全結構的5×5定位格架及棒束通道的三維流場分析*

張小英 孫慶友 喬磊 盧冬華 文青龍

(1.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州510640;2.中科華核電技術研究院有限公司，廣東 深圳518026)

燃料組件是核反應堆堆芯的重要結構，它對堆芯中流體流動及熱量的傳輸有重要影響，而定位格架是燃料組件的關鍵部件.在燃料組件中，定位格架不僅起到定位和固定支撐的作用，同時能夠加強攪混而增強傳熱，有效降低堆芯中熱通道的溫度，改善堆芯燃料組件的熱工水力性能.

針對定位格架燃料組件的熱工水力特性研究，一直是國內外堆芯燃料組件設計關心的重要問題.由于定位格架的幾何形狀非常復雜，特別是攪混翼對格架流場的影響非常大，因此目前國內外的文獻主要研究帶攪混翼的定位格架下游棒束通道的流動.文獻［1］中采用CFD 方法研究湍流模型，對只有攪混翼的5 ×5 定位格架棒束通道下游的對流換熱系數(shù)的影響，提出SST k-ω 模型為最優(yōu)的近壁區(qū)湍流模型;文獻［2］中采用STAR-CD 程序計算了一個5 ×5 棒束組件Benchmark 定位格架下游的流場，文獻［3］中采用CFX 程序計算一個只有攪混翼的5 ×5棒束組件，定位格架下游的軸流速度和壓力;文獻［4］中采用STAR-CD 程序計算高溫高壓的5 ×5棒束通道，定位格架下游的橫流與軸流速度，及偏離泡核沸騰點DNB 的位置.文獻［5-8］中用CFX 程序計算了只有攪混翼的2 ×2 定位格架棒束組件的流場，得到格架上游和下游若干橫截面的軸流速度和橫流速度.文獻［9-10］中用CFX 程序計算了一個5 ×5棒束組件定位格架上、下游若干橫截面上的橫流與軸流速度，文獻［11］中采用Fluent 程序和四通道模型研究全尺寸定位格架棒束通道的流動與傳熱特性.

當前國內外針對定位格架流場的研究大都圍繞只有攪混翼的定位格架進行計算分析，而實際應用中的定位格架包括了攪混翼、剛凸及彈簧等主要零部件.而且，目前的研究主要圍繞格架下游的流場展開，對格架上游和格架中間的流場研究較少.實際上，格架入口和格架中間的流場非常復雜，這部分流場與格架下游流場的綜合特征才能為其結構設計提供全面的參考信息.并且，現(xiàn)有的研究大多關注通道內流場的速度和壓力特征，對傳熱和溫度研究不充分.為詳細地研究實際定位格架棒束通道的熱工水力特性，文中對一包含攪混翼、剛凸、彈簧和條帶的5 ×5 定位格架棒束組件Benchmark 試驗本體采用CFX 軟件，以格架前、格架中間和格架下游棒束通道的流動為研究對象，計算棒束表面有釋熱條件下各通道內的單相流動熱工參數(shù)，得到組件內流動速度、壓降及流體溫度的分布.

1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

定位格架的結構由格架基體、攪混翼、剛凸、彈簧和條帶構成.格架基體由縱橫交錯的條帶構成，條帶共有3 種類型，內條帶上均設有裝配孔，每種裝配孔裝載其對應的零部件，如圖1所示.

圖1 格架的3 種內條帶Fig.1 Three kinds of stripes in spacer grids

攪混翼是一系列裝置在格架尾沿，對通道間流動和換熱起強化作用的翼片，格架中間采用相背布置的雙翼，外延采用面向格架中心的單翼，對翼片的形狀簡化如圖2所示.剛凸和彈簧在格架中都是起著固定棒束作用的，剛凸是設置在條帶上下兩側的凸狀平頂結構，與棒束呈線狀接觸，網(wǎng)格生成時容易形成狹長網(wǎng)格，為避免這個問題，將剛凸頂部改為弧狀結構，如圖3所示.格架上安裝了單彈簧和雙彈簧，彈簧的原狀如圖4(a)、圖5(a)所示，壓緊狀態(tài)下，彈簧與棒束呈面接觸，因此將彈簧與棒束的接觸面設計為平面結構，見圖4(b)、5(b).

圖2 攪混翼片的形狀簡圖Fig.2 The size of mixing vane

圖3 剛凸的原始結構及設計結構Fig.3 Primitive and designed structures of rigid dimple

圖4 單彈簧的原始結構及設計結構Fig.4 Primitive and designed structures of single-spring

圖5 雙彈簧的原始結構及設計結構Fig.5 Primitive and designed structures of double-spring

針對文獻［6］中實驗研究采用的5 ×5 燃料組件，原試驗格架為含有攪混翼、剛凸及彈簧的完整組件，文中根據(jù)燃料組件的實際結構建立分析模型，得到完整結構的燃料組件.根據(jù)前述對格架各部分結構的設計，所得到的5 ×5 定位格架整體結構如圖6所示，該格架的外圍尺寸為63.4 mm ×63.4 mm，基體部分高度33 mm(不包括攪混翼)，燃料棒束的直徑為9.5mm，柵距12.6mm，為研究格架及其下游的流場特征，計算區(qū)域的外圍尺寸取為65 mm×65 mm ×520 mm.基于棒束及簡化的格架結構，文中采用ICEM CFD 14.0(用于計算流體力學的計算機工程制造集成程序)生成網(wǎng)格.定位格架兩側的棒束形狀規(guī)則，采用結構化網(wǎng)格;定位格架部分的幾何較為復雜，結構化網(wǎng)格難以適應，采用幾何適應性較好的非結構化網(wǎng)格.由此，文中采用混合網(wǎng)格生成的棒束及定位格架固體邊界的流場網(wǎng)格如圖7所示，得到的總網(wǎng)格數(shù)為2052809，節(jié)點數(shù)為456350.

圖6 格架整體幾何結構圖Fig.6 Entire structure scheme of spacer grid

圖7 格架處的混合網(wǎng)格Fig.7 Hybrid grid in spacer grid

2 計算條件參數(shù)及模型選擇

計算所需的條件參數(shù)包括冷卻劑的入口流速和溫度，以及計算域出口壓力.文中對完整結構燃料組件進行了試驗工況的驗證性計算和壓水堆運行工況的模擬計算.驗證性計算是冷態(tài)的，根據(jù)實驗條件選取入口流速為6.79 m/s，冷卻劑溫度為25 ℃.運行工況模擬計算考慮燃料組件棒束功率的不均勻分布，根據(jù)功率大小將棒束由內而外分為中心棒束、中間棒束、邊緣棒束，中心棒束的功率為1.0 MW/m2，中間棒束的功率為0.8 MW/m2，邊緣棒束的功率為0.7 MW/m2，由于計算域很短，所以不考慮功率的軸向變化.運行工況模擬計算的入口流速為1 m/s，入口冷卻劑溫度為320 ℃.計算域的外圍邊界和棒束、格架表面都采用無滑移速度邊界，兩次計算在計算域出口都采用壓力平衡邊界.

采用ANSYS CFX14.0 求解，湍流模型采用SST k-ω模型，該模型能夠模擬負壓力梯度下的流體分離，適用于文中研究的壁面加熱時有流體浮升的情況，求解收斂的殘差取為10-6，采用的算法為Simple 算法.

3 冷態(tài)的驗證性計算

為驗證文中對燃料組件的幾何建模及CFD 分析方法，針對文獻［6］中的燃料組件冷態(tài)試驗工況，計算定位格架下游的橫流和軸向流速.試驗的入口冷卻劑流速為6.79 m/s，溫度為25 ℃，采用激光多普勒測速儀測量格架下游各橫截面的橫流與軸流速度.相應地，文中對試驗采用的燃料組件進行了幾何建模并對流場進行了CFD 分析，對應文獻［6］的試驗數(shù)據(jù)，將圖8所示定位格架下游13、100、312和453 mm4 個橫截面上計算的橫流與軸向流速與試驗結果進行對比.截面上的橫流與軸向流速都在圖9所示的區(qū)域取值，其中橫流速度是橫截面上的合速度，研究沿區(qū)域長度的各單元區(qū)域的面積平均速度.

在所計算的冷態(tài)條件下定位格架下游的4 個橫截面上，界線I—I'的無量綱橫向流速u/U 與實測值的比較如圖10所示，其中u 為面積平均橫流速度，U 為燃料組件的入口流速，y 為計算點坐標，P為燃料棒的間距.經(jīng)比較，文中計算橫向流速的數(shù)值以及沿界線I-I'的分布都與實測結果基本符合，但計算的橫向流速較試驗結果偏小，原因可能是文中在剛突、彈簧和條帶的結構建模中采用一定簡化而引起.

圖8 各計算橫截面的位置Fig.8 Position of calculating cross sections

圖9 橫截面上的計算界面及子通道Fig.9 Computational interface and subchannel of cross section

圖10 驗證性計算燃料組件的無量綱橫向流速Fig.10 Nondimensional lateral velocity of fuel assembly in confirming calculation

沿界線I-I'的無量綱軸向流速w/U 與實測值的比較如圖11所示.經(jīng)比較定位格架下游各橫截面上，文中計算軸向流速沿界面I-I'的變化特征與實測結果一致.但是在格架尾緣截面z =13 mm 處，所計算軸向流速的變化幅度較試驗結果偏大，原因是攪混翼型面建模與實際形狀存在一定誤差所致.

圖11 驗證性計算燃料組件的無量綱軸向流速Fig.11 Nondimensional axial velocity of fuel assembly in confirming calculation

文獻［5］中還測量了燃料組件中心通道的總壓降P-Pout，Pout是燃料組件出口的壓力.對此文中也將所計算中心通道的壓降與文獻［5］的試驗值比較，如圖12所示.經(jīng)比較發(fā)現(xiàn)，文中計算的燃料組件壓降的計算值比試驗值大約低20%，主要差異在于定位格架的壓降計算值較低.原因是定位格架的形狀復雜，局部壓降難以精確計算，導致總壓降有一定誤差.

圖12 驗證性計算燃料組件中心通道的壓降Fig.12 Pressure loss of the central channel in fuel assembly in confirming calculation

4 運行工況的計算

為獲得圖7的全結構5 ×5 燃料組件在壓水堆運行工況下的水力特征，計算了工作壓力15.5 MPa、軸向和徑向不均勻功率分布、冷卻劑入口流速1 m/s、入口溫度320 ℃條件下，定位格架及其下游各子通道的流場參數(shù).為分析不同子通道的流場特征，將對圖9所示組件的4 種子通道(中心通道、中間通道、邊通道及角通道)流場參數(shù)進行對比分析.

4 個子通道中心的流體壓降沿組件高度的分布如圖13所示.圖中在定位格架的基體部分(z =-0.04 ～0 m)，受格架結構的阻滯作用，4 個子通道的流體壓力均呈直線下降.在格架的攪混翼部分(z=0 ～0.02 m)，中心通道和中間通道受到攪混翼擾流阻滯作用顯著，流體壓力繼續(xù)下降，邊通道和角通道的攪混擾流稍弱，流體壓力有所回升.在攪混翼的下游(z ＞0.02 m)，各子通道的壓力又趨于一致，沿組件高度繼續(xù)下降.

圖13 運行工況計算燃料組件子通道中心的壓降Fig.13 Pressure loss of the subchannel in fuel assembly in confirmatory calculation

4 個子通道中心的流體溫度沿組件高度的分布如圖14所示.圖中各子通道中心的流體溫度都沿高度上升，起初角通道的流體溫度上升較快，后面是中心通道的流體溫度上升更快，計算域出口中心通道流體溫度最高，其次是中間通道和角通道，邊通道溫度最低，最大溫差接近7 ℃.文中分析起初角通道流體溫度上升較快的原因可能是角通道流體的橫向攪混比較弱，在燃料棒的加熱下升溫較快;后面則由于中心通道獲得的加熱功率一直比較大，溫度升高得更快.

圖14 子通道中心溫度沿高度的分布Fig.14 Temperature distribution along the height of subchannel direction of subchannel

4 個子通道中心的橫流速度沿組件高度的分布如圖15所示.圖中，格架基體部分(z = -0.04 ～0 m)，由于格架的縮流且各子通道的壓力接近，橫流速度都比較小;攪混翼部分(z=0 ～0.02 m)，子通道間的壓差增大，橫流速度顯著上升，中心/中間通道的橫流向外，邊通道和角通道的橫流向里;攪混翼下游(z ＞0.02 m)，子通道間的壓差減小，橫流速度又逐漸下降.

圖15 子通道橫流速度沿軸向的分布Fig.15 Lateral velocity distribution along the axial direction of subchannel

4 個子通道中心的軸流速度沿組件高度的分布如圖16所示.圖中，格架部分(z= -0.04 ～0.02 m)，由于流通面積減小，各子通道的軸流速度都上升，中心通道上升幅度最大，角通道受到外圍固體邊界阻滯較大，軸流速度升幅最小;攪混翼下游(z ＞0.02 m)，流通面積突擴，各子通道的軸流速度在經(jīng)歷一個快速的下降后趨于穩(wěn)定，中心和中間通道由于流體受熱的浮升力明顯，軸流速度也一直緩緩上升.

圖16 子通道軸流速度沿軸向的分布Fig.16 Axial velocity distribution along the axial direction of subchannel

燃料組件上剛凸對流場的影響如圖17所示，圖中矢量線族為燃料組件中心棒所在單元通道橫截面的橫向速度矢量，圖17(a)為無剛凸的結果，圖17(b)為有4 個剛凸的結果.無剛凸時，該截面上幾乎沒有橫向流動，有剛凸時，流體呈現(xiàn)明顯的自條帶向燃料棒表面的橫向流動.

圖17 通道內有剛凸和無剛凸時的橫向速度矢量Fig.17 Lateral velocity vector in cross section with and without dimples

燃料組件上彈簧對流場的影響如圖18所示，圖中矢量線族為燃料組件中心棒所在單元通道縱截面的軸流速度矢量，圖18(a)為無彈簧的結果，圖18(b)為左條帶裝單彈簧、右條帶裝雙彈簧的結果.無彈簧時，該截面的流動呈沿高度方向的軸向流動;有彈簧時，在彈簧的弧形區(qū)域，流動出現(xiàn)一定的偏向，在單彈簧上部還出現(xiàn)一些回流.

圖18 通道縱截面軸流速度矢量圖Fig.18 Axial velocity vector in longitude section

定位格架對燃料組件流場的影響以中心燃料棒周圍子通道流線圖表示，如圖19所示，圖19(a)為定位格架中部橫截面流線圖，圖19(b)為攪混翼尾緣橫截面流線圖.在格架中部，格架將棒束間的空間分隔成相對封閉的單元通道，單元通道中的流線圍繞燃料棒廓線排布，單元通道的四角形成一些小尺度渦.在攪混翼尾緣，棒束間的空間聯(lián)為一體，流線受到攪混翼片排列影響，每個子通道中間都形成一個較大尺度渦.

圖19 通道橫截面的流線圖Fig.19 Streamline on lateral sections

圖20 橫截面B-B'的速度云圖Fig.20 Cloud picture of velocity in section B-B'

攪混翼尾緣橫截面B-B'的橫流速度和軸流速度大小如圖20所示.圖20(a)中，B -B'截面上攪混翼周圍流體的橫流十分顯著，橫流速度大小達到入口流速的40%，橫流速度方向沿著攪混翼的伸張方向.圖20(b)中，B -B'截面的軸流速度受攪混翼的增強作用也十分明顯，攪混翼周圍的橫流速度大小達到入口流速的140%;無攪混翼的棒束間區(qū)域橫流很小，軸流速度大小也有所下降.

攪混翼下游橫截面C-C'的橫流速度和軸流速度大小見圖21所示.圖21(a)中，在橫截面C -C'上，流體的橫向流動大大減小，主要出現(xiàn)在棒束間無攪混翼的區(qū)域，大小為入口流速的10% ～15%.圖21(b)中，橫截面C-C'中間的軸流速度均勻，略大于入口流速，計算域外圍鄰近固壁區(qū)域的軸流速度較低，為入口流速的60% ～70%.

圖21 橫截面C-C'的速度云圖Fig.21 Cloud picture of velocity in section C-C'

5 結論

對完整結構的5 ×5 定位格架棒束組件用混合網(wǎng)格進行幾何建模，用軟件ANSYS CFX14.0 求解棒束加熱情況下定位格架中間及下游的流場.研究表明:定位格架的攪混翼、剛凸和彈簧都對燃料組件棒束通道的流場有擾動，攪混翼的擾流最強，作用在其下游區(qū)域，橫流速度沿攪混翼片的伸張方向，中心通道的橫流速度最大，角通道的最小;剛凸和彈簧的擾流較弱，作用在其結構周圍;定位格架中部棒束單元通道中的流線相互獨立，通道四角有小尺度渦，攪混翼尾緣，單元通道的流線互相貫穿，在子通道中間形成一個較大尺度渦.

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