幾何結(jié)構(gòu)對快堆控制棒組件管腳流動特性的影響

秦亥琦，陸道綱，劉少華，王 雨，唐甲璇，鐘達(dá)文,*

(1.華北電力大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，北京 102206；2.非能動核能安全技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

鈉冷快堆作為第4代核能系統(tǒng)之一，可有效解決鈾資源短缺與核廢料處理兩大難題，我國于2007年正式加入第4代核能系統(tǒng)國際論壇(GIF)，加快推進(jìn)各項(xiàng)快堆技術(shù)研發(fā)與應(yīng)用[1-3]，有關(guān)快堆堆芯設(shè)計(jì)、熱工流體力學(xué)亦成為了國內(nèi)外研究的前沿課題。

控制棒組件是快堆堆芯的重要組成部分，也是控制快堆運(yùn)行與維持安全的主要部件，按照其具體功能的不同，可分為調(diào)節(jié)棒、補(bǔ)償棒與應(yīng)急保護(hù)棒三大類[4]，通過對反應(yīng)性的有效調(diào)節(jié)共同維護(hù)核安全。為防止控制棒的中子吸收體與包殼材料在中子輻照下過度發(fā)熱和放射性氣體逸出，必須對控制棒進(jìn)行有效、連續(xù)的冷卻，保證控制棒溫度始終在設(shè)計(jì)溫度以下，確保棒包殼的完整性，避免控制棒發(fā)生扭曲、卡死或損壞[5]。控制棒的冷卻通過管腳對堆芯流量的合理分流加以實(shí)現(xiàn)，管腳位于控制棒組件底端，冷卻劑通過管腳側(cè)面開孔進(jìn)入組件內(nèi)部，沿控制棒導(dǎo)管流經(jīng)控制棒束，故管腳結(jié)構(gòu)可直接影響控制棒組件的流體力學(xué)行為，進(jìn)而影響快堆的安全性。結(jié)合水力實(shí)驗(yàn)與計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)方法研究幾何結(jié)構(gòu)對快堆控制棒組件板式節(jié)流件管腳流動特性的影響具有重要的工程意義。

國內(nèi)外研究人員針對快堆控制棒組件進(jìn)行了許多有益研究。宋青、孫磊等[6-7]在豎井多點(diǎn)激勵地震臺上開展了中國實(shí)驗(yàn)快堆(CEFR)控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)及驅(qū)動線的抗震鑒定；楊長江等[8]針對中國先進(jìn)研究堆，利用CFD方法研究了控制棒組件三維流場分布，獲得了控制棒組件的阻力特性；陳儀煜等[9]利用蒙特卡羅程序?qū)舳雅R界與運(yùn)行轉(zhuǎn)載冷態(tài)下的安全棒與補(bǔ)償棒的單棒價值、棒束價值進(jìn)行了理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測量；才春博等[10]采用理論與程序計(jì)算相結(jié)合的方法計(jì)算了CEFR控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)導(dǎo)管內(nèi)的氦產(chǎn)量；Yoon等[11]針對地震與冷卻劑喪失事故，提出了一種新的有限元方法用于研究控制棒組件的下落過程。

國內(nèi)外有關(guān)控制棒組件的相關(guān)研究多集中于其安全特性、結(jié)構(gòu)抗震，而管腳流動特性較為缺乏。本文結(jié)合水力實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬，研究節(jié)流板厚度與連桿直徑對快堆控制棒組件板式節(jié)流件管腳流動特性的影響，對板式節(jié)流件進(jìn)行優(yōu)化并提出替代方案，供相關(guān)實(shí)驗(yàn)與工程參考。

1 快堆控制棒組件管腳

根據(jù)文獻(xiàn)[4]，快堆控制棒組件主要由管腳、控制棒束、外套筒及操作頭組成，結(jié)構(gòu)示于圖1，圖1中箭頭表示組件內(nèi)部冷卻劑的流動方向。

圖1 控制棒組件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure schematic of control assembly

管腳位于控制棒組件底端，事故工況下控制棒組件插入堆芯，管腳插入小柵板聯(lián)箱，兼具冷卻劑入口與支撐組件的功能。根據(jù)設(shè)計(jì)需求，控制棒組件管腳需在較小的額定流量下達(dá)到較大壓降，而控制棒組件棒束段阻力極小，壓降幾乎全部集中于管腳段。工程中多采用管腳內(nèi)置板式節(jié)流件的方案用以增大局部壓降，可有效避免管腳側(cè)面開孔處流速超過設(shè)計(jì)限值，此外僅需修改管腳接頭節(jié)流板寬度即可實(shí)現(xiàn)對管腳流動特性的調(diào)整，避免重復(fù)加工整根管腳，有利于降低實(shí)驗(yàn)成本。實(shí)驗(yàn)中板式節(jié)流件管腳調(diào)節(jié)效率較低，微小的寬度修改也存在一定障礙，加工精度無法保證，本文設(shè)計(jì)了孔板節(jié)流件管腳的替代方案。圖2示出控制棒組件板式節(jié)流件與孔板節(jié)流件管腳結(jié)構(gòu)示意圖。

控制棒組件管腳由豎直管身與管腳接頭兩部分組成，二者之間通過螺紋連接；在豎直管身中下部沿周向均勻布置3個開孔；管腳接頭共加裝5塊厚度相同的節(jié)流板；板式節(jié)流件兩側(cè)對稱切除等高度半月形，橫截面呈拱形，沿流動方向上等間距交叉垂直排列；孔板節(jié)流件兩側(cè)對稱切除等直徑的節(jié)流孔，其他結(jié)構(gòu)與板式節(jié)流件完全相同；冷卻劑先由開孔進(jìn)入管腳內(nèi)部，再依次經(jīng)過節(jié)流板與管腳內(nèi)壁間的狹小間隙或沿節(jié)流孔向上流動。

剖面及俯視圖：a——板式節(jié)流件；b——孔板節(jié)流件圖2 控制棒組件管腳結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure schematic of entry-tube of control assembly

2 水力特性實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

采用去離子水代替鈉開展熱態(tài)實(shí)驗(yàn)，研究板式節(jié)流件管腳的流動特性。根據(jù)快堆設(shè)計(jì)需求，液鈉質(zhì)量流量為1.2 kg/s時，管腳壓降需達(dá)到300 kPa。鈉物性參數(shù)[12-13]如下：密度ρ=945.3-0.224 7t2，動力黏度η=0.123 5×10-4ρ1/3e0.697ρ/(t+273.15)，其中t為溫度。

基于全比例尺幾何相似分析運(yùn)動與動力相似，保證鈉工質(zhì)與水工質(zhì)的雷諾數(shù)(Re)與歐拉數(shù)(Eu)相等[14]，由量綱分析確定實(shí)驗(yàn)基本參數(shù)，列于表1。

表1 水力特性實(shí)驗(yàn)基本參數(shù)Table 1 Basic parameter of hydraulic experiment

2.2 實(shí)驗(yàn)臺架簡介

依托非能動核能安全技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室所屬大型快堆水力實(shí)驗(yàn)臺架開展相關(guān)實(shí)驗(yàn)工作，實(shí)驗(yàn)臺架示意圖[15]如圖3所示。

黑色連接線為主回路流程，藍(lán)色連接線為實(shí)驗(yàn)段支路流程，綠色連接線為數(shù)據(jù)采集線路流程圖3 實(shí)驗(yàn)臺架示意圖Fig.3 Schematic of experiment system

實(shí)驗(yàn)臺架由凈化系統(tǒng)、穩(wěn)壓系統(tǒng)、主回路、實(shí)驗(yàn)段、溫度控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。自來水經(jīng)凈化系統(tǒng)過濾得到去離子水，滿足實(shí)驗(yàn)對工質(zhì)純度的要求；去離子水存儲在穩(wěn)壓罐中，實(shí)驗(yàn)前經(jīng)循環(huán)泵打入實(shí)驗(yàn)回路直至其完成充滿；啟動主給水泵驅(qū)動去離子水在主回路與實(shí)驗(yàn)段中穩(wěn)定流動，并開啟電加熱器將水加熱至84 ℃；全尺寸控制棒組件模擬件置于不銹鋼實(shí)驗(yàn)段中，通過頂部絲扣壓緊，去離子水自下而上流過模擬件，實(shí)驗(yàn)段各處均包覆保溫層以減少熱量散失；調(diào)節(jié)主給水泵頻率與電動閥開度實(shí)現(xiàn)工況切換；實(shí)時測量并自動采集去離子水體積流量、模擬件壓降與實(shí)驗(yàn)段溫度。

2.3 數(shù)據(jù)處理與不確定度

在額定流量的20%～120%范圍內(nèi)，每間隔10%設(shè)置1組工況，每秒采集1次數(shù)據(jù)，實(shí)驗(yàn)中每組工況保持3～4 min，重復(fù)3次。所采集數(shù)據(jù)的算術(shù)平均值視為該組工況下流量與壓降的測量值，根據(jù)設(shè)計(jì)需求，棒束段壓降極小，可忽略，故近似認(rèn)為測量壓降即為管腳壓降?；谙嗨菩赞D(zhuǎn)換將水工質(zhì)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為鈉工質(zhì)數(shù)據(jù)。利用最小二乘法對上述實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到流動特性曲線及其經(jīng)驗(yàn)表達(dá)式，代入額定流量計(jì)算得到對應(yīng)的實(shí)驗(yàn)壓降，當(dāng)該壓降相對于額定壓降相對誤差在±3%以內(nèi)時，認(rèn)為管腳結(jié)構(gòu)滿足設(shè)計(jì)需求。

不確定度來源主要包括數(shù)據(jù)處理方法與儀器誤差。壓差變送器與渦街流量計(jì)測量精度分別為0.1%與1%?？紤]忽略棒束壓降引起的誤差，管腳壓降與流量相對不確定度均不超過3%。

3 數(shù)值模擬

3.1 網(wǎng)格劃分

采用網(wǎng)格一體化設(shè)置，自動生成四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量高于0.3，滿足計(jì)算精度要求[16]。近壁面設(shè)置5層邊界層，不考慮浮力影響，管腳由不銹鋼制成，不考慮內(nèi)外壁面粗糙度的影響[17]。以替代方案中孔板節(jié)流件管腳網(wǎng)格為例，局部網(wǎng)格分布示于圖4。

圖4 局部網(wǎng)格分布Fig.4 Local mesh distribution

額定工況(鈉工質(zhì)質(zhì)量流量為1.2 kg/s)下Re遠(yuǎn)超10 000，管腳內(nèi)鈉工質(zhì)流動屬于不可壓縮黏性流體的高Re旺盛湍流，選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型配合scalable壁面函數(shù)[18]。

3.2 控制方程

標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型用于模擬管腳內(nèi)部的湍流流動，利用商業(yè)CFD軟件CFX求解三維非穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes方程，控制方程通式如下[19-20]。

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(4)

式中：k為湍流動能；t為時間；x為x方向坐標(biāo)位置；u為x方向分速度；μ為分子黏度；μt為渦黏度；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流動能；ε為湍流耗散率；σk為對應(yīng)于湍流動能k的湍流普朗特?cái)?shù)；YM為可壓縮湍流中由于過度擴(kuò)散產(chǎn)生的波動；Sk為自定義源項(xiàng)。

湍流耗散率方程：

(5)

式中：σε為對應(yīng)于湍流耗散率ε的湍流普朗特?cái)?shù)；C1、C2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[20]，通常分別取為1.44與1.92；S為擴(kuò)散產(chǎn)生項(xiàng)。

3.3 邊界條件

入口為質(zhì)量流量入口，鈉工質(zhì)質(zhì)量流量為1.2 kg/s；入口湍流強(qiáng)度(TI)為中等5%；出口設(shè)置為平均靜壓出口；由于管腳自身無熱源，整個流體域?yàn)榻^熱、恒溫(360 ℃)；內(nèi)、外壁面均為無滑移光滑壁面。

網(wǎng)格無關(guān)性分析顯示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過450萬時，計(jì)算結(jié)果趨于穩(wěn)定，繼續(xù)增加網(wǎng)格規(guī)模已無法改善計(jì)算精度，綜合考慮收斂速度與計(jì)算精度，本文選擇570萬網(wǎng)格系統(tǒng)作為工作網(wǎng)格。

4 結(jié)果與討論

4.1 數(shù)值模擬的驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬所獲得控制棒組件板式節(jié)流件管腳流動特性如圖5所示，以實(shí)驗(yàn)結(jié)果為基準(zhǔn)評估數(shù)值結(jié)果的相對誤差。由圖5a可見：水力實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬獲得的流動特性曲線幾乎一致；額定工況(1.2 kg/s)下的實(shí)驗(yàn)壓降為299.12 kPa，相對于額定壓降(300 kPa)的相對誤差為-0.29%。由圖5b可見：各工況點(diǎn)數(shù)值結(jié)果相對于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對誤差在±4%以內(nèi)，吻合良好；額定工況下數(shù)值模擬計(jì)算壓降為293.78 kPa，相對于額定壓降的相對誤差為-2.07%，與實(shí)驗(yàn)壓降的相對誤差為-1.79%。由此證明控制棒組件管腳內(nèi)置板式節(jié)流件的優(yōu)化方案可行，可在滿足流速限制的條件下大幅提高管腳節(jié)流能力。

調(diào)整近壁面y+及入口湍流強(qiáng)度，通過對比數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，評估數(shù)值模擬的可靠性，對比結(jié)果分別示于圖6、7。由圖6可見，近壁面y+對數(shù)值模擬具有顯著影響，但一味加密邊界層、降低y+并不一定會提高計(jì)算精度。本文應(yīng)用場景下，y+為60的計(jì)算網(wǎng)格具有最高的計(jì)算精度。由圖7可見，入口湍流強(qiáng)度對于數(shù)值模擬的影響較小。總體而言，在低流量工況下，低湍流強(qiáng)度(1%)精度較高；反之高流量工況下，設(shè)置高湍流強(qiáng)度(10%)較為合理。工程應(yīng)用中，CFX默認(rèn)的中等湍流強(qiáng)度(5%)完全滿足精度要求。對于精度要求較高的研究場景，可采用高湍流強(qiáng)度(10%)以補(bǔ)償入口效應(yīng)的影響。

圖5 控制棒組件板式節(jié)流件管腳流動特性Fig.5 Flow characteristic in plate-throttle entry-tube of control assembly

圖6 y+對數(shù)值計(jì)算的影響Fig.6 Effect of y+ on numerical simulation

圖7 湍流強(qiáng)度對數(shù)值計(jì)算的影響Fig.7 Effect of turbulence intensity on numerical simulation

4.2 節(jié)流板厚度對管腳流動特性的影響

控制棒組件板式節(jié)流件管腳尚無統(tǒng)一的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，節(jié)流板厚度的選擇存在一定盲目性。引入無量綱厚徑比Ha(Ha=h/d，h為節(jié)流板厚度，d為管腳開孔直徑)用以衡量節(jié)流板相對厚度，該值越大表明節(jié)流板越厚。增大節(jié)流板厚度導(dǎo)致管腳接頭整體長度延長，高流量下有害振動加劇；若節(jié)流板厚度過薄，影響管腳接頭結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，帶來安全風(fēng)險(xiǎn)。結(jié)合工程實(shí)際，本研究中節(jié)流板厚度不超過開孔直徑且不低于2 mm，即0.2≤Ha≤1.0。

不同節(jié)流板厚度管腳對應(yīng)鈉工質(zhì)流動特性曲線示于圖8，管腳局部速度、壓力云圖示于圖9、10。由圖8可見，不同節(jié)流板厚度的管腳具有相似的流動特性，其中Ha=0.2的管腳節(jié)流能力最強(qiáng)，可在相同流量下實(shí)現(xiàn)更大的壓降。由圖9可見，管腳內(nèi)部速度場均呈對稱狀分布，第1塊節(jié)流板與管腳內(nèi)壁間隙處出現(xiàn)高速區(qū)，沿流動方向，流速逐漸衰減，在第2、3塊節(jié)流板之間出現(xiàn)對稱狀低速核心，Ha=1.0的管腳內(nèi)部速度場分布最為均勻，低速區(qū)面積最小。由圖10可見，Ha=0.2的管腳內(nèi)部壓力場對稱性最好，可避免由壓力分布不均導(dǎo)致的應(yīng)力集中，但其流域內(nèi)最大流速遠(yuǎn)高于其他管腳，有可能導(dǎo)致振動加劇。綜合而言，減小節(jié)流板厚度有利于提高管腳節(jié)流能力，但不利于限制流速。

圖8 流動特性曲線Fig.8 Curve of flow characteristic

a——Ha=0.2；b——Ha=0.5；c——Ha=0.8；d——Ha=1.0圖9 不同節(jié)流板厚度管腳局部速度云圖Fig.9 Local flow velocity contour of plate-throttle entry-tube with different thicknesses

a——Ha=0.2；b——Ha=0.5；c——Ha=0.8；d——Ha=1.0圖10 不同節(jié)流板厚度管腳局部壓力云圖Fig.10 Local pressure contour of plate-throttle entry-tube with different thicknesses

4.3 連桿直徑對管腳流動特性的影響

保持節(jié)流板厚度為5 mm，其他幾何結(jié)構(gòu)不變，改變連桿直徑亦可改變管腳內(nèi)部流動空間。額定工況下鈉工質(zhì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果列于表2，管腳局部速度、壓力云圖示于圖11、12。

表2 不同連桿直徑管腳數(shù)值計(jì)算結(jié)果Table 2 Numerical result of plate-throttle entry-tube with connecting rod in different diameters

連桿直徑：a——10 mm；b——20 mm；c——30 mm圖11 不同連桿直徑管腳局部速度云圖Fig.11 Local flow velocity contour of plate-throttle entry-tube with connecting rod in different diameters

連桿直徑：a——10 mm；b——20 mm；c——30 mm圖12 不同連桿直徑管腳局部壓力云圖Fig.12 Local pressure contour of plate-throttle entry-tube with connecting rod in different diameters

由表2可見，增大連桿直徑使得流動面積縮小，進(jìn)而導(dǎo)致管腳壓降升高，但相較于節(jié)流板厚度，連桿直徑對于管腳流動特性的影響較為有限。由圖11可見：連桿直徑為10 mm的管腳內(nèi)速度場分布最為均勻，高速區(qū)出現(xiàn)在第1塊節(jié)流板與管腳內(nèi)壁間隙處，整體呈對稱狀分布；連桿直徑為30 mm的管腳內(nèi)速度場分布十分紊亂，出現(xiàn)較大的速度震蕩。由圖12可見，管腳內(nèi)壓力場分布均呈對稱狀，連桿直徑為30 mm的管腳內(nèi)壓力梯度較大，可能出現(xiàn)應(yīng)力集中。

節(jié)流板厚度與連桿直徑均通過改變流道形狀與流通面積進(jìn)而影響管腳流動特性，減小節(jié)流板厚度、增加連桿直徑均可提高管腳節(jié)流能力。綜合考慮節(jié)流能力與流速限制，上述結(jié)構(gòu)參數(shù)存在一個最優(yōu)值，Ha=0.5且連桿直徑為20 mm的板式節(jié)流件管腳具有較強(qiáng)的節(jié)流能力，且有利于流速限制以避免振動加劇，該幾何尺寸可為其他管腳的初步設(shè)計(jì)提供有益參考。在需要降低管腳壓降的場景下，推薦優(yōu)先使用調(diào)整節(jié)流板厚度的方法，增加連桿直徑需慎重選擇。

4.4 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評定

節(jié)流板厚度與連桿直徑的改變會對管腳結(jié)構(gòu)強(qiáng)度產(chǎn)生影響，出于保守考慮，采用流體-結(jié)構(gòu)耦合數(shù)值模擬方法對節(jié)流板厚度為2 mm、連桿直徑為10 mm的極限設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度評定。首先利用CFX得到該型管腳的壓力分布等流動參數(shù)，之后將壓力作為APDL軟件輸入條件進(jìn)行靜力學(xué)分析。由于快堆控制棒組件屬于核一級設(shè)備，按照第三強(qiáng)度理論評定其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。連桿底部與管腳接頭為全位移約束，考慮重力影響，向各結(jié)構(gòu)面施加對應(yīng)內(nèi)壓，位移及應(yīng)力分布示于圖13。

由圖13a可見，應(yīng)力主要集中于第1、2塊節(jié)流板之間的連桿處，最大應(yīng)力為4.71×106Pa，而各節(jié)流板處應(yīng)力相對較小。由圖13b、c可見，5塊節(jié)流板均出現(xiàn)明顯位移形變，由于位移累積，沿流動方向最遠(yuǎn)的5號節(jié)流板位移最大(1.6×10-6m)。據(jù)此，最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于不銹鋼許用應(yīng)力，最大位移形變僅為10-6量級，由此認(rèn)為節(jié)流板厚度及連桿直徑的改變對于管腳結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響較為有限，本文提出的通過改變節(jié)流板厚度及連桿直徑以調(diào)節(jié)管腳流動特性的設(shè)計(jì)思路保守、可行。

4.5 孔板節(jié)流件替代研究

實(shí)驗(yàn)及工程中，板式節(jié)流件寬度的微小調(diào)整在加工精度方面存在一定困難，且由于兩側(cè)切除面積相對較大，不利于管腳流動特性的精確調(diào)節(jié)。將節(jié)流板形狀由目前的拱形改為圓形的節(jié)流孔，研究其替代效果?？刂瓢艚M件孔板節(jié)流件管腳流動特性示于圖14。

a——應(yīng)力分布；b——位移形變；c——位移云圖圖13 管腳結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評定Fig.13 Stress-intensity assessment of entry-tube

圖14 控制棒組件孔板節(jié)流件管腳流動特性Fig.14 Flow characteristic in square-groove entry-tube of control assembly

由圖14可見：兩類管腳數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合，最大相對誤差為5.29%；孔板節(jié)流件管腳數(shù)值結(jié)果與板式節(jié)流件管腳實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，額定工況下相對誤差為-0.49%，兩類管腳的流動特性基本一致。由此說明控制棒組件管腳內(nèi)置孔板節(jié)流件的優(yōu)化方案可行，可起到替代原有板式節(jié)流件的預(yù)期目標(biāo)。為進(jìn)一步研究管腳內(nèi)部的流場分布，針對兩類滿足設(shè)計(jì)需求的管腳結(jié)構(gòu)分別獲得5塊節(jié)流板出口處速度、壓力云圖，示于圖15、16。

a——板式節(jié)流件，板寬41 mm；b——孔板節(jié)流件，φ10.1 mm圖15 各節(jié)流板出口局部速度云圖Fig.15 Local flow velocity contour in throttle outlet of different entry-tubes

a——板式節(jié)流件，板寬41 mm；b——孔板節(jié)流件，φ10.1 mm圖16 各節(jié)流板出口局部壓力云圖Fig.16 Local pressure contour in throttle outlet of different entry-tubes

由圖15可見：兩類管腳的速度場均呈周期性交替分布；板式節(jié)流件管腳流速分布更為均勻，高速區(qū)面積較大且集中分布于半月形間隙中；孔板節(jié)流件高速區(qū)面積有限，集中于孔板中。由圖16可見，兩類管腳壓力場均呈對稱狀分布且基本相同，沿流動方向壓力逐漸衰減。兩類管腳內(nèi)部速度、壓力分布較為接近，孔板節(jié)流件可有效替代板式節(jié)流件，以提高管腳流動特性的調(diào)節(jié)效率。

5 結(jié)論

1) 實(shí)驗(yàn)證明內(nèi)置板式節(jié)流件的控制棒組件管腳設(shè)計(jì)方案具有較好的工程可行性，數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，本文數(shù)值模擬可靠、準(zhǔn)確。經(jīng)評估，y+為60的計(jì)算網(wǎng)格與5%入口湍流強(qiáng)度具有較優(yōu)的計(jì)算精度。

2) 節(jié)流板厚度與連桿直徑對于管腳流動特性有顯著影響，減小節(jié)流板厚度、增加連桿直徑均可提高管腳節(jié)流能力。考慮流速限制，控制棒組件管腳結(jié)構(gòu)參數(shù)存在最優(yōu)值，Ha=0.5且連桿直徑為20 mm的板式節(jié)流件管腳兼具較強(qiáng)的節(jié)流能力與流速限制性能。節(jié)流板厚度及連桿直徑的改變對于管腳結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響較為有限，極限設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)下最大位移、最大應(yīng)力均滿足設(shè)計(jì)需求，改變節(jié)流板厚度及連桿直徑以調(diào)節(jié)管腳流動特性的設(shè)計(jì)思路保守、可行。

3) 針對板式節(jié)流件管腳在實(shí)驗(yàn)中存在的缺陷，提出了孔板節(jié)流件替代方案，經(jīng)驗(yàn)證，兩類管腳內(nèi)部速度、壓力分布較為接近，孔板節(jié)流件具有更高的調(diào)節(jié)效率，可有效替代板式節(jié)流件。