制流動域內(nèi)網(wǎng)格大小。其他兩個區(qū)域網(wǎng)格通過中間區(qū)域網(wǎng)格生成后的兩個端面的網(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格架上下表面10 mm位置，11層格架除去出口共有21個交界面。為使交界面上的網(wǎng)格節(jié)點對應(yīng)一致，先生成第1個含格架的四面體網(wǎng)格區(qū)域，進行網(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)格材料點應(yīng)取相同名稱以便合并網(wǎng)格后僅有1個計算域。四面體網(wǎng)格尺寸控制與單跨模型相同，拉伸網(wǎng)格時節(jié)點分布設(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、出口壓降變化為參考物理量進行了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。在同一工況下進行了計算，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比。

表1 網(wǎng)格統(tǒng)計信息

表2 網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置

圖7 不同算例壓降對比

通過對比算例3、6和7，發(fā)現(xiàn)四面體網(wǎng)格總數(shù)增加33%時，壓降僅改變0.1%，可認為在算例3網(wǎng)格基礎(chǔ)上再增加四面體網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果影響不大；通過對比算例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)和高度對計算結(jié)果影響更大，且求解采用二階差分格式后，網(wǎng)格絕對數(shù)量對計算結(jié)果的影響較小，算例3、6和7的對比很好地驗證了這點。

綜合考慮計算機速度和精度要求，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，從而進一步降低了網(wǎng)格因素對進行多個CFD結(jié)果對比研究時的影響。

3 計算模型

計算域內(nèi)為單相不可壓縮湍流流動傳熱，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)，進行工程計算時建議按變物性計算，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)。計算域外壁面采用旋轉(zhuǎn)周期對稱邊界條件，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方向熱流密度分布按嶺澳核電站運行的一組典型工況給出，詳細的邊界條件設(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核并行計算，多跨模型計算內(nèi)存要求24G以上。求解設(shè)置選用自動物理時間步長，并在求解過程中進行調(diào)整，以使計算在200個計算迭代步內(nèi)各物理量殘差下降3.5個量級以上，同時建立的兩個物理量監(jiān)測點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

計算模型的z軸為軸向流動方向。設(shè)攪混翼尖部位置為z坐標(biāo)0點，對單跨的兩個模型分別取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速度，流體經(jīng)過格架攪混翼時(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較大，兩個模型速度分布形式相同，說明彈簧剛突的存在強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。因僅選取了5×5格架，且對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個典型位置燃料棒的環(huán)繞子通道，如圖10中所標(biāo)示：計算域左上角和中心儀表導(dǎo)向管左上角3根燃料棒。對每個子通道沿流動方向分別做100個橫截面，計算每個截面上橫向速度平均值與該截面絕對速度平均值的比值(該工作可通過CFX-POST軟件編程實現(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號子通道曲線對比，受邊界條件和邊條帶簡化影響，1號子通道橫向流強度明顯較2號的小，彈簧剛突在格架內(nèi)造成的橫向流強度約為主流速度的5%，但經(jīng)過格架后，攪混翼產(chǎn)生更強的橫向流動，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號子通道曲線對比，兩個通道橫向速度強度和發(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，攪混翼引起的橫向速度強度為主流速度的20%以上，至下游50倍的棒束直徑后，2～4號子通道內(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比

與子通道類似的方式截取100個5×5通道橫截面，分別計算每個截面上的橫向速度平均值、壓力平均值及Nu平均值，Nu計算時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，相對于子通道，平均橫向攪混強度明顯偏小，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Nu較無彈簧剛突模型Nu高8%左右，彈簧剛突結(jié)構(gòu)加強了橫向流動，因此強化了燃料棒表面的傳熱系數(shù)，從強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，因兩個模型計算時出口均是相對壓力為0的邊界條件，進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)，可起到局部強化換熱作用，對提高燃料組件DNB性能有利，計算得到的高溫度區(qū)域與經(jīng)驗位置一致。

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，可得到流量變化對壓降、Nu和溫升的影響。由圖14a可知，兩個攪混格架間的小格架增強了橫向速度，使橫向速度在兩個攪混格架間保持較高水平值；流量的變化對橫向流強度無影響。由圖14b可知，經(jīng)過格架的壓降損失大于對應(yīng)距離的棒束通道壓降損失，3個小格架的存在增加了壓降損失；當(dāng)流量增加15%時，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)流體橫向流動形態(tài)，進行格架攪混翼優(yōu)化設(shè)計時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算值大40%，同時強化了橫向流強度，使平均Nu提高8%。在進行燃料組件壓降和換熱設(shè)計時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) 多跨模型計算結(jié)果驗證了小格架強化換熱的效果，多跨模型CFD模擬的實現(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)計提供了技術(shù)支撐，同時為提高燃料組件DNB性能設(shè)計提供了有效的分析方法。

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